WO2022073729A1 - Procede d'estimation de la pression dans un collecteur d'admission - Google Patents

Procede d'estimation de la pression dans un collecteur d'admission Download PDF

Info

Publication number
WO2022073729A1
WO2022073729A1 PCT/EP2021/075238 EP2021075238W WO2022073729A1 WO 2022073729 A1 WO2022073729 A1 WO 2022073729A1 EP 2021075238 W EP2021075238 W EP 2021075238W WO 2022073729 A1 WO2022073729 A1 WO 2022073729A1
Authority
WO
WIPO (PCT)
Prior art keywords
pressure
intake manifold
engine
crankshaft
angular position
Prior art date
Application number
PCT/EP2021/075238
Other languages
English (en)
Inventor
Xavier Moine
Original Assignee
Vitesco Technologies GmbH
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by Vitesco Technologies GmbH filed Critical Vitesco Technologies GmbH
Priority to CN202180068533.1A priority Critical patent/CN116324151A/zh
Priority to US18/020,170 priority patent/US11808230B2/en
Publication of WO2022073729A1 publication Critical patent/WO2022073729A1/fr

Links

Classifications

    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F02—COMBUSTION ENGINES; HOT-GAS OR COMBUSTION-PRODUCT ENGINE PLANTS
    • F02D—CONTROLLING COMBUSTION ENGINES
    • F02D41/00—Electrical control of supply of combustible mixture or its constituents
    • F02D41/30—Controlling fuel injection
    • F02D41/32—Controlling fuel injection of the low pressure type
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F02—COMBUSTION ENGINES; HOT-GAS OR COMBUSTION-PRODUCT ENGINE PLANTS
    • F02D—CONTROLLING COMBUSTION ENGINES
    • F02D2200/00—Input parameters for engine control
    • F02D2200/02—Input parameters for engine control the parameters being related to the engine
    • F02D2200/04—Engine intake system parameters
    • F02D2200/0402—Engine intake system parameters the parameter being determined by using a model of the engine intake or its components
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F02—COMBUSTION ENGINES; HOT-GAS OR COMBUSTION-PRODUCT ENGINE PLANTS
    • F02D—CONTROLLING COMBUSTION ENGINES
    • F02D2200/00—Input parameters for engine control
    • F02D2200/02—Input parameters for engine control the parameters being related to the engine
    • F02D2200/04—Engine intake system parameters
    • F02D2200/0406—Intake manifold pressure
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F02—COMBUSTION ENGINES; HOT-GAS OR COMBUSTION-PRODUCT ENGINE PLANTS
    • F02D—CONTROLLING COMBUSTION ENGINES
    • F02D2200/00—Input parameters for engine control
    • F02D2200/02—Input parameters for engine control the parameters being related to the engine
    • F02D2200/04—Engine intake system parameters
    • F02D2200/0406—Intake manifold pressure
    • F02D2200/0408—Estimation of intake manifold pressure
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F02—COMBUSTION ENGINES; HOT-GAS OR COMBUSTION-PRODUCT ENGINE PLANTS
    • F02D—CONTROLLING COMBUSTION ENGINES
    • F02D2250/00—Engine control related to specific problems or objectives
    • F02D2250/14—Timing of measurement, e.g. synchronisation of measurements to the engine cycle
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F02—COMBUSTION ENGINES; HOT-GAS OR COMBUSTION-PRODUCT ENGINE PLANTS
    • F02D—CONTROLLING COMBUSTION ENGINES
    • F02D41/00—Electrical control of supply of combustible mixture or its constituents
    • F02D41/30—Controlling fuel injection
    • F02D41/32—Controlling fuel injection of the low pressure type
    • F02D41/34—Controlling fuel injection of the low pressure type with means for controlling injection timing or duration

