formation du melange dans les moteurs a combustion interne

DEA Conversion de l’énergie- Luis LEMOYNE 1

FORMATION DU MELANGE DANS LES

MOTEURS A COMBUSTION INTERNE

Luis LEMOYNE

MdC UPMC

Laboratoire de Mécanique Physique

2 Place de la Gare de Ceinture

F78210 Saint Cyr l’Ecole

[email protected]


1. INTRODUCTION........................................................................................................................................................... 4 1.1. GENERALITES.........................................................................................................................................................4 1.2. SCHEMAS GENERAUX DE FONCTIONNEMENT ..................................................................................................5 1.3. PROCESSUS DE FORMATION DU MELANGE........................................................................................................8 1.4. COMPOSITION DU MELANGE .............................................................................................................................10 1.5. MOUVEMENTS DE BRASSAGE ............................................................................................................................10

2. ORGANES DE FORMATION....................................................................................................................................13 2.1. MISE SOUS PRESSION DU COMBUSTIBLE..........................................................................................................13 2.2. DOSAGE DU COMBUSTIBLE ................................................................................................................................17 2.3. PULVERISATION DES COMBUSTIBLES LIQUIDES ............................................................................................23 2.4. DOSAGE DU COMBURANT ..................................................................................................................................34 2.5. CONDUITS, SOUPAPES ET CHAMBRE ................................................................................................................34 2.6. RECIRCULATION DES GAZ BRULES...................................................................................................................45

3. TECHNOLOGIE DE LA FORMATION DU MELANGE DANS LES MOTEURS..............................................46 3.1. MOTEUR A ALLUMAGE COMMANDE A CHARGE HOMOGENE......................................................................46 3.2. MOTEUR A ALLUMAGE PAR COMPRESSION. ..................................................................................................50 3.3. MOTEUR A ALLUMAGE COMMANDE A CHARGE STRATIFIEE. ....................................................................52 3.4. TURBINE................................................................................................................................................................56

4. CALCUL DES PRINCIPALES CARACTERISTIQUES ........................................................................................58 4.1. DEBIT A TRAVERS UN AJUTAGE .......................................................................................................................59 4.2. DEBIT DANS LES CARBURATEURS ....................................................................................................................60 4.3. INJECTEURS ..........................................................................................................................................................61

5. MODELES D'ECOULEMENT DE LA PHASE GAZEUSE.....................................................................................66 5.1. MODELES ZERO-D...............................................................................................................................................66 5.2. MODELES 1-D.......................................................................................................................................................67 5.3. MODELES 3D TURBULENTS...............................................................................................................................68

6. MODELES DE FORMATION ET TRANSPORT DU COMBUSTIBLE LIQUIDE............................................70 6.1. MODELISATION DES PROCESSUS DE PULVERISATION ..................................................................................70 6.2. TRANSPORT ET EVAPORATION DES GOUTTES...............................................................................................77 6.3. PULVERISATION SECONDAIRE...........................................................................................................................79 6.4. ECOULEMENT DES FILMS PARIETAUX ............................................................................................................80

7. METHODES EXPERIMENTALES EN FORMATION DU MELANGE................................................................82 7.1. PHASE GAZEUSE ...................................................................................................................................................83 7.2. PHASE LIQUIDE ....................................................................................................................................................86 7.3. MESURES SPECIFIQUES.......................................................................................................................................87

8. BIBLIOGRAPHIE.........................................................................................................................................................92


1. Introduction

1.1. Généralités

La formation du mélange conditionne la qualité de la combustion dans les moteurs thermiques. A l'heure actuelle,

une des principales voies de développement des moteurs dans le secteur automobile réside dans l'amélioration de

la formation du mélange air - combustible. Dans le cas des moteurs à combustion interne qui sera l'objet de ce qui

suit, plusieurs solutions technologiques pour réaliser le mélange sont applicables selon le type de moteur et

souvent spécifiques à son principe de fonctionnement.

D'une façon générale la formation du mélange consiste à mettre en contact le combustible et le comburant sous

des formes propices à l'initiation et à la propagation de la combustion ainsi qu'à l'évacuation des produits de la

réaction. Le cas idéal est donc le mélange homogène du combustible et du comburant sous forme gazeuse avec

des mouvements de brassage à grande et petite échelle dans les conditions stoechiométriques.

Le moteur qui s'approche le plus de ce cas est le moteur essence (ou à allumage commandé) mais pour des raisons

d'amélioration de la consommation de combustible on peut être amené à faire réagir des mélanges pauvres, i.e. où

la portion du combustible dans le mélange est inférieure à celle des proportions stoechiométriques. C'est le cas

notamment des moteurs Diesel (ou allumage par compression), et des moteurs à flux continu (turbines,

turboréacteurs). L'inflammation des ces mélanges pauvres est plus difficile et l'on cherche alors à avoir un

mélange hétérogène (ou stratifié) dans lequel il existe des zones riches en combustible et des zones pauvres. La

combustion est initiée dans les zones riches et des mouvements fluides particuliers sont crées pour transporter le

combustible et l'énergie de la réaction amorcée vers les zones pauvres. Il est clair que le bon déroulement de la

combustion dans ce cas est particulièrement sensible à la qualité locale du mélange dans les zones riches. Aussi,

les mouvements de brassage doivent être de grande amplitude et correctement synchronisés avec les différentes

phases de la combustion. Un aspect important de la formation du mélange consiste dans la génération de ces

mouvements de brassage car dans tous les cas ce sont les organes de dosage et de mélange qui créent ces

mouvements; la chambre de combustion n'étant que le lieu où ils ont lieu n'y participe qu'indirectement.

Par ailleurs, pour des raisons liées à la construction même des moteurs ou pour diminuer les émissions de

polluants (en particulier si le mélange est pauvre), une partie des produits émis par la combustion peut être

réintroduite dans la chambre de combustion et incorporée au mélange frais. La constitution réelle du mélange n'est

plus alors uniquement combustible et comburant. La formation du mélange comprend alors aussi l'introduction et

le transport de cette troisième composante : les gaz brûlés rémanents ou recyclés.

En ce qui concerne le comburant, on se limitera au cas des moteurs utilisant l'air gazeux puisé dans l'atmosphère et

aspiré (naturellement ou avec un compresseur) jusqu'à la chambre de combustion (ce qui n'est pas le cas des


fusées). A cause du pouvoir comburivore des combustibles utilisés et des concentrations mises en pratique, l'air

est le principal constituant du mélange en termes de masse.

Quant au combustible, il peut se présenter sous forme solide, liquide ou gazeuse. Les combustible solides utilisés

dans les moteurs à combustion interne doivent être préalablement traités pour les liquéfier ou vaporis er. Ce

processus sort du cadre de l'étude de la formation du mélange car il a lieu à l'extérieur du moteur (C.F. gazogènes).

Donc, le combustible pour la formation du mélange se présente sous forme liquide ou gazeuse.

Etant donné que la combustion se déroule à l'état gazeux, une fonction fondamentale de la préparation du mélange

pour les moteurs à combustible liquide consiste à le transformer en vapeur. Mais cette opération est

énergetiquement coûteuse. Il est difficile de vaporiser le combustible à partir d'une ébullition en masse, à moins

que sa température d'ébullition dans les conditions de pression ambiantes soit inférieure à la température dans les

conduits d'alimentation (ce qui est le cas des gaz liquéfiés). Aussi, en général lorsque le combustible est liquide à

température et pression ambiantes, on le pulvérise dans un premier temps, ce qui permet d'évaporer par

convection les gouttes formées. Il existe donc ainsi une étape intermédiaire entre la phase liquide et la phase

vapeur du combustible, il s'agit de la phase liquide dispersée. Le comportement dynamique du nuage de gouttes

peut être plus proche de celui d'une phase gazeuse si la densité de gouttes est faible. Evidemment, la bonne

vaporisation du combustible par pulvérisation dépend des caractéristiques géométriques et cinétiques des

gouttes crées, ainsi que de leur distribution spatiale.

Il se dégage de ces considérations que différents phénomènes doivent être mis en jeu pour aboutir à un mélange

satisfaisant. Selon la nature du combustible il faut le mettre en condition par différents moyens pour aboutir à une

combustion de mélange gazeux. Le mélange introduit dans la chambre de combustion doit être animé de certains

mouvements qui doivent se poursuivre pendant la combustion. Les mécanismes de formation du mélange doivent

répondre donc à ces impératifs parfois contradictoires de vaporiser le combustible s'il est liquide, sans perte et

avec le minimum de dépense énergétique, et animer le mélange frais de mouvements de brassage en séparant les

gaz brûlés du mélange frais.

On ne s'intéressera qu'aux aspects de la formation du mélange, ce qui suppose que la masse de comburant soit

une donnée du problème, déterminée par les mécanismes de remplissage que l'on n'étudiera pas ici. Les problèmes

d'amélioration de puissance ou dépollution ne seront abordés que sous le point de vue de la bonne combustion

du mélange et de sa composition.

1.2. Schémas généraux de fonctionnement

D'une façon générale les moteurs thermiques à combustion interne se présentent pour l'étude de la formation du

mélange sous deux schémas globaux de fonctionnement. Dans tous les cas le comburant est puisé à l'extérieur du

moteur et transporté à l'intérieur des conduits d'admission par l'intermédiaire de divers organes (conduits, filtre,

compresseur, échangeur) jusqu'au voisinage de la chambre de combustion. On distingue alors les moteurs à

admission directe où le mélange a lieu dans la chambre de combustion ou dans une enceinte communicante


pendant la combustion, et ceux à admission indirecte où le mélange a lieu avant le passage dans la chambre de

combustion dans une enceinte isolée de la chambre pendant la combustion.

Dans le premier cas la chambre de combustion reçoit l'air conditionné et le mélange peut avoir lieu avant ou

pendant le déroulement de la combustion. Le combustible est introduit soit d'un seul coup avant la combustion,

soit graduellement si le mélange et la combustion ont lieu simultanément. Les organes qui introduisent le

combustible sont donc soumis aux fortes pressions et températures de la chambre de combustion. De plus, le

temps disponible entre l'introduction du combustible et la combustion est très réduit, ce qui complique les

opérations de vaporisation.