Definitions

  • the present invention relates to a method for estimating the pressure in an intake manifold.
  • knowledge of this pressure can make it possible in particular to compensate for its variations in order to better control the quantity of fuel injected into said manifold.
  • the invention applies more particularly to indirect injection engines having a small intake manifold volume.
  • an intake system of a combustion engine comprises a throttle body making it possible to regulate an air flow to supply an intake manifold in fluid communication with one or more combustion cylinders.
  • a throttle body making it possible to regulate an air flow to supply an intake manifold in fluid communication with one or more combustion cylinders.
  • In each combustion cylinder is guided a piston in translation.
  • the air-fuel mixture intended for combustion is carried out at the level of the intake manifold.
  • a fuel injector is provided, its injection nose being arranged in the intake manifold in order to inject the fuel directly at the level of the intake manifold as explained above, the mixture then being sucked into a combustion chamber via the opening of one or more intake valves and via a downward movement of the piston in its cylinder.
  • the proportions of the air-fuel mixture are decisive for enabling optimum combustion in the combustion cylinder.
  • the instantaneous flow rate of said injector so as to be able to adapt its injection time (corresponding to the time separating the opening and closing of the injector).
  • the instantaneous flow depends, among other things, on the pressure difference between the fuel pressure in the injector and the pressure in downstream of the injector.
  • the latter corresponds to the pressure at the nose of the injector and therefore it corresponds to the pressure at the level of the intake manifold. This pressure changes more or less significantly during an engine cycle, in particular when the volume of the intake manifold is low.
  • Combustion engines with low intake manifold volumes equip lawnmowers, scooters, motorcycles, etc., for example.
  • the pressure in the intake manifold is dependent on the atmospheric pressure, the angular position of the crankshaft, the engine speed and the engine load.
  • the injection time of an injector is generally corrected by a method chosen from among the two methods below.
  • the first method is to estimate an intake manifold pressure for a current engine operating point based on a table of intake manifold pressure values associated with reference engine operating points.
  • the table of values of pressure in the manifold comprises only a small number of reference operating points of the engine and therefore the pressure evaluated corresponding to the pressure of the reference operating point closest to the current operating point of the engine is imprecise .
  • the method then proposes to artificially modify the air flow calculated at the inlet of the intake manifold to inject more or less fuel according to this air flow in order to attenuate the pressure difference existing between the actual pressure in the intake manifold and the pressure estimated from the nearest operating point.
  • This method is not satisfactory insofar as the use of values on a small number of engine operating points and the modification of the air flow calculated as compensation tools are very imprecise, which most often leads to to underestimate the pressure in the intake manifold.
  • the second method consists in correcting the pressure in the intake manifold from the calculation of an average value of the pressure in the intake manifold.
  • the latter is obtained from several pressure acquisitions in the intake manifold during an engine cycle.
  • this method is only relevant when the pressure in the manifold does not fluctuate much during the same engine cycle. It is therefore not relevant for engines with low intake manifold volumes.
  • the use of the first method on a 90° V-twin mower engine leads to an underestimation of the pressure in the intake manifold by 0 to 340 mbar while the use of the second method leads to an overestimation of 0 to 330 mbar of the pressure in the intake manifold. None of these methods is therefore satisfactory for correctly estimating the pressure in the intake manifold.
  • neither of these two methods is suitable for taking into account the different pressure variations from one cylinder to another during the same cycle, as is the case for example for an engine with cylinders in V, including a 90° (or other angle other than 180°) V-twin engine.
  • a first objective of the present disclosure is therefore to propose a method for estimating a pressure in an intake manifold of a combustion engine.
  • a second objective of the present disclosure is to obtain an accurate estimate of the pressure in the intake manifold independently of the engine load, even if the pressure changes significantly in the manifold during an engine cycle.
  • a third objective of the present disclosure consists in obtaining this estimate on the basis of a small number of acquisitions of the sensor during the engine cycle.
  • a fourth object of the present disclosure is to provide a method which takes into account the differences in pressure variation from one cylinder to another in an engine such as a 90° V-shaped bicy I engine.
  • a fifth objective of the present disclosure consists in proposing a method for correcting a quantity of fuel injected into the intake manifold from an estimate of the pressure in the intake manifold obtained by implementing the method estimation of the pressure in the intake manifold.
  • the present disclosure proposes a method for estimating a pressure in an intake manifold of an indirect injection combustion engine, comprising a pressure sensor measuring the pressure in the intake manifold, the manifold intake being in fluid communication with a combustion cylinder, a piston being guided in translation in the combustion cylinder and connected to a rotating crankshaft, said method being characterized in that it comprises the following steps:
  • the measurement of the maximum pressure value is performed at a time directly preceding an intake phase of the combustion cylinder, and the measurement of the minimum pressure value is performed at a time directly preceding a phase of combustion cylinder compression.
  • the average corrective factor is determined from a table of corrective factors comprising a plurality of average corrective factors each associated with an engine speed and a determined angular position, and the determination of the average corrective factor comprises the selection in this table of the average correction factor associated with the engine speed and the angular position corresponding or closest to the current engine speed and the angular position of the determined crankshaft.
  • an average corrective factor for a determined engine speed and for a determined angular position is equal to the average of the corrective factors having the same determined engine speed and the same determined angular position, and a corrective factor is obtained from of the following formula:
  • Pr corresponds to a real pressure value measured on a test bench in an intake manifold for the angular position determined for a current engine cycle
  • Pmaxt corresponds to a maximum pressure value of the intake manifold on the test bench of the previous engine cycle
  • Pmint corresponds to a minimum pressure value of the intake manifold on the test bench of the previous engine cycle
  • the estimation of the pressure in the intake manifold comprises the use of the following formula:
  • Pmax corresponds to the maximum pressure value of the engine cycle preceding the current cycle and measured during the measurement step
  • Pmin corresponds to the minimum pressure value in the intake manifold of the engine cycle preceding the current cycle and measured during the measurement step
  • Fac corresponds to the average correction factor for the angular position of the crankshaft determined during the determination step.
  • the intake manifold is in fluid communication with a plurality of combustion cylinders
  • the step of measuring a pressure value is implemented for each combustion cylinder
  • the method comprises an additional step calculating an average minimum pressure value
  • the average minimum pressure value is used instead of the minimum pressure in the estimation of the pressure in the intake manifold.
  • the present disclosure proposes a method of correcting a quantity of fuel injected from an indirect injection engine comprising a pressure sensor measuring the pressure in an intake manifold, the intake manifold being in fluid communication with a cylinder of combustion, a piston being guided in translation in the combustion cylinder and connected to a rotating crankshaft, the engine also comprising an injector whose nose is arranged in the intake manifold, the method comprising the following steps: - estimation of an injection medium pressure in the intake manifold by implementing a pressure estimation method as presented above for an angular position of the injection medium crankshaft of the injector,
  • This disclosure provides a computer program product comprising code instructions for implementing the steps of a method as detailed above.
  • the present disclosure proposes a computer suitable for controlling an indirect injection engine comprising a pressure sensor measuring the pressure in an intake manifold, the intake manifold being in fluid communication with a combustion cylinder, a piston being guided in translation in the combustion cylinder and connected to a rotating crankshaft, the engine also comprising an injector whose nozzle is arranged in the intake manifold, this computer also being adapted to control the implementation of the steps of a method such as previously described.
  • the present disclosure finally proposes an indirect injection engine comprising a pressure sensor measuring the pressure in an intake manifold, the intake manifold being in fluid communication with a combustion cylinder, a piston being guided in translation in the cylinder of combustion and connected to a rotating crankshaft, the engine also comprising an injector whose nose is arranged in the intake manifold and a computer adapted to control the implementation of the steps of a method as described above.
  • the method presented according to the invention therefore makes it possible to estimate the pressure in the intake manifold with very few acquisitions per engine cycle. In this case, it requires only one acquisition of a minimum pressure value and another acquisition of a maximum pressure value (generally corresponding to the ambient pressure) per engine cycle, which makes it possible in particular to adapt to the real-time constraints of the system and in particular to the time required to acquire and process pressure measurements during the engine cycle. This also increases the life of the sensor.
  • the estimation of the pressure in the intake manifold is made independent of the engine load due to the use of a table of average corrective factors, which are simply associated with an engine speed and a position. angle of the crankshaft.
  • the method is also made robust to significant variations in the pressure in the intake manifold, unlike known methods based on average values, since it makes it possible to estimate the pressure in the intake manifold on the entire engine cycle and in particular over the entire angular range of the crankshaft.
  • the method makes it possible to estimate the pressure in the intake manifold for different engine geometries and in particular for V-cylinder engines in which there is a certain phase shift between the cylinders resulting in different pressure variations in the intake manifold.
  • This estimate of pressure in the intake manifold can in particular be used at an injection instant in order to calculate an instantaneous flow rate of the injector delivering the injection, which ultimately makes it possible to calculate a quantity of fuel injected by the estimate an injection time and therefore optimize engine performance while limiting pollutant emissions.
  • FIG. 1 represents an embodiment of the method for estimating a pressure in an intake manifold.
  • Fig. 2 represents an embodiment of a combustion engine in which the estimation method can be implemented.
  • FIG. 3 represents a pressure variation in an intake manifold of a 90° V-twin engine.
  • FIG. 4 represents two diagrams each showing on the abscissa axis, an angular position of the crankshaft during an engine cycle, and on the ordinate axis, a corrective factor value.
  • the graph on the left represents, for a given engine speed, a plurality of corrective factor curves, each curve representing a different engine load.
  • the graph on the right represents a curve of an average correction factor for the given engine speed of the graph on the left and corresponds to the average of the curves of correction factors of the graph on the left.
  • FIG. 5 represents a method of estimating a correction of a quantity of fuel injected into the intake manifold by an injector.
  • FIG. 2 presenting in a non-exhaustive manner an indirect injection combustion engine 1 (designated by the term engine 1 hereinafter) for the implementation of a method for estimating a pressure in an intake manifold described in reference to [Fig. 1 ],
  • the engine 1 thus comprises an intake manifold 2 in fluid communication with one or more combustion cylinder(s) 3 via one or more intake valve(s) 7 associated with each combustion cylinder 3.
  • intake valve(s) 7 associated with a combustion cylinder 3 is (are) open, there is effective fluid communication between the intake manifold 2 and the combustion cylinder 3.
  • a throttle body 9 is also shown and is used to regulate a flow of air supplying the intake manifold 2 and by extension a flow of air irrigating the cylinder(s) of combustion 3 according to the position of their valve(s) ) 7 respectively.
  • each combustion cylinder 3 is associated with a single intake valve 7 although it may include several.
  • the intake manifold 2 is in communication with two combustion cylinders 3.
  • the method for estimating the pressure in the intake manifold is particularly suitable for being implemented in a two-cylinder engine in V, for example in V at 90°.
  • a piston 5 is guided in translation and is connected by a connecting rod 6 to a crankshaft 8.
  • the engine 1 comprises an injector 10 having an injector nose allowing it to inject fuel at the level of the intake manifold 2. It also comprises a pressure sensor 4 adapted to measure a pressure in the intake manifold 2. It may also comprise a computer (not shown) for controlling the implementation of the method for estimating a pressure in an intake manifold 2 presented in [Fig. 1], The computer thus comprises a memory storing the code instructions for implementing the method.
  • the computer making it possible to control the implementation of the method is an engine control unit. Of course, any other computer suitable for controlling this implementation can be envisaged.
  • the pressure in the intake manifold 2 depends on the quantity of air that the latter contains.
  • the transfer of air from the intake manifold 2 to the combustion cylinder 3 causes a depression in the intake manifold 2.
  • This depression is shown in [Fig. 3] in which the curve represents the evolution of the actual pressure P r in an intake manifold as a function of time over several engine cycles. This is the evolution of the pressure in a 90° V-twin engine measured on a test bench.
  • the An annotations correspond to the different admission phases.
  • the method for estimating the pressure in the intake manifold 2 thus comprises a first step of measuring 110, by the pressure sensor 4, a maximum pressure value Pmax corresponding substantially to a maximum pressure in the manifold of intake 2 during one cycle of the combustion engine. It is known to those skilled in the art of pressure sensors making it possible to detect minima and maxima of relative pressures. In which case, the pressure sensor 4 is advantageously a pressure sensor of this type and the pressure measurement is performed at a maximum pressure over the engine cycle corresponding to an absolute maximum pressure over the engine cycle.
  • the measurement of the pressure value Pmax is advantageously carried out at a time directly preceding an intake phase An of a cylinder combustion 3.
  • the engine 1 comprises an intake manifold 2 in fluid communication with several combustion cylinders 3, there are as many intake phases An as there are combustion cylinders 3 during an engine cycle. In this sense, there are as many depressions observed in the intake manifold 2 as there are combustion cylinders 3. In engines having so-called “in-line” or “flat” configurations, this is of little impact on the measurement of the maximum pressure value Pmax which can be measured before the intake phase An of each combustion cylinder 3 of the engine cycle since each of these measures will give substantially the same result.
  • the maximum pressure value Pmaxci preceding the intake phase in the first cylinder An is greater than the maximum pressure value PmaxC2 preceding the intake phase in the second cylinder An+i.
  • the geometry of the engine means that there is a difference between a duration ti2 between two intake phases Ai (intake into a first combustion cylinder) and A2 (intake into a second combustion cylinder) consecutive and a duration t23 between the following consecutive admission phases A2 (admission into the second combustion cylinder) and A3 (admission into the first combustion cylinder of the next engine cycle). This difference is due to a different angular displacement of the crankshaft 8 between the phases A1-A2 and A2-A3.
  • Out of phase engines are therefore defined as engines for which the intake manifold 2 is in fluid communication with several combustion cylinders 3 and for which the angular displacement of the crankshaft 8 is different between two same phases of the engine cycle executed in two consecutive different combustion cylinders.
  • the angular displacement of the crankshaft is not the same between An-1 and An and between An and An+1, it is a so-called “out of phase” engine.
  • the actual pressure curve P r of which in the intake manifold is shown in [Fig.
  • the intake phase Ai is carried out in the first cylinder 3 when the crankshaft 8 is positioned at 0°CRK
  • the intake phase A2 in the second cylinder 3 will be carried out when the crankshaft 8 is positioned at 270°CRK (360 - 90 due to engine geometry).
  • the unit °CRK represents an angular position of the crankshaft 8, which varies between 0 and 720°CRK at each engine cycle for a 4-stroke engine.
  • the crankshaft 8 has therefore traveled 270° CRK between an admission Ai in the first combustion cylinder 3 and an admission A2 in the second combustion cylinder 3 of the engine.
  • the angular displacements of the crankshaft 8 are therefore not equal between the two intakes Ai and A2 (270°CRK) and the two inlets A2 and A3 (450°CRK) of the bicy I engine in V at 90°.
  • the angular offset phenomenon is observed for all engines whose combustion cylinders 3 are not arranged in the so-called “in-line” or “flat” configuration, that is to say for the "out of phase” engines that we have introduced previously.
  • time interval ti2 separating the admission Ai from the admission A2 and that the time interval t23 separating the admission A2 from the admission A3 do not correspond to the same value since the angular displacement of the crankshaft 8 is not the same.
  • the time interval ti2 is therefore shorter than the time interval t23 as illustrated in [FIG. 3], but it has been explained previously that the pressure in the intake manifold 2 rises between two consecutive intake phases and therefore it rises during the periods ti2 and t23.
  • the duration t23 is greater than the duration ti2.
  • the pressure in the intake manifold 2 therefore rises more significantly during the duration t23 and it is for this reason that the pressure value Pmaxci is greater than the pressure value PmaxC2.
  • the measurement of the pressure value Pmax is advantageously carried out at a time directly preceding an intake phase An of a combustion cylinder 3 corresponding to the intake An directly subsequent to the displacement of the largest crankshaft between two consecutive intake phases A n -A n +i on the motor cycle.
  • This makes it possible to obtain the absolute maximum pressure value over the engine cycle.
  • the pressure value Pmax is thus equal to the pressure value Pmaxci at each engine cycle.
  • This first step therefore makes it possible to obtain the maximum pressure value Pmax over a current engine cycle, which will be used subsequently to evaluate the pressure in the intake manifold 2 of the following engine cycle.
  • the method then comprises a second step of measurement 120 by the pressure sensor 4 of a minimum pressure value Pmin corresponding substantially to a minimum pressure in the intake manifold 2 during an engine cycle.
  • the measurement 120 of the minimum pressure value Pmin is advantageously carried out at a time directly preceding a compression phase of the combustion cylinder 3.
  • the compression phase being the phase following the intake phase, the minimum pressure value Pmin in the intake manifold 2 is therefore measured at the very end of the intake phase of the combustion cylinder 3. Indeed , throughout the intake phase, air passes from the intake manifold 2 to the combustion cylinder 3 and therefore the vacuum observed in the intake manifold 2 is at its maximum at the end of the intake phase since a maximum quantity of air has passed from the intake manifold 2 to the combustion cylinder 3.
  • this step can be implemented as many times as there are combustion cylinders 3 so as to have a plurality of values of pressure Pmin during the engine cycle.
  • the pressure maxima in the intake manifold 2 over an engine cycle the pressure minima can be significantly different during the engine cycle for “out of phase” engines.
  • a first minimum pressure value Pminci corresponding to a pressure minima of the engine cycle following the air intake phase Ai in the first combustion cylinder 3 of the engine.
  • a second minimum pressure value PminC2 corresponding to another pressure minima following the air intake phase A2 in the second combustion cylinder 3 of the engine.
  • the pressure value PminC2 is significantly lower than the pressure value Pminci since, due to the geometry of the 90° V-twin engine, the pressure in the intake manifold 2 after the intake Ai has not risen to the value it had before said admission Ai. Therefore, during admission A2, the pressure drops to a level below the minimum pressure value Pminci.
  • an optional additional step 125 of calculating an average minimum pressure value Pamin can be implemented by the computer, for example by calculating an average of all or part of the pressure values Pmin measured by the pressure sensor 4 during the engine cycle.
  • an average minimum pressure value Pamin could be equal to the sum of the minimum pressures Pminci and PminC2 divided by two. This calculation step 125 is only implemented when a similar step has been implemented beforehand during the calculation of the corrective factors F c to which we will return later.
  • a pressure in the intake manifold 2 is dependent on an angular position of the crankshaft 8, an engine speed N of the engine 1 and an engine load.
  • the values Pmin (or Pamin) and Pmax of an engine cycle are used in the remainder of the method to determine the pressure in the intake manifold 2 of the following engine cycle. Indeed, these are relevant values insofar as the engine speed N and the engine load are substantially the same between two consecutive engine cycles.
  • the method makes it possible to estimate the pressure in the intake manifold 2 of a current engine cycle by the simple acquisition of one or more minimum pressure values Pmin and of a maximum pressure value Pmax of the cycle previous engine without requiring further acquisitions.
  • the process for estimating the pressure in the intake manifold makes it possible to find the real pressure Pr of the intake manifold 2 obtained on a test bench (as illustrated in [Fig. 3] for a twin-cylinder engine in V at 90°) from the pressure values Pmin (or Pamin if applicable) and Pmax measured during the execution of the process.
  • This real pressure P r of the manifold measured on a test bench will be considered as the current pressure in the intake manifold 2 during the execution of the method. It is therefore a question, in the following steps, of relating the values Pmin (or Pamin) and Pmax acquired during the execution of the process (and therefore during the current operation of the engine) with the real pressure curve P r measured on benchmark.
  • the method comprises a third step of determining 130 an average pressure correction factor F ac from a determined angular position of the crankshaft V°CRK and an engine speed N.
  • the angular position of the crankshaft V °CRK varies between 0 and 720°CRK at each engine cycle (four-stroke engine).
  • the engine speed N is the number of revolutions that the engine performs in a certain time, it is generally expressed in rotations per minute (rpm) and it is in this unit that it will be used for the equations which will be detailed later .
  • the average corrective factor Fac makes it possible to estimate a pressure Pcoi in the intake manifold 2 at a current engine cycle from one or more minimum pressures Pmin and from a maximum pressure Pmax acquired during the previous engine cycle.
  • the pressure Pcoi designates the pressure estimated in the intake manifold 2 at the time of the implementation of the process while the pressure Pr designates the pressure observed in the intake manifold 2 on the test bench.
  • the average corrective factor Fac is calculated on a test bench prior to the implementation of the method and is dependent both on the engine speed N and both on the crankshaft angle V°CRK. It is thus associated with a determined engine speed N and with a determined angular position V°CRK of the crankshaft. It can be stored in the memory of the computer adapted to control the implementation of the method or in any other memories to which this computer has access.
  • the memory comprises a set of average corrective factors Fac which can for example be included in a table of average corrective factors ⁇ Fac, where each average corrective factor Fac is associated with a crankshaft angular position V°CRK and with an engine speed N so as to have an average correction factor Fac corresponding to the current operation of the engine (and in particular to the current engine speed N) during the execution of the method.
  • the table of average corrective factors ⁇ Fac is preferably stored directly in the memory of the computer controlling the implementation of the method.
  • the determination 130 of the average corrective factor Fac corresponds to the selection, in the table of average corrective factors ⁇ Fac, of the average corrective factor Fac associated with the engine speed N closest to the current engine speed N when using the method and associated with the angular position V°CRK of the crankshaft closest to the angular position V°CRK of the determined crankshaft.
  • a corrective factor Fc is calculated intermediately before being able to obtain the average corrective factor Fac.
  • This corrective factor Fc is also dependent on an engine load parameter, which means that for an angular position V°CRK of the crankshaft and for a determined engine speed N, there are a plurality of corrective factors Fc, each corrective factor Fc being also associated with an engine load value.
  • the corrective factor Fc is calculated from the following formula:
  • Pr corresponds to a real pressure value measured on a test bench in an intake manifold for the determined angular position V°CRK of the crankshaft for a current engine cycle
  • Pmaxt corresponds to a maximum pressure value of the intake manifold on the test bench of the previous engine cycle
  • Pmint corresponds to a minimum pressure value of the intake manifold on the test bench of the previous engine cycle.
  • the pressure values (P r , Pmaxt, Pmint) are measured for a combustion engine of the same type (of the same nature) as that on which the method will be implemented subsequently, that is to say whose manifold intake 2 is of substantially equal volume, is in fluid communication with the same number of combustion cylinder(s) 3 and where, where applicable, there is the same "angular offset" of the crankshaft.
  • the pressure value Pmaxt and the pressure value(s) Pmint are measured substantially at the same crankshaft angular positions V°CRK as those for which they will be measured during the implementation of the method.
  • the additional calculation step 125 is implemented during the method, that is to say in the case where there are several pressure values Pmin measured during the previous engine cycle, the value Pmint of the calculation of the corrective factor F c is replaced by a minimum average value Pamint corresponding to an average value of all or part of the Pmint values determined in the previous cycle on the test bench.
  • the minimum mean value Pamin determined during the execution of the method and the minimum mean value Pamint determined on the test bench are calculated in the same way.
  • step 125 of the method will correspond to the same calculation for the minimum values Pmin measured for all of the combustion cylinders 3.
  • the corrective factor F c is therefore calculated using the following formula:
  • Pr corresponds to a real pressure value measured on a test bench in an intake manifold for the angular position V°CRK of the crankshaft determined for a current engine cycle
  • Pmaxt corresponds to a maximum pressure value of the intake manifold on the test bench of the previous engine cycle
  • Pamint corresponds to an average minimum pressure value obtained from all or part of the minimum pressure values Pmint measured on the test bench of the previous engine cycle.
  • the corrective factor Fc therefore corresponds to a factor linking the actual pressure P r observed in the intake manifold on the test bench and the minimum pressure value Pmint (or Pamint if applicable) and the maximum pressure value Pmaxt measured in the intake manifold 2 on a test bench for an engine speed N and for a determined engine load.
  • the mean corrective factor Fac associated with the angular position of the crankshaft V°CRK determined for the determined engine speed N, is therefore independent of the engine load parameter with respect to the corrective factor Fc.
  • FIG. 4 An example of a plurality of corrective factors Fc for a determined engine speed N is represented on the left graph of [Fig. 4],
  • the abscissa axis of the graph corresponds to the different angular positions V°CRK of the crankshaft during an engine cycle while the ordinate axis corresponds to the value of the corrective factor Fc.
  • Each curve on the graph on the left thus comprises a plurality of corrective factors Fc representing the values of corrective factors Fc calculated for a determined engine load value at each angular position V°CRK of the crankshaft over an engine cycle.
  • the curve on the graph on the right corresponds to the average of the correction factor curves Fc associated with a respective engine load and represented on the graph on the left.
  • the average corrective factor Fac is equal to the average of the corrective factors Fc associated with this angular position V°CRK for the various engine load values.
  • the average corrective factor Fac therefore corresponds to the factor linking the real pressure Pr observed in the intake manifold at a current engine cycle to one or more minimum pressure values Pmint (or Pamint) and to a maximum pressure value Pmaxt measured in the intake manifold 2 on a test bench during the previous engine cycle for a determined engine speed N. It is independent of the motor load parameter in relation to the corrective factor Fc.
  • the table of average corrective factors ⁇ Fac requires a much smaller memory size than that of a table which would include all the corrective factors Fc.
  • the factor existing between the sizes of the two memories corresponds to the number of engine load values taken into account in the calculation of the corrective factors Fc.
  • an average correction factor Fac has thus been determined for a determined engine speed N and for a determined angular position V°CRK of the crankshaft.
  • the method then comprises a fourth step 140 of estimating the pressure P coi in the intake manifold 2 for the determined angular position V°CRK of the crankshaft (corresponding to that of the mean corrective factor Fac).
  • the pressure Pcoi of the current engine cycle is estimated from the mean corrective factor Fac and one or more minimum pressure values Pmin (Pamin if applicable) and a maximum pressure value Pmax, which were measured during the previous engine cycle during the measurement steps 110 and 120.
  • the pressure Pcoi in the intake manifold 2 can be estimated for the angular position V°CRK of the current engine cycle corresponding to that of the average corrective factor Fac determined at the end of the step 130.
  • the pressure Pcoi in the intake manifold can be estimated from the following formula:
  • Pmax corresponds to the maximum pressure value of the previous engine cycle measured during step 110 of the method
  • Pmin corresponds to the minimum pressure value in the intake manifold of the previous engine cycle measured during step 120 of the method
  • Fac corresponds to the average corrective factor previously calculated on a test bench for the angular position V°CRK of the determined crankshaft.
  • the pressure Pcoi is estimated from the following formula:
  • Pmax corresponds to the maximum pressure value of the previous engine cycle measured during step 110 of the method
  • Pamin corresponds to the average minimum pressure value calculated during step 125 of the method
  • Fac corresponds to the average corrective factor previously calculated on a test bench for the angular position V°CRK of the determined crankshaft.
  • Vei corresponds to the angular position of the crankshaft at the end of injection of injector 10 in °CRK
  • Ti corresponds to the injection time of the injector 10 in ms
  • N corresponds to the number of revolutions per minute of the engine.
  • This equation is of course modulo 720°CRK insofar as the crankshaft 8 during an engine cycle completes two revolutions (four-stroke engine).
  • the angular position of the crankshaft at the end of injection into a combustion cylinder is a known value.
  • the injection time Ti is known and the term makes it possible to transform it into a crankshaft angle corresponding to half the displacement of the crankshaft during the injection time Ti.
  • the method comprises a first step 210 of estimating a pressure Pcoi of injection medium in the intake manifold 2 by implementing a method for estimating the pressure in the intake manifold such as described above for an angular position of the injection medium crankshaft Vmi of the injector 10.
  • the method comprises a second step of determining 220 an instantaneous flow rate of the injector 10 at an instant of injection medium tmi from the pressure Pcoi in the intake manifold 2 and the fuel pressure in the injector 10.
  • the instantaneous flow rate obtained by the method is more precise than those obtained by the methods presented in the prior art (in particular the methods based on the average value), the instantaneous flow rate obtained at the end of this stage is therefore itself more precise.
  • the method comprises a last step 230 of modifying an injection time of the injector 10 as a function of its instantaneous flow rate at the moment of injection middle tmi in order to correct a quantity of fuel injected by the injector 10.
  • the method for estimating the pressure in the intake manifold according to the invention therefore makes it possible to estimate a pressure in the intake manifold precisely for each position of the crankshaft at a determined engine speed. with very few pressure acquisitions in the manifold.
  • a minimum pressure measurement and a maximum pressure measurement suffice to make this estimate, which makes it possible, among other things, to meet the real-time requirements of the system, to extend the life of the pressure sensor and to reduce the storage memory associated with the sensor.
  • the fact that the method according to the invention makes it possible to estimate the pressure in the intake manifold for each angular position of the crankshaft makes it possible to obtain an accurate pressure estimate even when the pressure variations in the engine are important during the same engine cycle.

Landscapes

  • Engineering & Computer Science (AREA)
  • Chemical & Material Sciences (AREA)
  • Combustion & Propulsion (AREA)
  • Mechanical Engineering (AREA)
  • General Engineering & Computer Science (AREA)
  • Combined Controls Of Internal Combustion Engines (AREA)
  • Measuring Fluid Pressure (AREA)

Abstract

L'invention concerne un procédé d'estimation d'une pression dans un collecteur d'admission d'un moteur à combustion à injection indirecte, comprenant un capteur de pression mesurant la pression dans le collecteur d'admission, le collecteur d'admission étant en communication fluidique avec un cylindre de combustion, un piston étant guidé en translation dans le cylindre de combustion et relié à un vilebrequin en rotation. Le procédé comprend les étapes suivantes : - mesure, par le capteur de pression, d'une valeur de pression maximale correspondant sensiblement à une pression maximale dans le collecteur d'admission durant un cycle précédent du moteur, - mesure par le capteur de pression, d'une valeur de pression minimale correspondant sensiblement à une pression minimale dans le collecteur d'admission durant le cycle précédent du moteur, - détermination d'un facteur correctif moyen de pression préalablement calculé, à partir d'une position angulaire du vilebrequin et d'un régime moteur, et - estimation de la pression dans le collecteur d'admission pour la position angulaire du vilebrequin du cycle moteur courant à partir du facteur correctif moyen et des valeurs de pression minimales et maximales.