Réservoir

Pompe(+ Filtre)

Régulateur depression

Mise en forme(Pulvérisation, pré-

Vaporisation)

Introduction

Atmosphère

Filtre

Régulateur

Mise àtempérature

Mélange

Combustion

Echappement

Recirculation

Dilution

Dépollution

Admissiondirecte

AdmissionIndirecte

Processus de la Formation du mélange dans les moteurs

Dans le deuxième cas un organe particulier, différent de la chambre de combustion reçoit l'air et y introduit le

combustible pour former le mélange. Ce n'est qu'ensuite que le mélange est introduit dans la chambre. Dans ce

cas, les conditions dans lesquelles se forme le mélange ne sont pas celles dans lesquelles se déroule la

combustion. Il en découle que les caractéristiques mécaniques des pièces contribuant à former le mélange sont


peu poussées, et qu'en général le temps imparti à la formation du mélange est plus important que pour le cas de

l'admission directe.

Dans tous les cas d'application sur véhicule, le combustible est transporté avec le moteur dans un réservoir

soumis à des impératifs de sécurité sévères (en particulier pour les combustibles gazeux). On vient puiser dans ce

réservoir le combustible soit par gravité, soit par dépression, soit par une pompe. Ensuite, un organe particulier de

dosage régule le débit de combustible et l'asservit au débit d'air. En général il y a donc un circuit de retour, de

recirculation, ou une vanne, en cas de trop plein. Enfin, le combustible est introduit dans la veine gazeuse par

l'intermédiaire d'un orifice dont les caractéristiques géométriques sont très étudiées, aussi bien pour obtenir le

débit souhaité que pour mettre en condition le combustible (pulvérisation).

1.3. Processus de formation du mélange

1.3.1. Formation et transport du mélange

- Introduction.

Le combustible doit être à une pression supérieure à celle régnant dans l'enceinte de mélange de façon à pouvoir

être introduit. La quantité introduite doit être en relation avec la masse d'air à laquelle il sera mélangé.

- Pulvérisation.

Dans le cas où le combustible se présente à l'état liquide lorsqu'il arrive au niveau de l'orifice final, il est nécessaire

de le pulvériser. Les mécanismes de pulvérisation exploités sont de trois types.

Le premier est basé sur l'action de forces aérodynamiques sur un jet liquide. Ainsi, un jet sous pression est

introduit dans une veine gazeuse avec un gradient de vitesse important. Les forces aérodynamiques à l'interface

font croître les perturbations superficielles du liquide jusqu'à le désagréger.

Le deuxième est basé sur l'action des contraintes propres au liquide. On accélère fortement un jet liquide contre un

obstacle ou on l'anime de mouvements oscillatoires rapides, ce qui se traduit par la désagrégation du jet et la

création de petites parcelles liquides.

Le troisième est basé sur le principe de la cavitation. On introduit un jet liquide sous pression dans une enceinte

où règne une pression inférieure à la pression de saturation du liquide. Il se crée alors des bulles de vapeur à

l'intérieur du liquide qui grandissent jusqu'à désagréger le jet.

Dans certains organes de pulvérisation, ces mécanismes peuvent être utilis és simultanément.

- Transport.

La veine gazeuse recevant le combustible le transporte jusqu'à la chambre de combustion. Dans le cas de

combustible gazeux, il s'agit d'un mélange avec une seule phase, il n'y a pas de pertes de combustible dues au

transport. Dans le cas liquide, même sous forme dispersée (gouttes), la phase liquide n'est pas toujours

correctement transportée par la phase gazeuse. Dans ce cas le mélange est biphasique, il peut y avoir des pertes

de combustible par dépôt et une désadaptation des vitesses de la phase liquide dispersée par rapport à la phase

gazeuse selon la taille des gouttes.

- Evaporation.


Dans le cas de mélanges biphasiques la désadaptation des vitesses crée un écoulement en superficie de la goutte

liquide qui facilite l'évaporation du combustible et les échanges thermiques par convection à la surface.

- Dépôt, Impact.

Dans le cas où la phase dispersée est constituée de gouttes de taille importante, une partie du combustible

introduit peut se déposer sur les parois des conduits ou de la chambre de combustion. Ce phénomène est favorisé

par les passages des rétrécissements (soupapes, bifurcations, etc.). Le combustible déposé se retrouve sous

forme liquide et adhère aux parois. Il peut être réchauffé par conduction au contact de ces dernières, ce qui

favorise son évaporation et peut même entrer en ébullition si la température est suffisante. Il est aussi transporté

par la veine gazeuse à la surface mais l'adhérence aux parois crée une grande désadaptation de vitesse. Dans tous

les cas, le dépôt introduit un retard important dans le transport du combustible. Si le dépôt a lieu dans la chambre

de combustion, cette dernière a lieu en général avant que le film liquide déposé ait pu s'évaporer. Il y a alors

combustion en superficie du film et création d'une zone riche qu'il faut aérer pour éviter l'extinction et la

détérioration des parois. Dans le cas où la température des parois est suffisante pour amorcer et entretenir

l'ébullition du combustible, il peut se former en plus des bulles de vapeur qui atteignent la surface libre du liquide

par gravité, un film de vapeur entre la paroi et la goutte liquide.

- Pulvérisation secondaire.

Les mêmes mécanismes à l'origine de la pulvérisation du combustible peuvent avoir lieu sur le film liquide déposé

sur les parois, les gouttes de combustible qui subissent un impact sur une paroi, ou le combustible liquide déposé

sur des pièces mobiles (soupapes). Il y a alors création de gouttes secondaires qui s'incorporent au mélange

diphasique dispersé. Les phénomènes entrant en jeu sont l'arrachement, le rebond, la désintégration, le

pincement, ou la séparation, du liquide contre les parois.

- Recirculation des gaz brûlés.

Il est possible sur certaines machines, en particulier sur les moteurs alternatifs, qu'un partie des gaz brûlés soit

incorporée, volontairement ou pas, au mélange frais. L'effet de ces gaz brûlés sur la formation du mélange est en

général d'augmenter la température du mélange, ce qui favorise l'évaporation, et de faciliter la circulation des gaz

frais par transvasement (effets d'inertie). Mais bien que la température du mélange augmente, la température

atteinte pendant la combustion est plus faible car une partie de la masse introduite n'est pas réactive, ce qui est

intéressant pour diminuer les NOx.


arrachementdépôt

Alimentationécoulement retour

évaporation

ruissellement

injection

évaporation

Gouttes

Chambre decombustion

Mélange air-vapeur-gaz

brûlés

Film Pariétal

Trnasferts de masse dans les moteurs

1.4. Composition du mélange

Idéalement le mélange serait composé de combustible et comburant à l'état gazeux. Dans la réalité il peut être

biphasique; le combustible se présente sous deux phases, liquide et vapeur. Une partie de la phase liquide peut

être diluée dans la phase gazeuse sous forme de fines gouttes, c'est la phase dispersée. L'autre partie de la phase

liquide se retrouve sous forme de films liquides déposés sur les parois. De plus, la recirculation des gaz brûlés

peut amener des particules solides (suies) issues de la combustion incomplète de certains composés. Il en est de

même des impuretés passant à travers les filtres présentes aussi bien dans l'air que dans le combustible. Aussi, les

organes mobiles des moteurs ont besoin d'être lubrifiés et des gouttes ou particules de lubrifiant peuvent

s'incorporer au mélange (fuites aux queues de soupapes, segments, paliers). On a alors à faire en réalité, à un

mélange polyphasé qui détériore la qualité de la combustion et produit des dépôts nocifs sur les parois.

1.5. Mouvements de brassage

Le mélange gazeux doit bouger pour amener les gaz frais près des zones de combustion et éloigner les gaz brûlés.

Cela est obtenu en réalisant des mouvements d'ensemble rotatifs dans la chambre et en favorisant les

mouvements turbulents aux petites échelles.

Il faut ajouter que lorsque le combustible est introduit dans une chambre de combustion, il déplace une portion du

gaz qui l'entoure. Des zones de recirculation peuvent être crées en aménageant le parcours des gaz déplacés.

Un cas "simple" : vieux moteur de F1

• Conduits d'admission courts et individuels pour chaque cylindre afin de limiter les pertes par frottement et

optimiser les effets acoustiques.

• Injecteur basse pression centré dans la veine d'air : minimum de pertes mécaniques et de dépôts sur les parois.


• Ecoulement gazeux presque vertical à l'arrivée dans la chambre pour créer des mouvements turbulents et

améliorer le mélange.

• Piston creux hémisphérique pour favoriser le tumble inverse.

• Double bougie d'allumage pour assurer une combustion rapide dans toutes les conditions.


Doc : BEMT ENSAM

Injecteur

Veine d'air

admission

Chambre de

Combustion

Soupape

Conduit

d'admission

Echappement

Arrivée de

carburant

Piston


2. Organes de formation

Les processus et mécanismes de formation du mélange décrits précédemment ont lieu dans des organes

particuliers qu'on tentera de classifier ici.

2.1. Mise sous pression du combustible

La fonction première de ces organes de mise sous pression est d'alimenter en combustible les organes de dosage

en le mettant dans les bonnes conditions de phase, pression et température.

2.1.1. Détendeurs

Les organes de mise sous pression peuvent être des détendeurs si le combustible est déjà sous pression dans le

réservoir (gaz comprimé ou réservoir en hauteur). Pour le cas gazeux ce sont en général des détendeurs ou vapo-

détendeurs qui régulent la pression et assurent la vaporisation si le combustible est liquide (GPL) à l'aide de

chaleur puisée au circuit de refroidissement du moteur.

2.1.2. Régulateurs

Les régulateurs de pression sont des organes importants de la formation du mélange dans les systèmes à débit

continu utilisant des pompes. La section de passage des injecteurs à pleine ouverture étant constante, la valeur

de la différence de pression entre la chambre et le circuit d'alimentation fixe la valeur du débit de combustible

admis. On peut distinguer les régulateurs de pression à différentiel constant taré par un ressort et les régulateurs

pilotés qui permettent de faire varier la pression du circuit d'injection électro-mécaniquement.