Description

PROCEDE D’ESTIMATION DE LA PRESSION DANS UN COLLECTEUR D’ADMISSION
Domaine technique
La présente invention concerne un procédé d’estimation de la pression dans un collecteur d’admission. Dans un moteur à combustion interne, la connaissance de cette pression peut permettre notamment de compenser ses variations afin de mieux maitriser la quantité de carburant injecté dans ledit collecteur. L’invention s’applique plus particulièrement à des moteurs à injection indirecte présentant un faible volume de collecteur d’admission.
Technique antérieure
De manière traditionnelle, un système d’admission d’un moteur à combustion comprend un bo ier papillon permettant de réguler un débit d’air pour alimenter un collecteur d’admission en communication fluidique avec un ou plusieurs cylindres de combustion. Dans chaque cylindre de combustion est guidé un piston en translation.
En particulier, dans le cas de moteurs à combustion dits à injection indirecte, le mélange air-carburant destiné à la combustion est effectué au niveau du collecteur d’admission.
À cet égard, un injecteur de carburant est prévu, son nez d’injection étant disposé dans le collecteur d’admission afin d’injecter le carburant directement au niveau du collecteur d’admission comme expliqué ci-dessus, le mélange étant ensuite aspiré dans une chambre de combustion via l’ouverture d’une ou plusieurs soupapes d’admission et via un mouvement descendant du piston dans son cylindre.
Les proportions du mélange air-carburant sont déterminantes pour permettre une combustion optimale dans le cylindre de combustion. En particulier, pour délivrer une quantité de carburant donnée par le biais d’un injecteur, il est nécessaire de connaître le débit instantané dudit injecteur de façon à pouvoir adapter son temps d’injection (correspondant au temps séparant l’ouverture et la fermeture de l’injecteur). Le débit instantané est dépendant entre autres de la différence de pression existant entre la pression du carburant dans l’injecteur et la pression en aval de I’injecteur. Cette dernière correspond à la pression au niveau du nez de l’injecteur et donc elle correspond à la pression au niveau du collecteur d’admission. Cette pression évolue plus ou moins sensiblement durant un cycle moteur en particulier lorsque le volume du collecteur d’admission est faible.
En effet, on comprend que plus le volume du collecteur d’admission est important, moins la dépression engendrée par l’ouverture d’une ou plusieurs soupapes d’admission associée(s) à un cylindre de combustion en communication fluidique avec le collecteur d’admission est importante.
Des moteurs à combustion avec des volumes de collecteurs d’admission faibles équipent par exemple des tondeuses, des scooters, des motos, etc... .
En l’occurrence, la pression dans le collecteur d’admission est dépendante de la pression atmosphérique, de la position angulaire du vilebrequin, du régime moteur et de la charge du moteur.
Il est avantageux de pouvoir estimer la pression dans le collecteur d’admission à partir de très peu d’acquisitions de pression dans ledit collecteur. En effet, cela permet de répondre aux impératifs temps réel du système, c’est-à-dire au temps restreint requis pour acquérir et traiter la donnée de pression durant le cycle moteur. Cela permet également de prolonger la durée de vie du capteur et de réduire la mémoire associée au stockage des mesures du capteur ce qui réduit également les coûts matériels et notamment électroniques induits.
Il est par ailleurs avantageux de pouvoir estimer cette pression à chaque instant d’injection du cycle moteur pour pouvoir déterminer le débit instantané d’un injecteur à l’instant où il doit injecter et d’en déduire ainsi un temps d’injection pour ledit injecteur. Cela permet notamment d’effectuer une bonne combustion dans le cylindre et de réduire les émissions de polluants. Dans le cadre de moteurs qui ne sont pas montés dans des véhicules automobiles, le temps d’injection d’un injecteur est en général corrigé par une méthode choisie parmi les deux méthodes ci-après.
La première méthode consiste à évaluer une pression dans le collecteur d’admission pour un point de fonctionnement de moteur courant en s’appuyant sur une table de valeurs de pression dans le collecteur d’admission associées à des points de fonctionnement de référence du moteur. Toutefois, la table de valeurs de pression dans le collecteur ne comprend qu’un faible nombre de points de fonctionnement de référence du moteur et de ce fait, la pression évaluée correspondant à la pression du point de fonctionnement de référence le plus proche du point de fonctionnement courant du moteur est peu précise. En ce sens, la méthode propose ensuite de modifier artificiellement le débit d’air calculé en entrée du collecteur d’admission pour injecter plus ou moins de carburant en fonction de ce débit d’air afin d’atténuer la différence de pression existant entre la pression réelle dans le collecteur d’admission et la pression évaluée à partir du point de fonctionnement le plus proche. Cette méthode n’est pas satisfaisante dans la mesure où l’utilisation de valeurs sur un faible nombre de points de fonctionnement du moteur et la modification du débit d’air calculé comme outils de compensation sont très peu précises, ce qui amène le plus souvent à sous-estimer la pression dans le collecteur d’admission.
La deuxième méthode consiste à corriger la pression dans le collecteur d’admission à partir du calcul d’une valeur moyenne de la pression dans le collecteur d’admission. Cette dernière est obtenue à partir de plusieurs acquisitions de pression dans le collecteur d’admission durant un cycle moteur. Toutefois, cette méthode n’est pertinente que lorsque la pression dans le collecteur ne fluctue pas beaucoup durant un même cycle moteur. Elle n’est donc pas pertinente pour les moteurs présentant de faibles volumes de collecteur d’admission.
En particulier, l’utilisation de la première méthode sur un moteur bicylindre en V à 90° de tondeuse conduit à une sous-estimation de la pression dans le collecteur d’admission de 0 à 340 mbar tandis que l’utilisation de la deuxième méthode conduit à une surestimation de 0 à 330 mbar de la pression dans le collecteur d’admission. Aucune de ces méthodes n’est donc satisfaisante pour permettre d’estimer correctement la pression dans le collecteur d’admission.
Par ailleurs, aucune de ces deux méthodes n’est adaptée pour tenir compte des variations de pression différentes d’un cylindre à l’autre au cours d’un même cycle, comme c’est le cas par exemple pour un moteur à cylindres en V, notamment un moteur bicylindre en V à 90° (ou un autre angle différent de 180°).
Présentation de l’invention Un premier objectif de la présente divulgation est donc de proposer un procédé d’estimation d’une pression dans un collecteur d’admission d’un moteur à combustion.
Un deuxième objectif de la présente divulgation consiste à obtenir une estimation précise de la pression dans le collecteur d’admission indépendamment de la charge du moteur et ce même si la pression évolue sensiblement dans le collecteur au cours d’un cycle moteur.
Un troisième objectif de la présente divulgation consiste à obtenir cette estimation sur la base d’un faible nombre d’acquisitions du capteur durant le cycle moteur.
Un quatrième objectif de la présente divulgation est de fournir un procédé qui prend en compte les différences de variation de pression d’un cylindre à l’autre dans un moteur tel qu’un moteur bicy I indre en V à 90°.
Un cinquième objectif de la présente divulgation consiste à proposer un procédé de correction d’une quantité injectée de carburant dans le collecteur d’admission à partir d’une estimation de la pression dans le collecteur d’admission obtenue par la mise en œuvre du procédé d’estimation de la pression dans le collecteur d’admission.
A cet égard, la présente divulgation propose un procédé d’estimation d’une pression dans un collecteur d’admission d’un moteur à combustion à injection indirecte, comprenant un capteur de pression mesurant la pression dans le collecteur d’admission, le collecteur d’admission étant en communication fluidique avec un cylindre de combustion, un piston étant guidé en translation dans le cylindre de combustion et relié à un vilebrequin en rotation, ledit procédé étant caractérisé en ce qu’il comprend les étapes suivantes :
- mesure, par le capteur de pression, d’une valeur de pression maximale correspondant sensiblement à une pression maximale dans le collecteur d’admission durant un cycle précédent du moteur,
- mesure par le capteur de pression, d’une valeur de pression minimale correspondant sensiblement à une pression minimale dans le collecteur d’admission durant le cycle précédent du moteur,
- détermination d’un facteur correctif moyen de pression préalablement calculé, à partir d’une position angulaire du vilebrequin et d’un régime moteur, et
- estimation de la pression dans le collecteur d’admission pour la position angulaire du vilebrequin du cycle moteur courant à partir du facteur correctif moyen et des valeurs de pression minimales et maximales.
Selon un mode de réalisation, la mesure de la valeur de pression maximale est effectuée à un instant précédant directement une phase d’admission du cylindre de combustion, et la mesure de la valeur de pression minimale est effectuée à un instant précédant directement une phase de compression du cylindre de combustion.
Selon un mode de réalisation, le facteur correctif moyen est déterminé à partir d’une table de facteurs correctifs comprenant une pluralité de facteurs correctifs moyens chacun associé à un régime moteur et une position angulaire déterminée, et la détermination du facteur correctif moyen comprend la sélection dans cette table du facteur correctif moyen associé au régime moteur et à la position angulaire correspondant ou se rapprochant le plus du régime courant du moteur et de la position angulaire du vilebrequin déterminée.
Selon un mode de réalisation, un facteur correctif moyen pour un régime moteur déterminé et pour une position angulaire déterminée est égale à la moyenne des facteurs correctifs présentant le même régime moteur déterminé et la même position angulaire déterminée, et un facteur correctif est obtenu à partir de la formule suivante :
[Math. 1 ]
Figure imgf000006_0001
où Fc correspond au facteur correctif,
Pr correspond à une valeur de pression réelle mesurée sur banc de test dans un collecteur d’admission pour la position angulaire déterminée pour un cycle moteur courant,
Pmaxt correspond à une valeur de pression maximale du collecteur d’admission sur banc de test du cycle moteur précédent, et Pmint correspond à une valeur de pression minimale du collecteur d’admission sur banc de test du cycle moteur précédent.
Selon un mode de réalisation, l’estimation de la pression dans le collecteur d’admission comprend l’utilisation de la formule suivante :
[Math. 2]
Pcol Pmax " (Pmin ~ Pmax Fac où Pcoi correspond à la pression dans le collecteur d’admission du cycle courant du moteur pour la position angulaire du vilebrequin,
Pmax correspond à la valeur de pression maximale du cycle moteur précédent le cycle courant et mesurée au cours de l’étape de mesure,
Pmin correspond à la valeur de pression minimale dans le collecteur d’admission du cycle moteur précédent le cycle courant et mesurée au cours de l’étape de mesure, et
Fac correspond au facteur correctif moyen pour la position angulaire du vilebrequin déterminé durant l’étape de détermination.
Selon un mode de réalisation, le collecteur d’admission est en communication fluidique avec une pluralité de cylindres de combustion, l’étape de mesure d’une valeur de pression est mise en œuvre pour chaque cylindre de combustion, le procédé comprend une étape supplémentaire de calcul d’une valeur moyenne de pression minimale, et la valeur moyenne de pression minimale est utilisée à la place de la pression minimale dans l’estimation de la pression dans le collecteur d’admission.
La présente divulgation propose un procédé de correction d’une quantité de carburant injectée d’un moteur à injection indirecte comprenant un capteur de pression mesurant la pression dans un collecteur d’admission, le collecteur d’admission étant en communication fluidique avec un cylindre de combustion, un piston étant guidé en translation dans le cylindre de combustion et relié à un vilebrequin en rotation, le moteur comprenant également un injecteur dont le nez est disposé dans le collecteur d’admission, le procédé comprenant les étapes suivantes : - estimation d’une pression de milieu d’injection dans le collecteur d’admission par la mise en œuvre d’un procédé d’estimation de la pression tel que présenté ci-dessus pour une position angulaire du vilebrequin de milieu d’injection de l’injecteur,
- détermination d’un débit instantané de l’injecteur à un instant de milieu d’injection à partir de la pression dans le collecteur d’admission et de la pression du carburant dans l’injecteur,
- modification d’un temps d’injection de l’injecteur en fonction de son débit instantané à l’instant de milieu d’injection.
La présente divulgation propose un produit programme d’ordinateur comprenant des instructions de code pour la mise en œuvre des étapes d’un procédé telles que détaillées ci-dessus.
La présente divulgation propose un calculateur adapté pour commander un moteur à injection indirecte comprenant un capteur de pression mesurant la pression dans un collecteur d’admission, le collecteur d’admission étant en communication fluidique avec un cylindre de combustion, un piston étant guidé en translation dans le cylindre de combustion et relié à un vilebrequin en rotation, le moteur comprenant également un injecteur dont le nez est disposé dans le collecteur d’admission, ce calculateur étant également adapté à commander la mise en œuvre des étapes d’un procédé telles que décrites précédemment.
La présente divulgation propose enfin un moteur à injection indirecte comprenant un capteur de pression mesurant la pression dans un collecteur d’admission, le collecteur d’admission étant en communication fluidique avec un cylindre de combustion, un piston étant guidé en translation dans le cylindre de combustion et relié à un vilebrequin en rotation, le moteur comprenant également un injecteur dont le nez est disposé dans le collecteur d’admission et un calculateur adapté à commander la mise en œuvre des étapes d’un procédé telles que décrites plus haut.
Le procédé présenté selon l’invention permet donc d’estimer la pression dans le collecteur d’admission avec très peu d’acquisitions par cycle moteur. En l’occurrence, il ne nécessite qu’une acquisition d’une valeur de pression minimale et qu’une autre acquisition d’une valeur de pression maximale (correspondant en général à la pression ambiante) par cycle moteur ce qui permet notamment de s’adapter aux contraintes temps réel du système et en particulier au temps requis pour acquérir et traiter des mesures de pression durant le cycle moteur. Cela permet également d’augmenter la durée de vie du capteur.
Par ailleurs, l’estimation de la pression dans le collecteur d’admission est rendue indépendante de la charge du moteur du fait de l’utilisation d’une table de facteurs correctifs moyens, lesquels sont simplement associés à un régime moteur et à une position angulaire du vilebrequin.
Le procédé est en outre rendu robuste aux variations importantes de la pression dans le collecteur d’admission à la différence des méthodes connues s’appuyant sur des valeurs moyennes puisqu’il permet d’estimer la pression dans le collecteur d’admission sur l’ensemble du cycle moteur et notamment sur l’ensemble de la plage angulaire du vilebrequin. Dans cette configuration, le procédé permet d’estimer la pression dans le collecteur d’admission pour différentes géométries de moteurs et notamment pour des moteurs à cylindres en V dans lesquels il existe un certain déphasage entre les cylindres entraînant des variations de pression différentes dans le collecteur d’admission.
Cette estimation de pression dans le collecteur d’admission peut notamment être utilisée à un instant d’injection afin de calculer un débit instantané de l’injecteur délivrant l’injection ce qui in fine permet de calculer une quantité de carburant injecté par l’estimation d’un temps d’injection et donc d’optimiser le rendement du moteur tout en limitant les émissions de polluants. C’est l’objet du procédé d’estimation d’une correction d’une quantité de carburant injecté.
Brève description des dessins
D’autres caractéristiques, détails et avantages apparaîtront à la lecture de la description détaillée ci-après, et à l’analyse des dessins annexés, sur lesquels :
Fig. 1
[Fig. 1 ] représente un mode de réalisation du procédé d’estimation d’une pression dans un collecteur d’admission.
Fig. 2 [Fig. 2] représente un mode de réalisation d’un moteur à combustion dans lequel le procédé d’estimation peut être mis en œuvre.
Fig. 3
[Fig. 3] représente une variation de pression dans un collecteur d’admission d’un moteur bicylindre en V à 90°.
Fig. 4
[Fig. 4] représente deux schémas présentant chacun sur l’axe des abscisses, une position angulaire du vilebrequin durant un cycle moteur, et sur l’axe des ordonnées, une valeur de facteur correctif.
Plus précisément, le graphique de gauche représente, pour un régime moteur donné, une pluralité de courbes de facteurs correctifs, chaque courbe représentant une charge du moteur différente. Le graphique de droite représente quant à lui une courbe d’un facteur correctif moyen pour le régime moteur donné du graphique de gauche et correspond à la moyenne des courbes de facteurs correctifs du graphique de gauche.
Fig. 5
[Fig. 5] représente un procédé d’estimation d’une correction d’une quantité de carburant injecté dans le collecteur d’admission par un injecteur.
Description des modes de réalisation
Il est maintenant fait référence à la [Fig. 2] présentant de manière non exhaustive un moteur à combustion à injection indirecte 1 (désigné par le terme moteur 1 ci-après) pour la mise en œuvre d’un procédé d’estimation d’une pression dans un collecteur d’admission décrit en référence à la [Fig. 1 ],
Le moteur 1 comprend ainsi un collecteur d’admission 2 en communication fluidique avec un ou plusieurs cylindre(s) de combustion 3 via une ou plusieurs soupape(s) d’admission 7 associée(s) à chaque cylindre de combustion 3. En l’occurrence, lorsque la ou les soupape(s) d’admission 7 associée(s) à un cylindre de combustion 3 est (sont) ouverte(s), il y a une communication fluidique effective entre le collecteur d’admission 2 et le cylindre de combustion 3. Un boitier papillon 9 est également représenté et est utilisé pour réguler un débit d’air d’alimentation du collecteur d’admission 2 et par extension un débit d’air irriguant le ou les cylindre(s) de combustion 3 suivant la position de leur(s) soupape(s) 7 respective(s).
Il sera considéré dans la suite de la demande à titre non limitatif et afin de faciliter la lecture que chaque cylindre de combustion 3 est associé à une seule soupape d’admission 7 bien qu’il puisse en comprendre plusieurs.
Dans la forme de réalisation illustrée, le collecteur d’admission 2 est en communication avec deux cylindres de combustion 3. Le procédé d’estimation de la pression dans le collecteur d’admission est particulièrement adapté pour être mis en œuvre dans un moteur bicylindre en V, par exemple en V à 90°.
Dans chaque cylindre de combustion 3, un piston 5 est guidé en translation et est relié par une bielle 6 à un vilebrequin 8.
Le moteur 1 comprend un injecteur 10 présentant un nez d’injecteur lui permettant d’injecter du carburant au niveau du collecteur d’admission 2. Il comprend également un capteur de pression 4 adapté pour mesurer une pression dans le collecteur d’admission 2. Il peut par ailleurs comprendre un calculateur (non représenté) pour commander la mise en œuvre du procédé d’estimation d’une pression dans un collecteur d’admission 2 présenté en [Fig. 1 ], Le calculateur comprend ainsi une mémoire stockant les instructions de codes pour la mise en œuvre du procédé. Avantageusement, le calculateur permettant de commander la mise en œuvre du procédé est une unité de contrôle moteur. Bien entendu, tout autre calculateur adapté pour commander cette mise en œuvre peut être envisagé.
En l’occurrence, la pression dans le collecteur d’admission 2 dépend de la quantité d’air que ce dernier contient. Par exemple, lors d’une phase d’admission Ai dans un cylindre de combustion 3, le transfert de l’air du collecteur d’admission 2 vers le cylindre de combustion 3 entraine une dépression dans le collecteur d’admission 2. Cette dépression est représentée sur la [Fig. 3] dans laquelle la courbe représente l’évolution de la pression réelle Pr dans un collecteur d’admission en fonction du temps sur plusieurs cycles moteurs. Il s’agit de l’évolution de la pression dans un moteur bicylindre en V à 90° mesurée sur banc de test. Par ailleurs, les annotations An correspondent aux différentes phases d’admission. On comprend que plus le volume du collecteur d’admission 2 est grand, moins la dépression observée lors d’une phase d’admission An est importante puisque le volume transitant du collecteur d’admission 2 vers le cylindre de combustion 3 sera faible vis-à-vis du volume totale du collecteur. A l’inverse, pour des moteurs présentant des collecteurs d’admission 2 de faibles volumes (typiquement les moteurs bicylindres en V et notamment ceux à 90°), la dépression observée dans le collecteur d’admission 2 sera forte lors d’une phase d’admission An.
Par ailleurs, lorsqu’aucun des cylindres du moteur 1 n’est en phase d’admission, c’est-à-dire lorsque le moteur 1 est entre deux phases d’admission An-An+i, la pression dans le collecteur d’admission 2 remonte progressivement pour atteindre une valeur maximale sensiblement égale à la pression atmosphérique si l’intervalle de temps séparant les deux admissions An-An+i est suffisant. En effet, puisqu’une dépression dans le collecteur d’admission 2 est causée par le passage de l’air du collecteur d’admission 2 vers un cylindre de combustion 3 et donc par la réduction de la quantité d’air dans le collecteur d’admission 2, on comprend que lorsque l’air ne transite plus du collecteur d’admission 2 vers le cylindre de combustion 3 et que de l’air entre dans le collecteur d’admission 2 via le débit d’air entrant régulé par le papillon 9, la quantité d’air dans le collecteur d’admission ré-augmente progressivement. De ce fait, la pression dans le collecteur d’admission 2 remonte progressivement jusqu’à atteindre une valeur maximale de pression correspondant à la pression du débit d’air entrant, c’est-à-dire à la pression atmosphérique si l’intervalle de temps entre les deux admissions consécutives An- An+i est suffisant. Lorsque le temps entre deux admissions An-An+i consécutives n’est pas suffisant, la pression avant l’admission An+i remonte à une valeur intermédiaire se situant entre la valeur qu’elle avait suite à la dépression provoquée par l’admission An et la valeur maximum correspondant à la pression atmosphérique.
Est maintenant décrit en référence à la [Fig. 1 ] un mode de réalisation du procédé d’estimation de la pression dans le collecteur d’admission 2.
Le procédé d’estimation de la pression dans le collecteur d’admission 2 comprend ainsi une première étape de mesure 110, par le capteur de pression 4, d’une valeur de pression maximale Pmax correspondant sensiblement à une pression maximale dans le collecteur d’admission 2 durant un cycle du moteur à combustion. Il est connu de l’Homme du Métier des capteurs de pression permettant de détecter des minima et des maxima de pressions relatifs. Auquel cas, le capteur de pression 4 est avantageusement un capteur de pression de ce type et la mesure de pression est effectuée à un maximum de pression sur le cycle moteur correspondant à un maximum de pression absolu sur le cycle moteur.
Dans le cas d’un capteur de pression 4 n’étant pas capable de détecter d’extrema de pressions relatifs, la mesure de la valeur de pression Pmax est avantageusement effectuée à un instant précédant directement une phase d’admission An d’un cylindre de combustion 3.
En effet, comme expliqué ci-dessus, lors d’une phase d’admission d’un cylindre de combustion 3, c’est-à-dire lorsque la soupape d’admission 7 du cylindre de combustion 3 est ouverte et que le piston 5 descend dans le cylindre de combustion 3, de l’air en provenance du collecteur d’admission 2 est introduit dans le cylindre de combustion 3 et de ce fait, une dépression est observée dans le collecteur d’admission 2. Autrement dit, le transfert de l’air du collecteur d’admission 2 vers le cylindre de combustion 3 entraine une dépression dans le collecteur d’admission 2. À cet égard, l’instant précédant directement la phase d’admission An d’un cylindre de combustion 3 correspond à un maximum de pression dans le collecteur d’admission 2.
Il s’agira d’un maximum de pression absolu ou relatif en fonction du modèle du moteur. En effet, lorsque le moteur 1 comprend un collecteur d’admission 2 en communication fluidique avec un seul cylindre de combustion 3, il s’agit du maximum de pression absolu puisque la dépression dans le collecteur d’admission 2 n’aura lieu qu’une fois par cycle moteur.
A contrario, lorsque le moteur 1 comprend un collecteur d’admission 2 en communication fluidique avec plusieurs cylindres de combustion 3, il y a autant de phases d’admission An que de cylindres de combustion 3 durant un cycle moteur. En ce sens, il y a autant de dépressions observées dans le collecteur d’admission 2 que de cylindres de combustion 3. Dans des moteurs présentant des configurations dites « en ligne » ou « à plat », cela n’a que peu d’impact sur la mesure de la valeur maximum de pression Pmax qui pourra être mesurée avant la phase d’admission An de chaque cylindre de combustion 3 du cycle moteur puisque chacune de ces mesures donnera sensiblement le même résultat. Par contre, dans d’autres configurations de moteur appelés moteurs « déphasés » dans la suite du document, la valeur d’une mesure de pression Pmax avant une phase d’admission An d’un cylindre de combustion donné 3 sera significativement différente de la valeur d’une mesure de pression Pmax avant une autre phase d’admission An+k d’un autre cylindre de combustion 3 durant un même cycle moteur. Le phénomène est bien illustré par la [Fig. 3] où il est clairement représenté que la valeur des maxima de pression réelle Pr dans le collecteur d’admission 2 n’est pas la même avant les différentes phases d’admissions An. Sont ainsi représentées sur la [Fig. 3] sur plusieurs cycles moteur consécutifs une valeur maximale de pression Pmaxci correspondant à une pression maximum dans le collecteur d’admission 2 précédant une phase d’admission An dans un premier cylindre de combustion 3 et une autre valeur maximale de pression PmaxC2 correspondant à une pression maximum dans le collecteur précédant une phase d’admission An+i dans un deuxième cylindre de combustion 3.
En particulier, la valeur de pression maximum Pmaxci précédant la phase d’admission dans le premier cylindre An est supérieure à la valeur de pression maximum PmaxC2 précédant la phase d’admission dans le deuxième cylindre An+i. En effet, dans le moteur bicylindre en V à 90°, la géométrie du moteur fait qu’il existe une différence entre une durée ti2 entre deux phases d’admission Ai (admission dans un premier cylindre de combustion) et A2 (admission dans un deuxième cylindre de combustion) consécutives et une durée t23 entre les phases d’admission A2 (admission dans le deuxième cylindre de combustion) et A3 (admission dans le premier cylindre de combustion du cycle moteur suivant) consécutives suivantes. Cette différence est due à un déplacement angulaire différent du vilebrequin 8 entre les phases A1-A2 et A2-A3. Les moteurs « déphasés » sont donc définis comme des moteurs pour lesquels le collecteur d’admission 2 est en communication fluidique avec plusieurs cylindres de combustion 3 et pour lesquels le déplacement angulaire du vilebrequin 8 est différent entre deux mêmes phases du cycle moteur exécutées dans deux cylindres de combustions différents consécutifs. Autrement dit, dès lors que le déplacement angulaire du vilebrequin n’est pas le même entre An-1 et An et entre An et An+1, il s’agit d’un moteur dit « déphasé ». Par exemple, dans le cas du moteur bicy I indre en V à 90° dont la courbe de pression réelle Pr dans le collecteur d’admission est représentée en [Fig. 3], si on considère que la phase d’admission Ai est effectuée dans le premier cylindre 3 lorsque le vilebrequin 8 est positionné à 0°CRK, la phase d’admission A2 dans le deuxième cylindre 3 sera effectuée lorsque le vilebrequin 8 sera positionné à 270°CRK (360 - 90 du fait de la géométrie du moteur). L’unité °CRK représente une position angulaire du vilebrequin 8, laquelle varie entre 0 et 720°CRK à chaque cycle moteur pour un moteur 4 temps. Le vilebrequin 8 a donc parcouru 270°CRK entre une admission Ai dans le premier cylindre de combustion 3 et une admission A2 dans le deuxième cylindre de combustion 3 du moteur.