2.1.3. Pompes

Lorsque le combustible est liquide ou qu'il doit être introduit dans la chambre de combustion directement après

compression, il faut le pressuriser à l'aide d'une pompe. On distingue le cas des applications basse pression pour

les moteurs à admission indirecte et haute pression pour les moteurs à admission directe.

Basse pression

Le circuit d'alimentation de combustible après la pompe est mis à une pression inférieure à 10bar et supérieure à

1bar. Les pompes utilisées peuvent être électriques ou mécaniques (entraînées par le moteur) . Ces pompes

assurent aussi en général le transport du combustible depuis le réservoir.


Ex : Pompe à essence électrique Bosch . Pression d'injection : 2.5bar (jusqu'à 6 bar). 1: Aspiration, 2: Limiteur de pression, 3: Rouleaux, 4: Bobinage du rotor, 5: Clapet, 6: Refoulement

Source : Doc. Technique Bosch Schéma des rouleaux : 1: Aspiration , 2: Rotor, 3: Rouleau , 4: Surface de guidage, 5: Refoulement

Source : Doc. Technique Bosch

Haute pression

Le circuit d'alimentation est mis à une pression supérieure à 20bar. Les pompes sont entraînées par l'arbre moteur

et consomment une part non négligeable de la puissance fournie par le moteur. Elles n'ont comme fonction, en

général, que de mettre sous pression le circuit final d'alimentation, une autre pompe (gavage) assure alors le

transport depuis le réservoir.

Dans le cas des moteurs alternatifs jusqu'à présent, le principe général est celui d'un piston qui pousse un volume

déterminé, mais variable, de combustible à travers les tuyauteries jusqu'à la chambre de combustion. Les

fonctions de mise sous pression et dosage sont alors groupées dans le même système. Un système de clapets ou

de soupapes assure la synchronisation des mouvements d'aspiration et refoulement du piston. Deux schémas de

fonctionnement sont alors possibles; si on dispose un piston par cylindre la pompe est dite en ligne et chaque

ensemble came d'entraînement/piston est successivement mis en action par le vilebrequin. Si par contre on

dispose d'un seul piston alimentant successivement chaque cylindre, la pompe est dite distributrice. La came doit

alors comporter autant de bosses de levée que de cylindres.

Dans le cas des moteurs à flux continu ou pour les moteurs alternatifs à injection commandée électriquement, la

pompe peut délivrer un débit continu qui peut être régulé par un régulateur de pression. On peut alors installer

des pompes à engrenages, centrifuges ou à pistons, de conception plus simple.

Ex : Pompe en ligne Bosch pour injection Diesel. Fonctionnement : Pendant la course ascendante du piston P, quand le bord de sa rampe hélicoïdale H atteint l'ouverture O, qui communique avec le conduit de combustible A sous faible pression, les chambres de


refoulement R et d'aspiration A communiquent à travers la cannelure C. En fin de course le combustible est poussé vers l'injecteur à travers la soupape S. La quantité de combustible injectée est donc déterminée par la distance d entre la face supérieure du piston et le point de contact entre la rampe H et l'ouverture O. En faisant tourner le piston cette distance d peut être changée. Dans ce type de pompe, il faut disposer autant de pistons plongeurs que de cylindres à alimenter. Les dimensions de chacun des ensembles doivent être rigoureusement les mêmes. On peut atteindre des pressions d'injection élevées 1000bar mais des vitesses de rotation limitées (4000tr/min). La régulation électronique est facile à réaliser en agissant sur la crémaillère avec un actionneur de faible puissance mais le réglage de l'avance à l'injection nécessite du décalage de l'arbre à cames de la pompe.


Source : Chotard

Ex : Système d'injection Diesel avec pompe distributrice Bosch à régulation de débit électronique et pompe d'alimentation à rouleaux.


Fonctionnement : Deux étages d'alimentation (supply pump) et une pompe de gavage (presupply pump) fournissent le combustible à l'étage haute pression unique constitué par le piston plongeur (plunger). Celui-ci injecte le combustible vers chaque cylindre en décrivant un mouvement alternatif et de rotation combinés. Le mouvement de rotation assure la distribution vers chaque injecteur et le mouvement alternatif l'injection. En réglant la quantité de combustible passant dans le piston avec le tiroir de distribution (regulating collar), lui-même actionné par le levier de contrôle (control lever) on peut régler la quantité de combustible injecté. Se rajoutent à cette fonction des organes de réglage de l'avance à l'injection (timing device), des vis de réglage pour le ralenti et la pleine charge, les sécurités, et l'arrêt. Ce type de pompe peut délivrer des pressions d'injection jusqu'à 1400 bar avec des vitesses de rotation de 5000tr/min. Le contrôle de la quantité injectée et de l'avance peut être fait électriquement avec des actuateurs de faible puissance. La loi d'introduction du combustible dépend de la forme des orifices du piston plongeur ainsi que de la loi de levée de l'aiguille dans l'injecteur et ne peut pas être commandée en fonctionnement.

Source : J.B. Heywood d'après Bosch

2.2. Dosage du combustible

Il s'agit d'une fonction délicate dans la mesure où les quantités de combustible sont assez faibles (parfois

quelques milligrammes par cycle dans les moteurs alternatifs), mais doivent être dosées avec une grande précision

pour optimiser la consommation et la pollution. Aussi, les conditions de fonctionnement imposent des variations

parfois importantes de débit en fonction de différents paramètres (vitesse de rotation, charge, température, etc.)

que les organes de dosage doivent pouvoir contrôler. On peut distinguer les systèmes de dosage à débit continu

(carburateur, régulateur) et les systèmes de dosage à débit pulsé (pompes à pistons, électrovannes rapides).

2.2.1. Carburateurs

Dans les systèmes à carburateur on utilise la dépression crée au col d'un venturi pour aspirer l'essence stockée

dans un réservoir secondaire à niveau constant. Il est alors possible d'asservir la quantité de combustible

introduite dans la veine d'air au débit d'air traversant le venturi. En pratique, un orifice placé au centre du venturi


permet l'alimentation du mélange en combustible. Le principe de fonctionnement est bien adapté à des moteurs

fonctionnant à richesse constante dans des plages de vitesse de l'air (vitesse de rotation moteur) peu étendues.

Lorsque le moteur est soumis à des variations de régime importantes il faut compléter le système pour les régimes

de ralenti ou de grande vitesse. Pour cela on réalise en général une série de carburateurs en parallèle qui entrent

en fonctionnement successivement lorsque le régime augmente. Aussi, lorsqu'il faut enrichir le mélange pour des

raisons particulières (départ à froid, recherche de couple maximum) il est nécessaire d'incorporer des alimentations

supplémentaires de combustible (starter). De même, toute prise en charge d'un paramètre supplémentaire

(correction altimétrique, compensation en transitoire) nécessite d'un mécanisme supplémentaire. La régulation de

richesse dans ce type de doseurs est difficile.

L'alimentation en combustible est faite par l'écoulement de l'air, donc dépendant des fluctuations de ce dernier.

Dans les moteurs multicylindres, le débit de combustible est pratiquement continu alors que dans un

monocylindre il est soumis aux pulsations de l'écoulement.

Schéma de principe du carburateur avec système d'enrichissement au démarrage et correction de richesse par émulsion. 1: Venturi principal, 2: Venturi d'accélération, 3: Gicleur principal, 4: Aspiration d'air pour émulsion, 5: Tube d'émulsion , 6: Gicleur de dosage principal, 7: Chambre du flotteur, 8: Papillon, 9: Aspiration d'émulsion riche, 10: Gicleur de dosage riche, 11: Orifice de mélange ralenti, 12: Trou de transition, 13: Vis d'ajustement de mélange ralenti, 14: Vis de réglage de butée papillon. Au ralenti (ou à faible charge), le papillon est fermé et crée une dépression au niveau des orifices 11 puis 12 qui provoque l'alimentation d'essence par ces orifices. En fonctionnement chargé, le papillon est ouvert et seule la dépression au venturi 2 est suffisamment forte pour aspirer l'essence par l'orifice 3.

Source : J.B. Heywood Coupe d'un carburateur Bosch complet :


Source : J.B. Heywood

2.2.2. Régulateurs

Dans les moteurs à flux continu (turbines, turboréacteurs) ou dans les mo teurs alternatifs à injection continue

(moteurs à allumage commandé uniquement), on injecte le combustible de façon continue. Il suffit alors de réguler

le débit dans les circuits d'injection pour doser le mélange. On utilise pour cela des circuits à by-pass des pompes

haute ou basse pression avec des vannes de dérivation à tiroir. La position du tiroir détermine la section de

passage donc le débit de combustible. Il est facile de commander électriquement ces vannes. Il faut rajouter au

circuit un régulateur de pression pour assurer la valeur du débit.

2.2.3. Pompes à piston doseur

Dans le cas où les fonctions de mise sous pression et dosage sont assurées par la même pièce (piston plongeur

de la pompe haute pression) la fonction de dosage est réalisée en réglant la course efficace du piston. Différentes

solutions technologiques sont possibles. Il est alors assez facile, en fonction de la commande de la course du

piston, de réguler le débit de combustible en fonction de divers paramètres. En particulier, il est possible de

commander électriquement la course du piston. Il faut noter que l'obturation du circuit pour éviter la remontée de

gaz et la fuite de combustible lors de la fin de l'injection est assurée par une aiguille poussée par un ressort située

près de l'orifice d'alimentation. Il est donc difficile de maîtriser la loi d'introduction du combustible lors de la

course du piston, car elle dépend des caractéristiques mécaniques du combustible, des sections variables de

passage et des raideurs des ressorts obturant les conduits ainsi que des caractéristiques des tuyaux

d'alimentation.