Si l’on s’intéresse maintenant au déplacement du vilebrequin 8 entre l’admission A2 dans le deuxième cylindre 3 du cycle moteur courant à 270°CRK et l’admission A3 dans le premier cylindre 3 du cycle moteur suivant, on sait que cette admission A3 est effectuée à 720°CRK du cycle courant (équivalent à 0°CRK du cycle moteur suivant) puisque c’est le début du nouveau cycle moteur. Le vilebrequin 8 a donc parcouru 450°CRK (720-270) entre l’admission A2 dans le deuxième cylindre 3 et l’admission A3 dans le premier cylindre 3. Les déplacements angulaires du vilebrequin 8 ne sont donc pas égaux entre les deux admissions Ai et A2 (270°CRK) et les deux admissions A2 et A3 (450°CRK) du moteur bicy I indre en V à 90°. Il existe donc un «décalage angulaire » du vilebrequin 8 entre deux mêmes phases du moteur dans des cylindres de combustion 3 différents, le décalage angulaire désignant le fait qu’entre deux mêmes phases du cycle moteur effectuées dans un cylindre de combustion 3 différent, le vilebrequin 8 n’effectue pas le même déplacement angulaire. Le phénomène de décalage angulaire s’observe pour tous moteurs dont les cylindres de combustion 3 ne sont pas disposés dans la configuration dite « en ligne » ou « à plat », c’est-à-dire pour les moteurs « déphasés » que nous avons introduits précédemment.
Dans cette mesure, on comprend que l’intervalle de temps ti2 séparant l’admission Ai de l’admission A2 et que l’intervalle de temps t23 séparant l’admission A2 de l’admission A3 ne correspondent pas à la même valeur puisque le déplacement angulaire du vilebrequin 8 n’est pas le même. L’intervalle de temps ti2 est donc plus faible que l’intervalle de temps t23 comme illustré sur la [Fig. 3], Or, il a été expliqué précédemment que la pression dans le collecteur d’admission 2 remonte entre deux phases d’admissions consécutives et donc elle remonte pendant les durées ti2 et t23. Sur l’exemple de la figure 3, la durée t23 est supérieure à la durée ti2. La pression dans le collecteur d’admission 2 remonte donc de façon plus importante pendant la durée t23 et c’est pour cette raison que la valeur de pression Pmaxci est supérieure à la valeur de pression PmaxC2.
On comprend ainsi que l’utilisation d’une valeur moyenne comme valeur d’estimation de la pression dans le collecteur d’admission n’est pas du tout pertinente pour corriger un temps d’injection d’un injecteur 10 lorsqu’il s’agit d’un moteur « déphasé ». En effet, il est bien représenté sur la [Fig. 3] que la valeur de pression dans le collecteur d’admission 2 au moment de l’injection dans un premier cylindre de combustion 3 est complètement différente de la valeur de pression dans le collecteur au niveau de l’injection dans un deuxième cylindre de combustion 3. Choisir la valeur moyenne de pression dans le collecteur d’admission du cycle moteur pour corriger un temps d’injection d’un injecteur 10 dans un cylindre de combustion 3 ne permet donc pas de s’adapter à des situations comme celle décrites ci-dessus pour le moteur bicylindre en V à 90° et plus généralement pour tous les moteurs « déphasés ».
Il a été ci-dessus présenté le cas d’un moteur bicylindre en V à 90° mais on comprend également qu’une valeur moyenne dans un moteur monocylindre ou bicylindre ne comprenant pas de « décalage angulaire » est également peu précise dès lors que la pression dans le collecteur d’admission 2 fluctue beaucoup eu égard à son faible volume. En particulier, pour un instant d’injection donné, il se peut que la pression moyenne dans le collecteur d’admission 2 ne corresponde pas du tout à la pression réelle à cet instant. Auquel cas, l’erreur d’estimation de la pression dans le collecteur d’admission 2 se répercute sur le débit instantané estimé de l’injecteur 10 puis sur le temps d’injection de l’injecteur et in fine, sur la quantité de carburant injecté dans le collecteur d’admission 2. Une quantité de carburant injecté peu précise peut notamment se traduire par une augmentation de l’émission de polluants et par une mauvaise combustion dans le cylindre.
De retour à la mesure de la valeur Pmax, dans un mode de réalisation dans lequel le moteur 1 est un moteur « déphasé », la mesure de la valeur de pression Pmax est avantageusement effectuée à un instant précédant directement une phase d’admission An d’un cylindre de combustion 3 correspondant à l’admission An directement ultérieure au déplacement du vilebrequin le plus important entre deux phases d’admission consécutive An-An+i sur le cycle moteur. Cela permet d’obtenir la valeur de pression maximum absolue sur le cycle moteur. Dans notre exemple de la [Fig. 3], la valeur de pression Pmax est ainsi égale à la valeur de pression Pmaxci à chaque cycle moteur.
Cette première étape permet donc d’obtenir la valeur maximum de pression Pmax sur un cycle moteur courant, laquelle sera utilisée par la suite pour évaluer la pression dans le collecteur d’admission 2 du cycle moteur suivant.
Le procédé comprend alors une deuxième étape de mesure 120 par le capteur de pression 4 d’une valeur de pression minimale Pmin correspondant sensiblement à une pression minimale dans le collecteur d’admission 2 durant un cycle du moteur.
Dans le cas d’un capteur de pression 4 n’étant pas capable de détecter d’extrema de pressions relatifs, la mesure 120 de la valeur de pression minimale Pmin est avantageusement effectuée à un instant précédant directement une phase de compression du cylindre de combustion 3. La phase de compression étant la phase suivant la phase d’admission, la valeur de pression minimale Pmin dans le collecteur d’admission 2 est donc mesurée à la toute fin de la phase d’admission du cylindre de combustion 3. En effet, tout au long de la phase d’admission, de l’air transite du collecteur d’admission 2 vers le cylindre de combustion 3 et dès lors, la dépression observée dans le collecteur d’admission 2 est à son maximum à la fin de la phase d’admission puisqu’une quantité d’air maximale a transité du collecteur d’admission 2 vers le cylindre de combustion 3.
Dans le cas où le collecteur d’admission 2 est en communication fluidique avec plusieurs cylindres de combustion 3, cette étape peut être mise en œuvre autant de fois qu’il y a de cylindres de combustion 3 de façon à avoir une pluralité de valeurs de pression Pmin durant le cycle moteur. En effet, tout comme pour les maxima de pression dans le collecteur d’admission 2 sur un cycle moteur, les minima de pression peuvent être significativement différents au cours du cycle moteur pour les moteurs « déphasés ». Par exemple, dans le cas du moteur bicylindre en V à 90° représenté en [Fig. 3], il est illustré une première valeur de pression minimale Pminci correspondant à un minima de pression du cycle moteur suite à la phase d’admission d’air Ai dans le premier cylindre de combustion 3 du moteur. Il est également illustré une deuxième valeur de pression minimale PminC2 correspondant à un autre minima de pression suite à la phase d’admission d’air A2 dans le deuxième cylindre de combustion 3 du moteur. La valeur de pression PminC2 est significativement inférieure à la valeur de pression Pminci puisque, du fait de la géométrie du moteur bicylindre en V à 90°, la pression dans le collecteur d’admission 2 après l’admission Ai n’est pas remontée à la valeur qu’elle avait avant ladite admission Ai. De ce fait, lors de l’admission A2, la pression redescend à un niveau inférieur à la valeur de pression minimale Pminci .
Dans le mode de réalisation comprenant plusieurs cylindres de combustion 3, une étape supplémentaire facultative de calcul 125 d’une valeur moyenne de pression minimale Pamin peut être mise en œuvre par le calculateur par exemple en calculant une moyenne de tout ou partie des valeurs de pression Pmin mesurées par le capteur de pression 4 durant le cycle du moteur. Ainsi, dans le cadre du moteur bicylindre en V à 90°, une valeur moyenne Pamin de pression minimale pourrait être égale à la somme des pressions minimales Pminci et PminC2 divisée par deux. Cette étape de calcul 125 est seulement mise en œuvre lorsqu’une étape similaire a été préalablement mise en œuvre lors du calcul des facteurs correctifs Fc sur lesquels nous reviendrons par la suite.
Il a été dit dans l’introduction qu’une pression dans le collecteur d’admission 2 est dépendante d’une position angulaire du vilebrequin 8, d’un régime moteur N du moteur 1 et d’une charge du moteur. En l’occurrence, les valeurs Pmin (ou Pamin) et Pmax d’un cycle moteur sont utilisées dans la suite du procédé pour déterminer la pression dans le collecteur d’admission 2 du cycle moteur suivant. En effet, ce sont des valeurs pertinentes dans la mesure où le régime moteur N et la charge du moteur sont sensiblement les mêmes entre deux cycles moteur consécutifs. De cette façon, le procédé permet d’estimer la pression dans le collecteur d’admission 2 d’un cycle moteur courant par la simple acquisition d’une ou plusieurs valeurs de pression minimale Pmin et d’une valeur de pression maximale Pmax du cycle moteur précédent sans nécessiter d’autres acquisitions. En particulier, le procédé d’estimation de la pression dans le collecteur d’admission permet de retrouver la pression réelle Pr du collecteur d’admission 2 obtenue sur banc de test (telle qu’illustrée en [Fig. 3] pour un moteur bicylindre en V à 90°) à partir des valeurs de pression Pmin (ou Pamin le cas échéant) et Pmax mesurées pendant l’exécution du procédé. Cette pression réelle Pr du collecteur mesurée sur banc de test sera considérée comme la pression courante dans le collecteur d’admission 2 lors de l’exécution du procédé. Il est donc question, dans les étapes suivantes, de mettre en relation les valeurs Pmin (ou Pamin) et Pmax acquises durant l’exécution du procédé (et donc durant le fonctionnement courant du moteur) avec la courbe de pression réelle Pr mesurée sur banc de test.
Dans cette mesure, le procédé comprend une troisième étape de détermination 130 d’un facteur correctif moyen Fac de pression à partir d’une position angulaire du vilebrequin V°CRK déterminé et d’un régime moteur N. La position angulaire du vilebrequin V°CRK varie entre 0 et 720°CRK à chaque cycle du moteur (moteur à quatre temps). Le régime moteur N est le nombre de tours qu’effectue le moteur en un certain temps, il est généralement exprimé en rotations par minute (rpm) et c’est dans cette unité qu’il sera utilisé pour les équations qui seront détaillées plus loin.
Le facteur correctif moyen Fac permet d’estimer une pression Pcoi dans le collecteur d’admission 2 à un cycle moteur courant à partir d’une ou plusieurs pressions minimales Pmin et d’une pression maximale Pmax acquises au cours du cycle moteur précédent. La pression Pcoi désigne la pression estimée dans le collecteur d’admission 2 au moment de la mise en œuvre du procédé tandis que la pression Pr désigne la pression observée dans le collecteur d’admission 2 sur banc de test.
Le facteur correctif moyen Fac est calculé sur banc de test préalablement à la mise en œuvre du procédé et est dépendant à la fois du régime moteur N et à la fois de l’angle vilebrequin V°CRK. Il est ainsi associé à un régime moteur N déterminé et à une position angulaire V°CRK du vilebrequin déterminé. Il peut être stocké dans la mémoire du calculateur adapté pour commander la mise en œuvre du procédé ou dans toutes autres mémoires auquel ce calculateur a accès. En réalité, la mémoire comprend un ensemble de facteurs correctifs moyens Fac pouvant par exemple être compris dans une table de facteurs correctifs moyens ÏFac, où chaque facteur correctif moyen Fac est associé à une position angulaire de vilebrequin V°CRK et à un régime moteur N de façon à avoir un facteur correctif moyen Fac correspondant au fonctionnement courant du moteur (et en particulier au régime moteur N courant) lors de l’exécution du procédé. La table de facteurs correctifs moyens ÏFac est de préférence stockée directement dans la mémoire du calculateur commandant la mise en œuvre du procédé.
Avantageusement, la détermination 130 du facteur correctif moyen Fac correspond à la sélection, dans la table de facteurs correctifs moyens ÏFac, du facteur correctif moyen Fac associé au régime moteur N se rapprochant le plus du régime moteur N courant lors de l’utilisation du procédé et associé à la position angulaire V°CRK du vilebrequin se rapprochant le plus de la position angulaire V°CRK du vilebrequin déterminée.
Avant de développer la suite du procédé d’estimation de la pression dans le collecteur d’admission, il est présenté ci-dessous un mode de réalisation permettant de calculer un facteur correctif moyen Fac associé à une position angulaire V°CRK du vilebrequin pour un régime moteur N déterminé. Pour construire la table de facteurs correctifs moyens ÏFac, il s’agira simplement de faire varier la position angulaire V°CRK du vilebrequin et/ou le régime moteur N déterminé.
Ainsi, pour un régime moteur N déterminé et pour une position angulaire V°CRK du vilebrequin déterminée, un facteur correctif Fc est calculé de manière intermédiaire avant de pouvoir obtenir le facteur correctif moyen Fac. Ce facteur correctif Fc est également dépendant d’un paramètre de charge du moteur ce qui signifie que pour une position angulaire V°CRK du vilebrequin et pour un régime moteur N déterminés, il existe une pluralité de facteurs correctifs Fc, chaque facteur correctif Fc étant également associé à une valeur de charge du moteur.
Ainsi, le facteur correctif Fc est calculé à partir de la formule suivante :
[Math. 3]
Figure imgf000020_0001
où Fc correspond au facteur correctif,
Pr correspond à une valeur de pression réelle mesurée sur banc de test dans un collecteur d’admission pour la position angulaire V°CRK du vilebrequin déterminée pour un cycle moteur courant,
Pmaxt correspond à une valeur de pression maximale du collecteur d’admission sur banc de test du cycle moteur précédent, et
Pmint correspond à une valeur de pression minimale du collecteur d’admission sur banc de test du cycle moteur précédent.