2.2.4. Injecteurs à électrovanne

La solution apparemment la plus simple pour doser le combustible et réaliser une régulation fonction de différents

paramètres est de commander une électrovanne obturant le passage de combustible. Cela impose aux systèmes de


mise sous pression un débit constant en fonction du temps et des conditions de fonctionnement, de façon à

linéariser la loi d'introduction du combustible. Par contre, toutes les libertés sont possibles pour le dosage et la loi

d'introduction en découpant cette dernière en une série d'impulsions. La contrainte imposée à l'électrovanne est

donc surtout la vitesse de réponse. Ce genre de solution est réalisable facilement lorsque les pressions du circuit

d'alimentation et de l'enceinte où l'on introduit le combustible sont faibles. Dans le cas contraire, les efforts

demandés à l'électrovanne lors de l'ouverture du circuit imposent des puissances électriques très importantes. Il

faut alors commander indirectement l'ouverture du circuit principal en agissant sur un amplificateur hydraulique.

La course de la tige de l'électrovanne peut être alors réduite mais la réponse globale du système est ralentie par

rapport à l'action directe de l'électrovanne.

Injecteur basse pression pour moteur à essence injection indirecte: Fonctionnement : Le courant appliqué au connecteur (plug) charge la bobine (coil) et crée une force électromagnétique qui rappelle l'aiguille (valve needle) et permet le passage du combustible depuis le conduit d'admission (inlet) jusqu'à l'orifice du téton (Pintle). Lorsque l'alimentation électrique cesse un ressort rappelle l'aiguille et la maintient sur son siège en obturant le passage de combustible. Le débit pendant l'ouverture est constant à condition que la pression d'alimentation soit constante pendant l'ouverture. Pour éviter les fluctuations de débit des pompes, un réservoir sous pression régulée et de volume important (rail ou rampe d'injection) alimente les injecteurs.

Source : Doc SAE Injecteur Haute pression pour injection directe : Dans le cas de hautes pressions d'injection, l'électrovanne ne peut à elle seule vaincre l'effort du ressort de rappel,

qui doit lui-même résister pendant la fermeture, aux efforts de pression sur le siège de l'aiguille. L'électrovanne agit

donc sur un circuit hydraulique secondaire qui permet le déséquilibre des forces agissant sur l'aiguille. Ce circuit

peut être un amplificateur hydraulique ou une vanne de décharge. Dans les systèmes développés c'est la

deuxième solution qui permet les temps de réaction les plus rapides.

Comme pour le cas des basses pressions, la gestion du débit est beaucoup plus facile si le circuit d'alimentation

avant la vanne est à pression constante. Les injecteurs sont donc alimentés par une rampe ou rail d'injection à

pression régulée.

Ex : Injecteur Bosch pour applications common-rail. Lorsque l'injecteur est fermé l'aiguille est soumise aux forces de pression sur la tête et sur le siège ainsi qu'à la force du ressort de rappel. Si la pression appliquée à la tête de l'aiguille diminue en gardant la pression appliquée


au siège constante, on obtient le déséquilibre et la levée de l'aiguille. Ceci est obtenu en mettant la cavité en tête d'aiguille à une pression basse avec le déplacement de la vanne à bille située en haut de l'injecteur. Lorsque celle-ci se lève, actionnée par l'électrovanne, le circuit de décharge en tête de l'aiguille D est mis en communication avec le circuit d'alimentation A. La pression en tête de l'aiguille chute et l'aiguille se lève à une vitesse qui dépend des sections en D et A. Lorsque l'électrovanne n'est plus actionnée le ressort de rappel de la bille ferme le conduit D et la pression en tête de l'aiguille augmente par l'alimentation du circuit haute pression A. L'électrovanne peut ne fournir qu'un effort modéré qui crée le déséquilibre entre les efforts de pression exercés sur la bille (appliqués sur une petite section) et le ressort de rappel de la bille.


A

D


Source : Doc technique Bosch

2.3. Pulvérisation des combustibles liquides

La pulvérisation a lieu à l'extérieur des organes d'alimentation mais est conditionnée par eux. Les organes qui

l'assurent sont des orifices calibrés et des systèmes d'assistance particuliers dont le développement est encore en

cours.


2.3.1. Gicleurs

Dans le cas des carburateurs un gicleur est disposé à l'extrémité de la buse qui amène le combustible jusqu'à la

veine d'air ou au tube d'émulsion. Il s'agit d'un simple orifice au profil et aux dimensions particulières. Dans les

systèmes à carburateur, on peut obtenir des granulométries assez fines (DMS~80µm) mais les dépôts peuvent être

importants à cause de la distance à parcourir jusqu'à la chambre.

2.3.2. Injecteurs

Les injecteurs équipent la majeur partie des systèmes d'alimentation. Ils contiennent dans certains cas

l'électrovanne de dosage ou la vanne de fermeture du circuit (aiguille) dans le cas des débits pulsés. Ils ont

comme fonction finale de pulvériser le combustible par l'intermédiaire d'un orifice calibré placé à l'extrémité. Celui-

ci peut avoir différentes configurations. Les caractéristiques de pulvérisation dépendent beaucoup de la pression

d'injection.

Injecteurs à trous

L'orifice est semblable à celui des gicleurs, mais en fonction des besoins il peut y en avoir plusieurs de façon à

créer plusieurs jets (cas des moteurs multisoupapes, ou diesels injection directe). La pulvérisation se fait par

action des forces aérodynamiques. On obtient des granulométries assez fines pour un coût modéré avec des jets

assez directifs. (DMS~150µm pour une pression d'injection de 3bar, DMS~20µm pour 800bar).

Schéma de l'injecteur Diesel Bosch Injecteur Diesel 5 trous


Source : Doc SAE

Injecteurs à téton

L'orifice est partiellement obstrué par un obstacle central (téton) sur lequel s'écrase le jet. La pulvérisation est

obtenue principalement par désintégration du jet sur le téton puis par action des forces aérodynamiques. La

pulvérisation peut être assez fine et les jets en général assez ouverts pour un coût assez faible.

Schéma de l'injecteur Diesel Bosch Injecteur Diesel à téton


Source : Doc SAE

Injecteurs à swirl

Dans ce type d'injecteur on cherche à donner au jet un mouvement rotatif qui augmente la turbulence du jet et

facilite la pulvérisation. Une plaque est traversée par le liquide à travers plusieurs orifices de section souvent

carrée désaxés par rapport au sens d'écoulement du liquide. On obtient un seul jet bien qu'il y ait plusieurs orifices

de sortie. L'interaction des jets issus de chaque orifice améliore la pulvérisation. On obtient des granulométries

fines (DMS~60µm pour 3bar) avec des jets de configurations diverses (directifs ou pas) mais le coût de

fabrication est assez élevé et la mise au point délicate.


Source : Doc SAE

Injecteurs assistés en air

Ce type d'injecteur nécessite d'une alimentation en air sous pression. Celui-ci est amené jusqu'à l'extrémité de

l'injecteur perpendiculairement au sens d'écoulement du jet liquide. Il en résulte un cisaillement puissant du

liquide et une pulvérisation efficace. La granulométrie peut être très fine (DMS~30µm pour 2bar) mais au prix du

système d'air.


Source : Doc SAE

Injecteurs à impact de jets

Dans ce type d'injecteur la pulvérisation est obtenue par l'interaction de deux jets croisés. Les gouttes obtenues

sont assez fines à condition d'avoir un angle d'incidence élevé. Ceci se traduit par un angle d'ouverture important.

Les caractéristiques de la pulvérisation sont spécifiques à chaque géométrie car très dépendantes de l'angle

d'incidence des jets (DMS~70 à 120µm pour 3bar), de la pression d'injection et la distance parcourue avant impact

des jets mais le coût reste modéré.

Une variante de ce système est d'orienter un seul jet vers une paroi de l'injecteur. La pulvérisation est assez bonne

mais il se forme des dépôts sur la paroi qui diminuent la précision du dosage et sont nuisibles à la formation du

mélange.


Source : Doc SAE

Injecteurs à vibration

Dans ce type d'injecteur une cavité contenant le liquide vibre à haute fréquence. Une cellule piézo-électrique

génère la vibration qui est transmise au liquide. Le mouvement oscillatoire de la surface libre du jet permet aux

forces d'inertie de désagréger le jet liquide. On peut obtenir des granulométries très fines (DMS~30µm pour 2 bar)

et une faible dispersion des diamètres de gouttes mais au prix du système vibratoire. De plus, les débits d'injection

sont limités à certaines plages par les fréquences d'excitation (40 à 80 KHz) et la vitesse initiale des gouttes plus

faible qu'avec d'autres systèmes (moins de 5m/s au lieu de 20m/s).


Source : Doc SAE

Injecteurs à vapeur

Dans ce type d'injecteur une cavité fortement chauffée élève la température du combustible, ce qui a pour effet

d'améliorer la pulvérisation et amorcer l'évaporation par création de bulles de vapeur dès le nez de l'injecteur. Les

performances de pulvérisation sont excellentes dans certaines plages de température mais énergétiquement trop

coûteuses pour des débits importants.


Source : Doc SAE

2.3.3. Facteurs de qualité de pulvérisation

Il est nécessaire pour classifier les organes de pulvérisation, d'examiner les facteurs qui caractérisent une bonne

pulvérisation pour les besoins de la formation du mélange.


Granulométrie

Elle mesure la taille des gouttes émises. En général, sauf pour les injecteurs à vibration, la distribution des tailles

de gouttes est très étendue. Un bon injecteur génère un grand nombre de petites gouttes et peu de grandes

gouttes. On utilise pour quantifier cette distribution les moments statistiques d'ordre 1,2 et 3 :

Soit f(d) le nombre de gouttes de diamètre d à δd près

Diamètre moyen : d df d d10 = ∫ ( )δ

Diamètre moyen de Surface : d d f d d202= ∫ ( )δ

Diamètre moyen de Volume: d d f d d3033= ∫ ( )δ

Diamètre moyen de Sauter DMS : ddd32

303

202=

Ces caractéristiques statistiques sont utilisées car elles rendent compte en moyenne pour le jet de la taille du

diamètre, du diamètre représentatif pour les effets dépendant de la surface, du diamètre représentatif des effets

liés à la masse et au rapport surface sur volume respectivement.

Distance de pulvérisation

Elle mesure la longueur du jet condensé liquide dans le milieu gazeux avant que la pulvérisation complète n'ait eu

lieu.


Angle d'ouverture

Il représente la portion angulaire à l'intérieur de laquelle il existe une probabilité donnée non nulle de trouver des

gouttes issues de la pulvérisation. Les injecteurs très directifs ont un angle d'ouverture faible, contrairement à

ceux à jet diffus qui émettent des gouttes dans toutes les directions.

2.4. Dosage du comburant

Dans les moteurs où l'alimentation en air doit être régulée (moteurs à richesse constante), on installe en général un

papillon des gaz qui limite la section de passage de l'air, ce qui se traduit par une limitation du débit dans les

conduits. Dans tous les autres cas, on essaye d'éviter de placer des obstacles dans les conduits d'admission et le

débit d'air est fixé par la vitesse de rotation du moteur.

2.5. Conduits, soupapes et chambre

Les parois des conduits des soupapes et de la chambre de combustion participent à la formation du mélange à

travers les dépôts de combustible et l'interaction avec le mélange gazeux. Leur température et leur rugosité ainsi

que la nature de leur mouvement éventuel doivent être étudiés dans le cadre de l'amélioration du mélange.

La configuration géométrique des conduits et de la chambre donne lieu à des mouvements particuliers de la

charge gazeuse.

Dans les moteurs à piston ces mouvements portent différents noms selon l'axe principal de rotation (swirl, tumble)

et sont obtenus en faisant glisser la veine gazeuse le long des parois du cylindre, du piston ou de la culasse qui

agissent alors comme des déflecteurs. Il faut alors donner au piston et à la culasse une configuration convexe

(chambre en toit, piston en forme de bol) pour continuer le mouvement rotatif. La synchronisation des ouvertures

et fermetures des soupapes ou des lumières est particulièrement critique pour obtenir des mouvements efficaces.

En général les dépôts de combustible sur les parois sont évités au maximum. Mais dans certains cas on cherche

au contraire à créer un film qui donne lieu naturellement à une zone riche. C'est le cas des moteurs Diesel M.A.N. à

chambre hémisphérique et de certains moteurs essence à injection directe où la charge doit être stratifiée et

contenue dans une zone proche de la bougie.

2.5.1. Génération du swirl

La rotation de la masse gazeuse est obtenue en lui fournissant un moment cinétique avant le passage dans la

chambre, soit par des conduits en hélice, soit par des soupapes, orientant le jet gazeux tangent aux parois de la

chambre. Le Swirl se crée pendant la phase d'admission et se prolonge jusqu'à la phase d'échappement, car le

mouvement du piston se fait dans une direction perpendiculaire à l'axe de rotation du Swirl.

Conduits d'admission générateurs de Swirl :



Soupapes d'admission pour génération du Swirl :



2.5.2. Génération du tumble ou squish

Le mouvement de rotation tumble est obtenu en orientant le jet gazeux tangent aux parois de la chambre. Il se crée

lors de la phase d'admission et est modifié par la remontée du piston donnant éventuellement lieu au squish, qui

est le mouvement rotatif rémanent dans le volume de la chambre de combustion selon l'axe horizontal. Ce dernier

peut être engendré par la remontée du piston sans qu'il y ait eu génération de tumble.

Source : Doc SAE Source : J.B. Heywood


2.5.3. Chambres de moteurs alternatifs

Les chambres des moteurs alternatifs sont formées par la culasse et par la face supérieure du piston. On distingue

les chambres pour moteurs à admission indirecte et celles pour moteurs à admission directe, où il faut séparer les

injections directes et les injections à préchambre.

Les chambres à admission indirecte sont réservées aux moteurs à allumage commandé à mélange homogène, et la

plupart du temps configurées pour obtenir un mouvement de rotation tumble.

Les chambres à admission directe à injection directe se retrouvent dans les moteurs Diesel et essence à charge

stratifiée. Les premiers utilisent plutôt le Swirl et les seconds le tumble, bien que des variantes soient possibles, y

compris la combinaison des deux mouvements dans une même chambre. La difficulté de l'injection directe est

d'obtenir une combustion complète dans le brève délai de temps imparti. Car il faut que les gouttes de combustible

aient le temps de se vaporiser alors que la chambre a été refroidie par l'admission et que les zones riches soient

correctement ventilées pour pourvoir prolonger la combustion.

Les chambres à admission directe à injection dans une préchambre génèrent elles-mêmes les mouvements de

brassage, sous l'action de la remontée du piston et de l'augmentation de pression lors de la combustion. Les taux

de mélange sont très élevés et la combustion est facile à obtenir dans ce type de chambre car les conditions

idéales d'initiation de la combustion sont crées dans la préchambre.

Dans les chambres à Swirl la partie piston est presque toujours à symétrie axiale, alors que dans les chambres à

tumble elle est au plus à symétrie plane.

Chambres de mo teur Diesel à injection directe :


Chambres de moteur Diesel à injection indirecte à préchambre :



Chambres de moteur à allumage commandé :



Les moteurs à allumage commandé à injection directe en développement adoptent globalement les mêmes

chambres que ci-dessus, généralement à bougie centrale. Mais un logement particulier doit être prévu pour

l'injecteur, qui est généralement orienté en diagonale vers le centre du piston et fixé à la culasse.

2.5.4. Circulation dans les chambres de combustion de turbine

Dans les moteurs à flux continu comme les turbines à gaz, les turboréacteurs, etc. , il existe essentiellement deux

types de chambres de combustion, les chambres séparées, et les chambres annulaires.

Dans les chambres séparées l'injecteur est généralement situé au centre de la veine d'air et l'injection se fait dans

le sens d'écoulement des gaz. Des mouvements tourbillonnaires sont crées par déflexion des gaz à proximité de la


zone d'injection où le mélange est riche. Un écoulement secondaire d'air permet de diluer le mélange un peu plus

loin, de le refroidir et de compléter la combustion du mélange riche issu de la veine principale. Le flux total du

moteur peut ainsi être divisé dans plusieurs chambres où le débit est plus faible et qui sont donc plus faciles à

optimiser. Par contre, les pertes de charge sont plus importantes que dans le cas des chambres annulaires.

Dans les chambres annulaires tout le flux gazeux du moteur circule dans une même veine. Les injecteurs sont

situés radialement autour de la chambre et injectent perpendiculairement à l'écoulement gazeux. Chacun injecte

peu de combustible et la pulvérisation est facilitée par le cisaillement du jet d'injection mais il faut disposer un

nombre aussi grand que possible d'injecteurs pour homogénéiser l'anneau de flammes. De plus, la mise au point

de chambres de combustion de ce type pour des moteurs de taille importante est difficile compte tenu des débits

importants qui y circulent. Par contre, il y a un minimum de pertes de charge.

Enfin, les deux types de chambre peuvent être combinés; on parle alors de chambres mixtes : la combustion peut

par exemple commencer dans des chambres séparées et se poursuivre dans une chambre annulaire de façon à

s'homogénéiser avant d'arriver sur la turbine.


Source : A. Kalnin

2.6. Recirculation des gaz brûlés

2.6.1. Backflow

Sur les moteurs multi-cylindres à aspiration naturelle (non suralimentés) il règne dans le collecteur d'admission

une pression inférieure à la pression atmosphérique, particulièrement à charge partielle sur les moteurs à papillon

des gaz. En même temps il règne dans le collecteur d'échappement une pression supérieure à la pression

atmosphérique. A l'ouverture de la soupape ou de la lumière d'admission les gaz contenus dans le cylindre ont

donc tendance à remonter vers l'admission pour équilibrer la différence de pression. Si de plus la soupape ou la

lumière d'échappement est ouverte (croisement) il y aura écoulement des gaz brûlés vers l'admission. Ces gaz vont

repousser les gaz frais et s'y mélanger. A faible charge, aux premiers instants de croisement, l'écoulement établi

peut être sonique. En général le débit des écoulements retour (ou backflow) est faible et la masse transvasée puis

mélangée aux gaz frais est négligeable par rapport à la masse du mélange. Néanmoins cet écoulement peut

influencer de façon importante les fluides situés à proximité des soupapes ou des lumières d'admission. En

particulier, sur les moteurs à allumage commandé à injection indirecte, une part importante de la masse d'essence

injectée peut se déposer sur la soupape d'admission. Les contraintes locales importantes que subit le dépôt lors


de l'écoulement retour contribuent à sa vaporisation et à sa pulvérisation. Mais le combustible est alors entraîné

loin de la chambre de combustion et le problème du transport par les gaz frais se posera lorsque les pressions

chambre et admission seront équilibrées.

2.6.2. E.G.R.

La recirculation des gaz brûlés est la principale technique utilisée dans les moteurs à allumage commandé pour

contrôler les émissions de NOx. Une fraction des gaz d'échappement est recyclée via une vanne de contrôle dans

le conduit d'admission du moteur. En général les gaz d'échappement se mélangent aux gaz frais après le papillon

des gaz. Les gaz brûlés agissent comme un diluant du mélange frais et réduisent la température maximale atteinte

pendant le cycle et la formation de NO.


3. Technologie de la formation du mélange dans les moteurs

Dans cette partie on examine plusieurs moteurs dont le mode de fonctionnement conditionne l'adoption de

solutions énumérées dans la section précédente.

3.1. Moteur à allumage commandé à charge homogène.

Dans ce type de moteur (moteur à essence classique), le mélange est formé à l'extérieur de la chambre. L'admission

est indirecte, on cherche à avoir un mélange le plus homogène possible avec des mouvements de circulation

turbulents qui favorisent la comb ustion en complétant le mélange, et facilitant la propagation de la flamme. Pour

cela, la solution la plus efficace est d'effectuer un mouvement tournant dans l'axe perpendiculaire au piston

(tumble ou squish) en inclinant les parois de la chambre. L'énergie de ce mouvement sera transformée lors de la

compression en une cascade d'échelles turbulente qui augmentera la vitesse de propagation de la flamme. Mais se

pose alors le problème du transport du mélange jusqu'à la chambre.