Les valeurs de pression (Pr, Pmaxt, Pmint) sont mesurées pour un moteur à combustion de même type (de même nature) que celui sur lequel le procédé va être mis en œuvre ultérieurement, c’est-à-dire dont le collecteur d’admission 2 est d’un volume sensiblement égal, est en communication fluidique avec le même nombre de cylindre(s) de combustion 3 et où, le cas échéant, il existe le même « décalage angulaire » du vilebrequin.
Avantageusement, la valeur de pression Pmaxt et la ou les valeur(s) de pression Pmint sont mesurées sensiblement aux mêmes positions angulaires de vilebrequin V°CRK que celles pour lesquelles elles seront mesurées durant la mise en œuvre du procédé.
Par ailleurs, lorsque l’étape supplémentaire de calcul 125 est mise en œuvre durant le procédé, c’est-à-dire dans le cas où il y a plusieurs valeurs de pression Pmin mesurées au cours du cycle moteur précédent, la valeur Pmint du calcul du facteur correctif Fc est remplacée par une valeur moyenne minimale Pamint correspondant à une valeur moyenne de tout ou partie des valeurs Pmint déterminées au cycle précédent sur banc de test. Bien entendu, la valeur moyenne minimale Pamin déterminée durant l’exécution du procédé et la valeur moyenne minimale Pamint déterminée sur banc de test sont calculées de la même façon. C’est-à-dire que si la valeur moyenne minimale Pamint permettant de calculer le facteur correctif Fc est calculée à partir des valeurs minimales Pmint de l’ensemble des cylindres de combustion, l’étape 125 du procédé correspondra au même calcul pour les valeurs minimales Pmin mesurées pour l’ensemble des cylindres de combustion 3.
Dans ce cas, le facteur correctif Fc est donc calculé à partir de la formule suivante :
[Math. 4]
Figure imgf000021_0001
où Fc correspond au facteur correctif,
Pr correspond à une valeur de pression réelle mesurée sur banc de test dans un collecteur d’admission pour la position angulaire V°CRK du vilebrequin déterminée pour un cycle moteur courant,
Pmaxt correspond à une valeur de pression maximale du collecteur d’admission sur banc de test du cycle moteur précédent, et
Pamint correspond à une valeur de pression minimale moyenne obtenue à partir de tout ou partie des valeurs de pressions minimales Pmint mesurées sur banc de test du cycle moteur précédent.
Le facteur correctif Fc correspond donc à un facteur reliant la pression réelle Pr observée dans le collecteur d’admission sur banc de test et la valeur de pression minimale Pmint (ou Pamint le cas échéant) et la valeur de pression maximale Pmaxt mesurées dans le collecteur d’admission 2 sur banc de test pour un régime moteur N et pour une charge du moteur déterminés.
Pour obtenir le facteur correctif moyen Fac, il s’agit ensuite de faire la moyenne des facteurs correctifs Fc associés à la position angulaire de vilebrequin V°CRK déterminée pour le régime moteur N déterminé pour les différentes valeurs de charge du moteur. Le facteur correctif moyen Fac, associé à la position angulaire de vilebrequin V°CRK déterminée pour le régime moteur N déterminé, s’affranchit donc du paramètre de charge du moteur par rapport au facteur correctif Fc.
Un exemple d’une pluralité de facteurs correctifs Fc pour un régime moteur N déterminé est représenté sur le graphique de gauche de la [Fig. 4], L’axe des abscisses du graphique correspond aux différentes positions angulaires V°CRK du vilebrequin pendant un cycle moteur tandis que l’axe des ordonnées correspond à la valeur du facteur correctif Fc. Chaque courbe sur le graphique de gauche comprend ainsi une pluralité de facteurs correctifs Fc représentant les valeurs de facteurs correctifs Fc calculés pour une valeur de charge moteur déterminée à chaque position angulaire V°CRK du vilebrequin sur un cycle moteur.
A partir de ces valeurs de facteurs correctifs Fc, on est donc capable de déterminer une courbe de facteurs correctifs moyens Fac en fonction d’une position angulaire V°CRK du vilebrequin pour le régime moteur déterminé N par l’utilisation de la valeur moyenne. C’est l’objet du graphique de droite de la [Fig. 4], On retrouve en ordonnée la valeur du facteur correctif moyen Fac et en abscisse les différentes positions angulaires V°CRK du vilebrequin. La courbe de facteurs correctifs moyens Fac correspond ainsi à la moyenne des facteurs correctifs Fc calculés pour le régime moteur déterminé N sur l’ensemble de la plage angulaire V°CRK du vilebrequin. Dit autrement, la courbe sur le graphique de droite correspond à la moyenne des courbes de facteurs correctifs Fc associées à une charge moteur respective et représentées sur le graphique de gauche. Dit encore autrement, pour une position angulaire V°CRK donnée, le facteur correctif moyen Fac est égal à la moyenne des facteurs correctifs Fc associés à cette position angulaire V°CRK pour les différentes valeurs de charge moteur.
Le facteur correctif moyen Fac correspond donc au facteur reliant la pression réelle Pr observée dans le collecteur d’admission à un cycle moteur courant à une ou plusieurs valeurs de pression minimales Pmint (ou Pamint) et à une valeur de pression maximale Pmaxt mesurées dans le collecteur d’admission 2 sur banc de test au cycle moteur précédent pour un régime moteur N déterminé. Il s’affranchit du paramètre de charge moteur par rapport au facteur correctif Fc.
Par ailleurs, au-delà du fait que le facteur correctif moyen Fac permet de s’affranchir du paramètre de charge du moteur, on comprend que la table de facteurs correctifs moyens ÏFac demande une taille mémoire bien inférieure à celle d’une table qui comprendrait l’ensemble des facteurs correctifs Fc. En particulier, le facteur existant entre les tailles des deux mémoires correspond au nombre de valeurs de charges moteur prises en compte dans le calcul des facteurs correctifs Fc.
De retour à l’exécution du procédé présenté en référence à la [Fig. 1 ], il a ainsi été déterminé un facteur correctif moyen Fac pour un régime moteur N déterminé et pour une position angulaire V°CRK du vilebrequin déterminée.
Le procédé comprend alors une quatrième étape 140 d’estimation de la pression P coi dans le collecteur d’admission 2 pour la position angulaire V°CRK du vilebrequin déterminée (correspondant à celle du facteur correctif moyen Fac).
La pression Pcoi du cycle moteur courant est estimée à partir du facteur correctif moyen Fac et d’une ou plusieurs valeurs de pression minimales Pmin (Pamin le cas échéant) et d’une valeur de pression maximale Pmax, lesquelles ont été mesurées durant le cycle moteur précédent lors des étapes de mesures 110 et 120.
En effet, dès lors qu’on a déterminé le facteur correctif moyen Fac, que ce dernier fait le lien entre les valeurs de pression Pmint (ou Pamint) et Pmaxt mesurées sur banc de test et la valeur de pression réelle Pr dans le collecteur d’admission 2 mesurée sur banc de test, on peut estimer la pression Pcoi dans le collecteur d’admission 2 pour la position angulaire V°CRK du cycle moteur courant correspondant à celle du facteur correctif moyen Facdéterminé à l’issue de l’étape 130. Il s’agit donc de mettre en relation un facteur correctif moyen Fac préalablement calculé à partir de valeurs Pmint et Pmaxt mesurées sur banc de test et à partir de la pression réelle Pr mesurée sur banc de test avec des valeurs de pressions Pmin et Pmax mesurées durant l’exécution du procédé afin de retrouver la pression Pcoi du collecteur d’admission 2.
En particulier, la pression Pcoi dans le collecteur d’admission peut être estimée à partir de la formule suivante :
[Math. 5]
Pcoi Pmax " (Pmin ~ Pmax Fac où Pcoi correspond à la pression dans le collecteur d’admission pour la position angulaire V°CRK du vilebrequin déterminée du cycle moteur courant,
Pmax correspond à la valeur de pression maximale du cycle moteur précédent mesurée lors de l’étape 110 du procédé,
Pmin correspond à la valeur de pression minimale dans le collecteur d’admission du cycle moteur précédent mesurée lors de l’étape 120 du procédé, et
Fac correspond au facteur correctif moyen préalablement calculé sur banc de test pour la position angulaire V°CRK du vilebrequin déterminé.
Dans le mode de réalisation où l’étape 125 de calcul d’une valeur moyenne de pression minimale Pamin est mise en œuvre, la pression Pcoi est estimée à partir de la formule suivante :
[Math. 6]
Pcoi Pmax " Parnin ~ Pmax Fac où Pcoi correspond à la pression dans le collecteur d’admission pour la position angulaire V°CRK du vilebrequin déterminée du cycle moteur courant,
Pmax correspond à la valeur de pression maximale du cycle moteur précédent mesurée lors de l’étape 110 du procédé,
Pamin correspond à la valeur de pression minimale moyenne calculée lors de l’étape 125 du procédé, et
Fac correspond au facteur correctif moyen préalablement calculé sur banc de test pour la position angulaire V°CRK du vilebrequin déterminé.
Par la mise en œuvre du procédé, on est capable de déterminer la pression Pcoi dans le collecteur d’admission 2 du moteur pour chaque position angulaire du vilebrequin 8. Dit autrement, on est donc capable de déterminer la pression aval au nez de l’injecteur 10 pour chaque position angulaire du vilebrequin 8. Il est ainsi possible de retrouver le débit instantané de l’injecteur 10 à un instant donné pour autant qu’on connaisse la position angulaire du vilebrequin 8 à cet instant. En particulier, il est possible de déterminer une position angulaire du vilebrequin 8 à un instant tmi de milieu d’injection de l’injecteur 10 par l’utilisation de la formule suivante :
[Math. 7] 720°
Figure imgf000025_0001
où Vmi correspond à la position angulaire du vilebrequin de milieu d’injection de l’injecteur 10 en °CRK,
Vei correspond à la position angulaire du vilebrequin en fin d’injection de l’injecteur 10 en °CRK,
Ti correspond au temps d’injection de l’injecteur 10 en ms, et N correspond au nombre de tours par minute du moteur.
Cette équation est bien entendu modulo 720°CRK dans la mesure où le vilebrequin 8 durant un cycle moteur effectue deux tours (moteur quatre temps).
La position angulaire du vilebrequin en fin d’injection dans un cylindre de combustion est une valeur connue. De la même façon, le temps d’injection Ti est connu et le terme permet de le transformer en un angle vilebrequin correspondant à la moitié du déplacement du vilebrequin pendant le temps d’injection Ti. On soustrait donc à la position angulaire Vei °CRK du vilebrequin en fin d’injection de l’injecteur 10 un angle correspondant à la moitié du déplacement du vilebrequin 8 pendant l’injection pour trouver la position angulaire Vmi °CRK du vilebrequin 8 en milieu d’injection de l’injecteur 10 à l’instant tmi.
Il est ainsi possible de déterminer un débit instantané de l’injecteur 10 d’un cycle moteur courant en utilisant la pression Pcoi estimée à l’instant de milieu d’injection tmi d’un cycle moteur précédent par l’utilisation de méthodes connues de l’Homme du Métier.
En référence à la [Fig. 5] est maintenant décrit un procédé de correction d’une quantité de carburant injecté par un injecteur 10 dans un collecteur d’admission 2.
Le procédé comprend une première étape d’estimation 210 d’une pression Pcoi de milieu d’injection dans le collecteur d’admission 2 par la mise en œuvre d’un procédé d’estimation de la pression dans le collecteur d’admission tel que décrit ci- dessus pour une position angulaire du vilebrequin Vmi de milieu d’injection de l’injecteur 10.
Le procédé comprend une seconde étape de détermination 220 d’un débit instantané de l’injecteur 10 à un instant de milieu d’injection tmi à partir de la pression Pcoi dans le collecteur d’admission 2 et de la pression du carburant dans l’injecteur 10.
Dans la mesure où le débit instantané est calculé à partir des valeurs de pression dans le collecteur d’admission 2, les valeurs de pression Pcoi obtenues par le procédé étant plus précises que celles obtenues par les méthodes présentées dans l’art antérieur (notamment les méthodes se basant sur la valeur moyenne), le débit instantané obtenu à l’issue de cette étape est donc lui-même plus précis.
Enfin, le procédé comprend une dernière étape de modification 230 d’un temps d’injection de l’injecteur 10 en fonction de son débit instantané à l’instant de milieu d’injection tmi afin de corriger une quantité de carburant injecté par l’injecteur 10.
Le procédé d’estimation de la pression dans le collecteur d’admission selon l’invention permet donc d’estimer une pression dans le collecteur d’admission de manière précise pour chaque position du vilebrequin à un régime moteur déterminé avec très peu d’acquisitions de pression dans le collecteur. En particulier, il suffit d’une mesure de pression minimale et d’une mesure de pression maximale pour faire cette estimation ce qui permet entre autre de répondre aux impératifs temps réel du système, d’allonger la durée de vie du capteur de pression et de réduire la mémoire de stockage associée au capteur.
En l’occurrence, le fait que le procédé selon l’invention permette d’estimer la pression dans le collecteur d’admission pour chaque position angulaire du vilebrequin permet d’obtenir une estimation de la pression précise même lorsque les variations de pression dans le moteur sont importantes au cours d’un même cycle moteur.
De la même façon, pouvoir estimer la pression dans le collecteur d’admission pour chaque position angulaire du vilebrequin permet d’utiliser le procédé pour différentes géométries de moteurs et notamment pour les moteurs « déphasés » comme les moteurs bicylindres en V à 90° sans perdre en précision de l’estimation.
Cela permet enfin d’estimer la pression dans le collecteur d’admission au moment de l’injection de carburant plutôt que de s’appuyer sur une valeur de pression moyenne qui est potentiellement très éloignée de la pression réelle dans le collecteur d’admission à cet instant précis. De cette façon, le procédé d’estimation de la pression dans le collecteur peut également être utilisé pour corriger une quantité de carburant injecté. En effet, comme expliqué précédemment, obtenir une estimation précise de la pression dans le collecteur d’admission à l’instant d’injection permet d’obtenir un débit instantané précis de l’injecteur à cet instant et permet donc de corriger une quantité de carburant par la modification d’un temps d’injection de l’injecteur en fonction de son débit instantané.