Comme le mélange se fait dans les conduits d'admission, il y a risque de dépôt du carburant sur les parois. Ce

risque est d'autant plus grand que le carburant est introduit loin de la chambre de combustion. Aussi, le mélange

devant être homogène et proche de la stoechiométrie pour toutes les conditions de fonctionnement, la régulation


de richesse doit être la plus efficace possible. Cela impose la régulation du débit d'air (papillon des gaz) et de

carburant (carburateur ou injection).

La disposition des éléments du moteur est la suivante :

moteur à injection monopoint ou carburé

moteur à injection multipoint



Fonctionnement du moteur multipoint :

La pompe d'injection est à débit continu (pompe volumétrique basse pression, entraînée ou le plus souvent

électrique). Elle alimente une rampe d'injection à une pression variant de 1bar autour d'unr valeur moyenne allant

de 2bar à 5bar selon les moteurs, et régulée par la pression existant dans le collecteur d'admission. On assure ainsi

que le débit de l'injecteur est indépendant de la charge et du régime, et que la masse injectée n'est fonction que du

temps d'ouverture des injecteurs. L'injecteur électromagnétique est constitué essentiellement d'un noyau

magnétique solidaire d'une aiguille d'injection comprimée par un ressort sur le siège du corps d'injecteur. A

l'arrière, le corps d'injecteur porte un enroulement conducteur qui, lorsqu'il est alimenté, exerce sur le noyau

magnétique un effort antagoniste au ressort; l'aiguille est alors décollée de son siège et laisse passer le carburant

sous pression par un alésage calibré. Lorsque cette alimentation est coupée, le ressort repousse l'aiguille sur son

siège et l'injecteur ne débite plus. L'injection se fait dans la tubulure d'admission pendant la phase de combustion

du cycle précédent à soupape fermée. C'est une injection électronique commandée par le calculateur central

d'injection. Ce dernier commande les solénoïdes des injecteurs pour un dosage optimal déterminé en fonction de

l'état de fonctionnement du moteur, notamment le régime, la pression à l'admission, l'accélération ou la

décélération, la température, les pannes, etc.

La sonde lambda montée sur la tubulure d'échappement transmet à la centrale de commande un signal

caractéristique de la richesse instantanée du mélange. Cette information permet au calculateur d'enrichir ou

d'appauvrir le mélange pour maintenir la stoechiométrie.


L'instant dans le cycle auquel s'effectue l'injection est appelé le phasage et mesuré en degrés vilebrequin par

rapport à l'un des points morts du cycle. Sur les moteurs actuels l'injection est faite soupape fermée car les

gouttes crées par les injecteurs basse pression sont trop grosses pour brûler convenablement. Si le temps de

parcours de ces gouttes n'est pas suffisamment long, l'évaporation est insuffisante pour que la combustion totale

de la goutte puisse avoir lieu dans les délais impartis à la combustion. La goutte s'entoure alors d'un nuage de gaz

brûlés, le liquide à l'intérieur ne brûle pas et les émissions d'imbrûlés augmentent. On injecte donc sur les

soupapes et les parois chaudes de la culasse au niveau des conduits d'admission, le plus tôt possible pendant le

cycle de façon à donner le maximum de temps à l'évaporation du combustible déposé. Il ne faut pas cependant,

que tout le combustible se dépose et donc, le meilleur phasage d'injection résulte d'un compromis entre la masse

injectée, la durée du cycle, et la température de l'air et des parois après l'injecteur.

La photo ci-dessus montre le jet d'injecteur dans la tubulure d'admission (multipoint).


Pour le type d'injecteur utilisé (pression d'injection 2.5 bar) le diamètre moyen de Sauter est de 150µm à 250µm, ce

qui signifie que 90% de la masse injectée se retrouve sous forme de gouttes de diamètre supérieur à 100µm.

On remarque dans ce cas la grande quantité de combustible déposé sur les parois et les soupapes. La masse du

film liquide sur les parois peut représenter à froid jusqu'à 200 fois la masse injectée par cycle. La réponse en

transitoire (accélérations, décélérations) de ce type de moteur, bien que meilleure que ceux équipés de

carburateurs ou d'injections monopoint, dépend de la dynamique du film sur les parois. Le retour à un niveau de

richesse stable en cas d'accélération peut être de 10 secondes. Pendant ce temps, les performances moteur sont

mauvaises (agrément de conduite) et les émissions de polluants augmentent car le mélange n'est pas

stoechiométrique et le catalyseur ne peut pas transformer convenablement les gaz d'échappement : on atteint des

richesses de 0.7 en accélération et de 1.4 en décélération alors que le catalyseur fonctionne correctement à

richesse 1 +/- 0.5%.

Un des défis majeurs pour ce type de moteurs est donc la régulation de richesse en transitoire par le biais du

contrôle de l'injection, ou la réduction du film déposé sur les parois (amélioration de la pulvérisation, des surfaces


des parois,...). Aussi, à charge partielle, le rendement de ces moteurs se dégrade. Des tentatives pour réduire la

richesse de fonctionnement à faible charge peuvent aboutir à réduire le rendement à faible charge, mais le contrôle

de la combustion devient délicat car il faut brûler un mélange pauvre.

3.2. Moteur à allumage par compression.

Dans ce type de moteur (moteur Diesel) le mélange est fait dans la chambre de combustion ou dans une enceinte

communicante, (moteurs à injection directe et moteurs à préchambre respectivement). Dans les deux cas on

cherche à introduire le combustible de façon graduelle pour initier et maintenir la combustion, et s'approcher du

cycle de fonctionnement théorique Diesel de combustion à pression constante. L'alimentation de combustible doit

donc vaincre les grandes pressions existant dans la chambre pendant la combustion, particulièrement importantes

sur ce type de moteur à cause de leur taux de compression élevé. Une autre contrainte importante est imposée par

le temps très court imparti à la vaporisation et au mélange du combustible, ainsi que par le confinement du jet

dans la chambre qui favorise le mouillage des parois. Les injecteurs et les pompes d'injection doivent donc

délivrer un jet à haute pression qui se pulvérise en très fines gouttes sur une courte distance.

D'un autre coté les soupapes et les parois sont adaptées pour créer un mouvement tournant autour de l'axe du

piston (swirl) qui augmente la turbulence et facilite le mélange de l'air admis et du combustible injecté.

Le rendement de ces moteurs peut être amélioré en maîtrisant la quantité de combustible injecté, ainsi que la loi

d'introduction, à condition d'assurer les hautes pressions d'injection imposées pour la bonne pulvérisation.

Comme pour les moteurs à essence, la gestion électronique de ces paramètres permet au meilleur prix de réaliser le

meilleur couplage aux conditions de fonctionnement et environnantes. Les systèmes de régulation de la quantité

de combustible se sont développés jusqu'à un point satisfaisant avec les pompes distributrices à gestion

électronique. L'avance à l'injection, paramètre important de la loi d'introduction a aussi été rendu contrôlable par

ce type de pompe. Mais la loi d'introduction après début de l'injection reste fixée une fois pour toutes à la

fabrication et déterminée en fonctionnement par la loi de levée d'aiguille dans l'injecteur. L'installation de capteurs

de levée d'aiguille en série fournis sant au calculateur la loi d'introduction a permis de tenir compte de cette loi et

gérer les autres paramètres en conséquence. Dans un futur proche, l'introduction des systèmes common-rail avec

injecteurs à électrovanne permettra de maîtriser la loi d'introduction de combustible en fonctionnement par

réalisation d'impulsions de levée d'aiguille de durée déterminée très faible.

Disposition des moteurs à pompe distributrice ou en ligne:



Disposition des moteurs common-rail :


3.2.1. Moteurs à préchambre

La combustion est initiée dans la préchambre et les gaz frais sont véhiculés de la chambre vers la zone de

combustion, les mouvements de brassage sont essentiels mais complexes. La combustion est douce car régulée

par le transport des gaz brûlés, et plus facile à initier car la zone d'injection est riche en combustible. De plus, les

mouvements gazeux facilitent le pulvérisation et la distance totale parcourue par les gouttes de la préchambre


jusqu'à la chambre est suffisante pour limiter les problèmes de mouillage. Les injecteurs utilisés ont des

caractéristiques moins bonnes (donc un coût moindre) que dans le cas de l'injection directe.

3.2.2. Moteurs à injection directe

Le démarrage de la combustion peut être difficile à cause de la dilution du mélange et l'élévation de pression est

plus brutale qu'avec préchambre. Il faut aussi assurer un brassage des gaz important pour ventiler la zone riche

autour de l'injecteur et éviter la formation de fumées.

La zone de mélange est par contre très confinée et la pulvérisation de l'injecteur doit être particulièrement efficace

pour éviter l'impact des gouttes sur les parois. Cela se traduit par la mise en jeu de pressions d'injection très

importantes.

3.3. Moteur à allumage commandé à charge stratifiée.

Dans ce type de moteur le mélange est réalisé avant le déclenchement de la combustion, mais l'injection de

combustible est faite dans la chambre. Il a l'avantage (du point de vue de la formation du mélange) d'éviter les

dépôts de combustible sur les parois des conduits d'admission et sur les soupapes, ce qui améliore sensiblement

les caractéristiques en transitoire et à froid. Aussi, il permet de travailler en mélange pauvre en créant différentes

zones dans le mélange. La combustion est initiée, comme sur le Diesel, dans les zones riches et propagée vers les

zones pauvres où elle ne peut être initiée. De plus, une bonne synchronisation de l'injection et de l'allumage

permet d'élever le taux de compression sans générer de cliquetis, le mélange pauvre étant moins apte à

l'autoinflammation, et d'obtenir ainsi un rendement meilleur que dans le mo teur à essence classique. Par contre, les

contraintes d'injection imposées au moteurs Diesel se retrouvent dans les moteurs à injection directe essence,

exception faite de la maîtrise de la loi d'introduction puisque le combustible doit être injecté avant la combustion.

Leur évolution a été longtemps freinée par l'instabilité de la combustion du mélange pauvre, sensible

particulièrement aux conditions de charge et de régime. Leur fabrication est encore marginale mais ils posent des

problèmes intéressants pour la formation du mélange. C'est l'apparition de la gestion électronique et le

développement de stratégies de contrôle du dosage air-carburant qui ont permis la mise au point des premiers

moteurs de série de ce type (Mitsubishi, Toyota).

Une autre difficulté inhérente au fonctionnement du moteur en allumage commandé, est que la zone riche doit se

trouver à proximité de la bougie d'allumage au moment où se produit l'étincelle. Il est donc nécessaire de maîtriser

parfaitement le mouvement des gaz dans la chambre à tous les régimes et charges, d'autant qu'il faut propager la

combustion vers les zones pauvres. Il se pose un problème particulier pour optimiser le mélange à charge partielle

et à pleine charge car la nature du mélange change. En effet la charge stratifiée est utilisée pour améliorer le

rendement à faible charge, mais à pleine charge il est nécessaire de disposer du couple maximal, ce qui est obtenu

en réalisant un mélange proche de la stoechiométrie. En pratique, l'injection se fait à la fin de la compression pour

la charge partielle et en début de compression (fin d'admission) pour la pleine charge. Par ailleurs, pour des

raisons de dépollution (traitement des NOx) il est nécessaire d'effectuer des cycles de fonctionnement à mélange

homogène régulièrement, même à charge partielle. Outre les difficultés de formation du mélange dans toutes ces


conditions différentes, il faut mettre au point les stratégies de contrôle moteur pour les gérer convenablement.

Aussi, il est parfois nécessaire d'ajouter des organes de formation et contrôle du mélange supplémentaires qui

enchérissent le moteur. Il faut remarquer que la motivation principale du développement de ces moteurs est le

rendement à faible charge. Cela implique que les pompes d'injection haute pression utilisées ne doivent pas

consommer une part trop importante de la puissance moteur, ce qui limite les pressions installables et force au

développement d'injecteurs à pression moyenne performants.

Evolution du moteur essence :

Source : Doc Mitsubishi

Les configurations des moteurs essence à injection directe sont de trois types:

Moteur Mitsubishi série à tumble inverse 4 soupapes avec conduit d'admission vertical, piston semi-concave.

Pression d'injection : 50bar, injecteur à swirl.


Source : Doc Mitsubishi

Moteur VW de recherche à Swirl 2 soupapes, piston en forme de bol axisymétrique, injecteur et bougie excentrés

et inclinés. Pression d'injection : 450bar.

Source : Doc SAE

Moteur Toyota série à combinaison tumble/swirl 4 soupapes avec conduits d'admission à 45°, piston en forme de

bol asymétrique (injecteur à droite, bougie au centre). Pression d'injection : 120 bar, injecteur à swirl. Le

mouvement de swirl dans la chambre est favorisé par un papillon installé sur un seul des conduits d'admission du

cylindre (à droite l'actionneur électromécanique) qui ferme le conduit à faible charge :


Source : Doc SIA

Source : Doc SIA


3.4. Turbine.

Dans ce type de moteur l'alimentation en air, ainsi que la combustion est continue. Les organes de dosage et de

formation du mélange sont donc en principe plus simples à concevoir que pour les machines à flux pulsé comme

les moteurs alternatifs. Cependant, un certain nombre des contraintes de l'injection vont se présenter pour ces

machines selon les performances du compresseur, les dimensions et la vitesse de l'écoulement dans la chambre de

combustion.

Une précaution particulière doit être prise dans les moteurs de ce type où la vitesse d'écoulement des gaz est

importante. En effet, aux abords de l'injecteur, des vitesses trop grandes ne permettraient pas la stabilisation de la

flamme. Aussi, l'absence de tourbillons laisserait un mélange trop riche pour une combustion correcte. L'injecteur

est donc installé dans un système appelé brûleur dont le rôle est de stabiliser assez près en aval, un noyau de gaz

chauds produits par la combustion et indispensables au maintient de la flamme. Ce noyau ne peut exister que s'il y

a ralentissement local et turbulence. Le brûleur est constitué soit par des aubes de tourbillonnement à l'entrée de

la cambre, soit par une coupole percée de nombreux trous, soit par un corps profilé comme un anneau à section en

V. Le sillage qui se crée derrière ces obstacles fait apparaître des tourbillons à 4 ou 5 longueurs (dimension

caractéristique de la section de passage) en aval. L'écoulement derrière l'obstacle est donc à proximité de celui-ci

assez calme. L'injecteur placé dans cette zone pourra allumer un mélange riche (flamme laminaire) qui après, en

s'écoulant vers l'aval sera alimenté en gaz frais par les tourbillons (flamme turbulente).


Source : M. Ledoux

Une autre particularité de ces moteurs est la plage de vitesses de rotation très étendue dans laquelle ils sont

appelés à fonctionner. Il en résulte que les circuits d'alimentation en combustible sont parfois dédoublés pour

pouvoir s'adapter aux débits de combustible à faible et forte vitesse de rotation.

Injecteur double débit de turboréacteur:


Source : A. Kalnin

1 : toile filtrante, 2 : tube de protection, 3 : tube de filtre, 4 : embout d'injection, 5 : joint, 6 : corps d'injecteur, 7 : pastille d'injection, 8 : embout d'injection, 9 : douille de tourbillonnement. Dans le cas où le moteur dispose d'une turbine, les gaz brûlés issus de la chambre sont en général trop chauds

pour être en contact avec les aubes de la turbine. Il est donc nécessaire de refroidir ces gaz. Cela est réalisé en les

mélangeant à une veine d'air secondaire directement issue du compresseur dans un dilueur. Il en découle une

perte de puissance mais une durée de vie prolongée du moteur. Ainsi, bien que la combustion soit faite en

mélange pratiquement stoechiométrique, le mélange en sortie de mo teur est très pauvre. Remarquons que cette

fonction est l'analogue sur les moteurs alternatifs de la recirculation des gaz brûlés, bien que le but recherché par

le refroidissement des gaz brûlés ne soit pas le même. Dans les deux cas, l'air froid est mélangé aux produits de la

combustion pour en abaisser la température, dans les turbines pour des raisons de tenue mécanique, dans les

moteurs alternatifs pour des raisons de formation de polluants.

4. Calcul des principales caractéristiques

Le dimensionnement des organes de formation du mélange se fait d'abord par le calcul des principales

caractéristiques (débit, pression, vitesse) de chacune des étapes.


4.1. Débit à travers un ajutage

Lorsque la phase gazeuse dans les moteurs passe par un rétrécissement, cela se produit en général à une vitesse

assez élevée. Pour calculer débit et vitesse au passage du rétrécissement on peut faire l'approximation d'un

écoulement isentropique.

4.1.1. Cas général

Un gaz passe d'une enceinte 1 à une enceinte 2, à travers un orifice de dont les caractéristiques sont indexées par

s. Le débit massique est :

&m Seff Ps s= ρ ϕ

Seff est la section efficace de l'orifice de passage.

Si l'écoulement est subsonique :

PP

1

2

121

≤+

−

γ

γ

γ

, ϕγ

γ

γγ

γ

=

−−

−

PP

PP

1

2

1

1

2

1

21

1

sinon,

PP

1

2

121

≥+

−

γ

γ

γ

( )

ϕ γγ

γ

γγ

=+

+−2

1

12 1

4.1.2. Sections de passage papillon et soupape

Dans le cas où le rétrécissement est un papillon des gaz, la section de passage peut s'exprimer par :

Sd a

a a a aa

= −

+ − − − − +

π θθ π θ

θ θθθ θ

θ

2

0

2 2 20

0 0

2

41

2 11

1coscos cos

cos coscoscos sin

coscos

sin

θδ

d

ouvert

θ0

fermé ad

=δ


Dans le cas des soupapes, la section de passage peut s'écrire, selon la valeur de la levée :

L : largeur du siège, ls :levée, βs : angle du siège

si l s ≤L

s ssin cosβ β

S l d Ll

s s s ss

s= − +π β βcos ( sin )22

2

si l sLtgd d

d LL

Ls

tu ti

s s s

ββ β

+−−

− ≥ >(( )

)sin cos

2 22 2

4

S d L L l Ltgs s s s= − + −π β( ) ( )2 2

si lsLtgd d

d LLs

tu ti

s

β +−−

− <(( )

)2 2

2 2

4

S d ds tu ti= −π4

2 2( )

L

βsds

dti

La section efficace s'obtient en multipliant les sections précédentes par le coefficient de décharge CD:

Seff=S.CD

La valeur de CD est obtenue expérimentalement. Pour les soupapes, il est de l'ordre de 0.7 en écoulement direct et

de l'ordre de 0.5 en écoulement retour.

4.2. Débit dans les carburateurs

Le circuit d'essence dans un carburateur à émulsion est schématisé sur la figure suivante :

Pv

h1

h3

P0

P0 P0

P4

P3

P2 P1

h2

Le débit d'essence à travers l'orifice principal est :

( )&m S P Pf eff= −1 1 22 ρ

Seff1 étant la section efficace de l'orifice principal (Gicleur) séparant les pressions P1 et P2, et dépendant de la

vitesse d'écoulement dans cette section.


Le débit d'air d'émulsion est :

( )&m Seff P Pae a= −2 0 32 ρ

Seff2 étant la section efficace de l'orifice d'émulsion séparant les pressions P0 et P3.

Les pressions dans le circuit peuvent s'écrire :

P P gh1 0 3= + ρ

( )P P g h h2 3 3 2= + −ρ

avec ρem, masse volumique de l'émulsion :

ρ

ρ ρ

emae f

ae

a

f

m mm m=

+

+

& && &

La richesse du mélange carburé est :

φ =

&

&&&

mmm

m

f

a

f

a s

Si la dépression d'air au venturi ∆Pav est faible (< ρgh1 ) le débit d'essence est nul dans le circuit principal

décrit. Dans cette plage de fonctionnement, seul fonctionne le circuit de ralenti.

Si ρgh1 < ∆Pav < ρgh2 le combustible seul est aspiré, le tube d'émulsion est inopérant (alors

P P P ghav4 1 1− = −∆ ρ ).

Si ρgh2 < ∆Pav le combustible est aspiré mélangé à l'air du tube d'émulsion.