Claims

27 Revendications
[Revendication 1] Procédé d’estimation d’une pression (Pcoi) dans un collecteur d’admission (2) d’un moteur (1 ) à combustion à injection indirecte, comprenant un capteur de pression (4) mesurant la pression dans le collecteur d’admission (2), le collecteur d’admission (2) étant en communication fluidique avec un cylindre de combustion (3), un piston (5) étant guidé en translation dans le cylindre de combustion (3) et relié à un vilebrequin (8) en rotation, ledit procédé étant caractérisé en ce qu’il comprend les étapes suivantes :
- mesure (110), par le capteur de pression (4), d’une valeur de pression maximale (Pmax) correspondant sensiblement à une pression maximale dans le collecteur d’admission (2) durant un cycle précédent du moteur,
- mesure (120) par le capteur de pression (4), d’une valeur de pression minimale (Pmin) correspondant sensiblement à une pression minimale dans le collecteur d’admission (2) durant le cycle précédent du moteur,
- détermination (130) d’un facteur correctif moyen (Fac) de pression préalablement calculé, à partir d’une position angulaire du vilebrequin (V°) et d’un régime moteur (N), et
- estimation (140) de la pression (Pcoi) dans le collecteur d’admission (2) pour la position angulaire du vilebrequin (V°CRK) du cycle moteur courant à partir du facteur correctif moyen (Fac) et des valeurs de pression minimales et maximales (Pmin et Pmax).
[Revendication 2] Procédé selon la revendication précédente, caractérisé en ce que la mesure (110) de la valeur de pression maximale (Pmax) est effectuée à un instant précédant directement une phase d’admission du cylindre de combustion (3), et en ce que la mesure (120) de la valeur de pression minimale (Pmin) est effectuée à un instant précédant directement une phase de compression du cylindre de combustion (3).
[Revendication 3] Procédé selon l’une quelconque des revendications précédentes, caractérisé en ce que le facteur correctif moyen (Fac) est déterminé à partir d’une table (ÏFac) de facteurs correctifs comprenant une pluralité de facteurs correctifs moyens (Fac) chacun associé à un régime moteur (N) et une position angulaire déterminée (V°CRK), et en ce que la détermination (130) du facteur correctif moyen (Fac) comprend la sélection dans cette table (ÏFac) du facteur correctif moyen (Fac) associé au régime moteur (N) et à la position angulaire (V°CRK) correspondant ou se rapprochant le plus du régime courant du moteur (N) et de la position angulaire du vilebrequin déterminée (V°CRK).
[Revendication 4] Procédé selon l’une quelconque des revendications précédentes, caractérisé en ce qu’un facteur correctif moyen (Fac) pour un régime moteur (N) déterminé et pour une position angulaire (V°CRK) déterminée est égale à la moyenne des facteurs correctifs (Fc) présentant le même régime moteur (N) déterminé et la même position angulaire (V°CRK) déterminée, et en ce que un facteur correctif (Fc) est obtenu à partir de la formule suivante : [Math. 8] p _ (Pr~Pmaxt
(Pmint~ maxt où Fc correspond au facteur correctif,
Pr correspond à une valeur de pression réelle mesurée sur banc de test dans un collecteur d’admission pour la position angulaire (V°CRK) déterminée pour un cycle moteur courant,
Pmaxt correspond à une valeur de pression maximale du collecteur d’admission sur banc de test du cycle moteur précédent, et
Pmint correspond à une valeur de pression minimale du collecteur d’admission sur banc de test du cycle moteur précédent.
[Revendication 5] Procédé selon l’une quelconque des revendications précédentes, caractérisé en ce que l’estimation (140) de la pression Pcol dans le collecteur d’admission (2) comprend l’utilisation de la formule suivante : [Math. 9]
Pcol Pmax " (Pmin ~ Pmax Fac où Pcol correspond à la pression dans le collecteur d’admission du cycle courant du moteur pour la position angulaire (V°CRK) du vilebrequin,
Pmax correspond à la valeur de pression maximale du cycle moteur précédent le cycle courant et mesurée au cours de l’étape de mesure (110),
Pmin correspond à la valeur de pression minimale dans le collecteur d’admission du cycle moteur précédent le cycle courant et mesurée au cours de l’étape de mesure (120), et
Fac correspond au facteur correctif moyen pour la position angulaire du vilebrequin (V°CRK) déterminé durant l’étape de détermination (130).
[Revendication 6] Procédé selon l’une quelconque des revendications précédentes, caractérisé en ce que le collecteur d’admission (2) est en communication fluidique avec une pluralité de cylindres de combustion (3), en ce que l’étape de mesure (120) d’une valeur de pression (Pmin) est mise en œuvre pour chaque cylindre de combustion (3), en ce que le procédé comprend une étape supplémentaire de calcul (125) d’une valeur moyenne de pression minimale (Pamin), et en ce que la valeur moyenne de pression minimale (Pamin) est utilisée à la place de la pression minimale (Pmin) dans l’estimation (140) de la pression dans le collecteur d’admission (2).
[Revendication 7] Procédé de correction d’une quantité de carburant injectée d’un moteur à injection indirecte (1 ) comprenant un capteur de pression (4) mesurant la pression dans un collecteur d’admission (2), le collecteur d’admission (2) étant en communication fluidique avec un cylindre de combustion (3), un piston (5) étant guidé en translation dans le cylindre de combustion (3) et relié à un vilebrequin (8) en rotation, le moteur (1 ) comprenant également un injecteur (10) dont le nez est disposé dans le collecteur d’admission (2), le procédé étant caractérisé en ce qu’il comprend les étapes suivantes :
- estimation (210) d’une pression (Pcoi) de milieu d’injection dans le collecteur d’admission (2) par la mise en œuvre d’un procédé d’estimation de la pression selon l’une quelconque des revendications précédentes pour une position angulaire du vilebrequin (Vmi) de milieu d’injection de l’injecteur (10),
- détermination (220) d’un débit instantané de l’injecteur (10) à un instant de milieu d’injection (tmi) à partir de la pression (Pcoi) dans le collecteur d’admission (2) et de la pression du carburant dans l’injecteur (10), - modification (230) d’un temps d’injection de I’injecteur (10) en fonction de son débit instantané à l’instant de milieu d’injection (tmi).
[Revendication 8] Produit programme d’ordinateur, comprenant des instructions de code enregistrées sur un support lisible par ordinateur pour la mise en œuvre des étapes d’un procédé selon l’une quelconque des revendications précédentes lorsque ledit programme fonctionne sur un ordinateur.
[Revendication 9] Calculateur adapté pour commander un moteur à injection indirecte (1 ) comprenant un capteur de pression (4) mesurant la pression dans un collecteur d’admission (2), le collecteur d’admission (2) étant en communication fluidique avec un cylindre de combustion (3), un piston (5) étant guidé en translation dans le cylindre de combustion (3) et relié à un vilebrequin (8) en rotation, le moteur (1 ) comprenant également un injecteur (10) dont le nez est disposé dans le collecteur d’admission (2), caractérisé en ce que le calculateur est également adapté pour commander la mise en œuvre des étapes d’un procédé selon l’une quelconque des revendications 1 à 7.
[Revendication 10] Moteur à injection indirecte (1 ) comprenant un capteur de pression (4) mesurant la pression dans un collecteur d’admission (2), le collecteur d’admission (2) étant en communication fluidique avec un cylindre de combustion (3) par le biais d’une ou plusieurs soupapes d’admission (7), un piston (5) étant guidé en translation dans le cylindre de combustion (3) et relié à un vilebrequin (8) en rotation, le moteur (1 ) comprenant également un injecteur (10) dont le nez est disposé dans le collecteur d’admission (2), caractérisé en ce que le moteur comprend également un calculateur selon la revendication 9.
PCT/EP2021/075238 2020-10-09 2021-09-14 Procede d'estimation de la pression dans un collecteur d'admission WO2022073729A1 (fr)

Priority Applications (2)

Application Number Priority Date Filing Date Title
CN202180068533.1A CN116324151A (zh) 2020-10-09 2021-09-14 用于估计进气歧管中的压力的方法
US18/020,170 US11808230B2 (en) 2020-10-09 2021-09-14 Method for estimating the pressure in an intake manifold

Applications Claiming Priority (2)

Application Number Priority Date Filing Date Title
FR2010331A FR3115076B1 (fr) 2020-10-09 2020-10-09 Procédé d’estimation de la pression dans un collecteur d’admission
FRFR2010331 2020-10-09

Publications (1)

Publication Number Publication Date
WO2022073729A1 true WO2022073729A1 (fr) 2022-04-14

Family

ID=74183306

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
PCT/EP2021/075238 WO2022073729A1 (fr) 2020-10-09 2021-09-14 Procede d'estimation de la pression dans un collecteur d'admission

Country Status (4)

Country Link
US (1) US11808230B2 (fr)
CN (1) CN116324151A (fr)
FR (1) FR3115076B1 (fr)
WO (1) WO2022073729A1 (fr)

Citations (3)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US5003950A (en) * 1988-06-15 1991-04-02 Toyota Jidosha Kabushiki Kaisha Apparatus for control and intake air amount prediction in an internal combustion engine
JPH06185396A (ja) * 1992-12-15 1994-07-05 Daihatsu Motor Co Ltd 基本燃料噴射方法
EP1844227A1 (fr) * 2005-02-03 2007-10-17 Toyota Jidosha Kabushiki Kaisha Dispositif de commande pour moteur a combustion interne

Family Cites Families (11)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
AU457071B2 (en) 1970-11-30 1975-01-16 Honda Giken Kogyo Kabushiki Kaisha Improvements in vacuum operated fuel injection apparatus
US3736912A (en) 1971-09-30 1973-06-05 Honda Motor Co Ltd Apparatus for compensation of the operation of a negative pressure control type fuel injection apparatus
JPS6185396A (ja) 1984-10-02 1986-04-30 Nippon Oil & Fats Co Ltd ホスフアチジルコリンの製造方法
US4696275A (en) 1985-02-05 1987-09-29 Toyota Jidosha Kabushiki Kaisha Fuel injection method and device providing simple atmospheric pressure compensation for engine incorporating open to atmosphere fuel pressure regulator valve
US5448977A (en) 1993-12-17 1995-09-12 Ford Motor Company Fuel injector pulsewidth compensation for variations in injection pressure and temperature
US6405122B1 (en) * 1997-10-14 2002-06-11 Yamaha Hatsudoki Kabushiki Kaisha Method and apparatus for estimating data for engine control
US9334824B2 (en) * 2014-02-27 2016-05-10 Ford Global Technologies, Llc Method and system for characterizing a port fuel injector
US10094320B2 (en) * 2015-06-23 2018-10-09 Ford Global Technologies, Llc Methods and systems for dual fuel injection
KR101806361B1 (ko) 2016-12-07 2018-01-10 현대오트론 주식회사 연료압력 모니터링을 통한 인젝터 유량 보정방법
FR3089257B1 (fr) * 2018-12-04 2022-01-07 Continental Automotive France Procédé de commande d’un moteur à combustion interne à apprentissage de la pression atmosphérique
US10794244B2 (en) * 2019-02-12 2020-10-06 Ford Global Technologies, Llc Method and system for crankcase ventilation monitor

Patent Citations (3)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US5003950A (en) * 1988-06-15 1991-04-02 Toyota Jidosha Kabushiki Kaisha Apparatus for control and intake air amount prediction in an internal combustion engine
JPH06185396A (ja) * 1992-12-15 1994-07-05 Daihatsu Motor Co Ltd 基本燃料噴射方法
EP1844227A1 (fr) * 2005-02-03 2007-10-17 Toyota Jidosha Kabushiki Kaisha Dispositif de commande pour moteur a combustion interne

Also Published As

Publication number Publication date
FR3115076B1 (fr) 2022-12-23
CN116324151A (zh) 2023-06-23
FR3115076A1 (fr) 2022-04-15
US20230212998A1 (en) 2023-07-06
US11808230B2 (en) 2023-11-07

Similar Documents

Publication Publication Date Title
FR2922598A1 (fr) Procede pour determiner l'inflammabilite du carburant de qualite inconnue.
FR2787511A1 (fr) Procede et dispositif d'egalisation des couples de chaque cylindre d'un moteur
FR2830276A1 (fr) Procede de determination de la teneur en oxyde d'azote dans les gaz d'echappement de moteur a combustion interne
WO2017097396A1 (fr) Procede et dispositif de determination du debit d'air entrant dans le collecteur d'admission d'un moteur à deux temps
FR2780448A1 (fr) Dispositif et procede de gestion de moteur
EP2956651A1 (fr) Procede de determination de la pression de gaz d'echappement en amont du turbocompresseur et du debit traversant sa turbine
FR2942503A1 (fr) Procede et estimateur d'une masse d'air frais dans une chambre de combustion, procede d'estimation de remplissage total, support d'enregistrement pour ces procedes et vehicule equipe de cet estimateur.
EP0686762A1 (fr) Procédé et dispositif de détermination des paramètres spécifiques des injecteurs d'un moteur à combustion, notamment Diesel à pré-injection
EP1090219B1 (fr) Methode de correction a l'avance a l'allumage d'un moteur a combustion interne
WO2022073729A1 (fr) Procede d'estimation de la pression dans un collecteur d'admission
FR2835281A1 (fr) Procede d'estimation de la masse d'air admise dans une chambre de combustion d'un moteur, et vehicule de mise en oeuvre
FR2678684A1 (fr) Procede et systeme de calcul de la masse d'air frais dans un cylindre de moteur a combustion interne.
EP2307868A1 (fr) Systeme et procede de correction de la mesure d'un capteur de pression avant turbine
FR2837923A1 (fr) Procede et calculateur pour determiner un reglage de bon fonctionnement d'un moteur a combustion interne
EP1607605A1 (fr) Système d'estimation de la pression dans le collecteur d'échappement d'un moteur diesel et procédé de calibrage de ce système
FR3064679A1 (fr) Procede de detection d'un pre-allumage d'un melange d'air frais et de carburant
FR2842869A1 (fr) Procede permettant d'adapter un modele de distance de reglage pour un organe de reglage de turbocompresseur a gaz d'echappement
FR3139161A1 (fr) Procédé de détermination d’un débit d’air dans un moteur à combustion interne
EP0695865A1 (fr) Procédé de correction des dissymétries d'une roue de capteur
EP1916404A1 (fr) Procede d`estimation de parametres caracteritique d`un moteur thermique et de controle des flux thermiques appliques a des composants de ce moteur
FR2851300A1 (fr) Procede et dispositif de regulation de l'injection de carburant dans un moteur a combustion diesel
FR3100568A1 (fr) Procédé de détermination de pertes mécaniques de frottement d’un moteur à combustion interne
WO2022090026A1 (fr) Procede de determination d'un indicateur de stabilite d'une combustion dans un cylindre d'un moteur a combustion interne
FR3075269A1 (fr) Procede de detection d'un pre-allumage d'un melange d'air frais et de carburant
FR3128974A1 (fr) Procédé d’estimation à basse fréquence d’un débit de gaz d’échappement recyclés à l’admission d’un moteur à combustion interne

Legal Events

Date Code Title Description
121 Ep: the epo has been informed by wipo that ep was designated in this application

Ref document number: 21777510

Country of ref document: EP

Kind code of ref document: A1

NENP Non-entry into the national phase

Ref country code: DE

122 Ep: pct application non-entry in european phase

Ref document number: 21777510

Country of ref document: EP

Kind code of ref document: A1