La différence de pression dans le tube d'émulsion est déterminée expérimentalement. La présence du tube

d'émulsion permet, en jouant sur la section de passage de l'air d'émulsion, de contrôler la richesse pour des

charges intermédiaires. Au schéma élémentaire présenté ci-dessus, il faut ajouter les systèmes d'enrichissement

au ralenti, à pleine charge, et en accélération, ainsi que la compensation d'altitude.

4.3. Injecteurs

Le débit de combustible fourni par un injecteur est :

( )&m S P Pf eff i= −1 02 ρ

Seff1 étant la section efficace de l'orifice de sortie de l'injecteur, dépendant de la vitesse d'écoulement. Pi est la

pression d'injection et P0, la pression dans l'enceinte où l'on injecte.

4.3.1. basse pression

Ainsi, pour que le débit de combustible soit constant, il faut que la différence de pression soit constante. Dans ce

cas la masse de combustible introduite est donc


m T mf i f= &

Ti étant le temps d'injection, ou d'ouverture des injecteurs.

Cela est réalisable assez facilement dans les conduites basse pression, où la dynamique de l'ouverture et de la

fermeture peut être confiée à un électroaimant rapide couplé à un ressort de rappel, car la puissance électrique

disponible suffit largement à vaincre les efforts hydrauliques appliqués sur l'aiguille de l'injecteur. Les phases

transitoires sont très courtes par rapport au temps moyen d'ouverture et l'on peut supposer le débit constant à

condition de réguler la pression d'injection en fonction de la pression aval.

4.3.2. haute pression

Dans les applications haute pression, il faut souvent tenir compte de la dynamique complète de l'ouverture et de

la fermeture de l'injecteur. L'aiguille est soumise dans ce cas, aux efforts de pression et du ressort. Lors de

l'injection, la pression dans le circuit au niveau de l'aiguille augmente jusqu'à la valeur Pi0 pour laquelle il y a

égalité entre la force exercée par le ressort et les forces de pression :

( )Fr P D di= −02 2

4π

D

d

Combustible Ressort

(La pression Pi0 est appelée pression de tarage, D est le diamètre de guidage de l'aiguille et d le diamètre du siège

de l'aiguille.)

A partir de ce moment l'aiguille se lève laissant passer le combustible vers la chambre, ce qui a pour effet de faire

varier la pression d'injection. La conservation de la masse dans le circuit entre la pompe et le nez de l'injecteur

peut s'écrire, en considérant constant le volume total V du circuit :

& &m mV

dPdtp i

i− =χ

où χ est la compressibilité du combustible, et &mp le débit de la pompe.

Les ondes de pression se déplacent à la vitesse :

vg

=χρ

~1500m/s (ρ masse volumique du liquide)

D'autre part, dès que la levée de l'aiguille s'amorce la nouvelle force appliquée est :

( )F P Di=π4

2 , d'où une montée brusque de l'aiguille.


A la fin de l'injection la pression diminue, l'aiguille se ferme lorsque :

( )Fr P Dif=π4

2

La durée d'injection est en fait plus longue que le temps pendant lequel la pompe refoule, et la loi d'introduction

du combustible n'est pas simple. D'autant plus que des effets d'ondes de pression (coups de bélier) lors de

l'ouverture et de la fermeture, ou de cavitation perturbent la valeur de la pression dans le circuit.

La masse de combustible introduite est :

m m dtf f= ∫ &

La masse minimale qui peut être injectée est :

mV

P Pfm i if= −χ

( )0

Dans les injecteurs haute pression à électrovanne, il faut remplacer le terme de débit de la pompe par le débit

commandé par l'ouverture de l'électrovanne. La gestion est énormément facilitée si la pression avant

l'électrovanne est constante (common rail).

4.3.3. Disposition

Il est important lors de la conception et du dimensionnement d'un système d'injection de respecter certains

critères de positionnement qui favorisent le bon déroulement de la pulvérisation.

Cette dernière est en général le résultat d'un processus qui débute au nez de l'injecteur et se poursuit jusqu'à la

création de gouttes individuelles isolées à quelques centimètres de l'injecteur. Il est impératif de prévoir assez de

place pour le parcours du jet avant impact avec des parois.

Ainsi, il est préférable d'orienter le jet parallèlement aux parois. Dans le cas contraire il y a formation d'un film

liquide de masse importante dans la zone d'impact du jet. Cette dernière solution peut être retenue dans le cas où

l'on souhaite que le film ait une fonction dans la formation du mélange, mais dans la plupart des cas on oriente le

jet tangent aux parois avec le plus de distance possible devant le nez de l'injecteur de façon à limiter la masse

déposée et contribuer à l'écoulement du film éventuellement formé par transfert de quantité de mouvement du jet

vers le film.

Lorsque le combustible doit être distribué dans une zone étendue (chambre à injecteur central) ou dans des zones

séparées (conduits multisoupapes) il faut installer des injecteurs à plusieurs trous qui permettent de distribuer le

combustible le plus uniformément possible dans la ou les zones de mélange.


Ex : Dispositions d'injecteur dans deux moteurs à injection multipoint. Disposition correcte : Axe de l'injecteur orienté vers le point le plus lointain de la tubulure.

Disposition incorrecte : Injecteur orienté vers la paroi.


5. Modèles d'écoulement de la phase gazeuse

Pour effectuer le dimensionnement ou faire la mise au point de moteurs existants ainsi que pour prévoir les

dimensions lors de la conception, on fait appel à des modèles physiques de complexité variable en fonction des

besoins. Ces modèles permettent de prévoir les effets des organes de formation sur l'écoulement des gaz.

5.1. Modèles zero-D

Ce type de modèles, appliqués pour le dimensionnement et la prévision des écoulements des moteurs découpent

les organes du moteur en volumes échangeant entre eux des masses gazeuses. Ils sont appliqués aux calculs de

collecteurs d'admission et d'échappement, transvasements dans les moteurs deux temps, et toute application ne

nécessitant pas la connaissance des variations des variables physiques à l'intérieur de chaque élément. On


suppose en particulier que si le combustible est mélangé, il est sous forme de gazeuse ou de particules suivant

parfaitement l'écoulement gazeux.

L'équation de base est la conservation de la masse :

dmdt

mi= ∑ &

où &mi sont les débits à l'entrée et la sortie des différents orifices du volume considéré (collecteur, cylindre,

silencieux, compresseur, etc...); par exemple, pour un cylindre :

&mVcN

=ηρ

2

Vc étant la cylindrée, η le remplissage, ρ la masse volumique et N la vitesse de rotation.

Les équations d'état et de mélange de gaz parfaits permettent de compléter les expressions pour obtenir

l'évolution des variables recherchées.

On peut superposer à ces relations des termes internes à chaque volume, généralement relatifs aux ondes de

pression et appelés effets acoustiques. On représente alors le volume comme un résonateur de Helmoltz et l'on

cherche à estimer les fréquences de résonance des différents éléments.

5.2. Modèles 1-D

Dans ce type de modèle, les équations de la mécanique des fluides sont appliquées à des sections droites des

conduits. Ces modèles sont appliqués lorsque l'on veut connaître le détail des grandeurs physiques près des

organes tels que les soupapes, les injecteurs, etc., et lorsque l'on veut obtenir des grandeurs globales

(remplissage volumétrique), sans avoir à déterminer les caractéristiques fines de l'écoulement (turbulence,

concentration spatiale). Les équations peuvent s'écrire sous la forme :

∂∂

ρρρ

∂∂

ρρρ ρ

ρ

ρ ρ

ρρ

γγ

tue

x

uu pe eu

udSdx

uS

dSdx

fu uD

k T T

D SdSdx

u upp

+ ++

=

−

− −

−−

− +−

22

3

2

4 1 12 1

( )

ρ : masse volumique

u : vitesse

e : énergie spécifique interne

p : pression

T : température

S : section

x : coordonnée axiale

f : coefficient de frottement à la paroi

D : diamètre équivalent de la section

h : coefficient d'échange thermique

Tp : température des parois


L'extension de ces équations à 2 ou 3 dimensions est toujours possible, mais la représentation des fluctuations

des variables ainsi que les effets dus à la turbulence n'est pas possible compte tenu des limitations actuelles des

ordinateurs. Or les écoulements dans les moteurs sont turbulents. Faute d'une simulation directe avec les

équations de Navier-Stokes complètes, il faut donc filtrer ou moyenner les variables calculées et modéliser les

effets non représentés.

5.3. Modèles 3D turbulents

Ces modèles sont appliqués lorsque l'on veut obtenir les échelles turbulentes, les gradients de concentration et

thermiques dans la chambre, etc. Le développement de ces modèles est un domaine de recherche à part entière et

sort du cadre de ce cours; on peut néanmoins énumérer les opérations qui aboutissent au modèles les plus

employés dans la modélisation des moteurs. On part des équations de Navier-Stokes tridimensionnelles, que l'on

moyenne sur une échelle de temps petite par rapport à l'échelle des variations de l'écoulement mais grande par

rapport aux fluctuations turbulentes. Les équations qui résultent régissent donc les variables physiques en

moyenne. Mais on fait ainsi intervenir dans les équations des termes inconnus nouveaux, les contraintes

turbulentes. Ces termes doivent être modélisés et remplacés par des expressions dont la valeur soit calculable. Le

modèle le plus répandu est le modèle k-ε dans lequel les contraintes turbulentes sont exprimées à l'aide d'un terme

de viscosité turbulente. Celle-ci est calculée à partir de la dissipation de l'énergie ε et l'énergie turbulente k, pour

lesquelles on se donne des équations de transport. Dans ces équations interviennent des constantes qu'il faut

obtenir par expérimentation.

D'autres modèles sont développés encore à l'heure actuelle et ce domaine reste un des champs principaux de

recherche sur l'aérodynamique interne des moteurs.

Forme générale des équations de Navier-Stokes :

DDt

SJ

xi

φ ∂

∂φφ= −

φ est la matrice des variables du problème, respectivement la masse volumique, la vitesse, l'énergie et les

concentrations des espèces α :

φ

ρρρ

ρ α

=

ue

Y

Sφ sont les termes sources de la variable φ , et Jφ les flux de diffusion de φ :


JqJ

ij

j

i

φ

α

τ=

0

φ est alors remplacée par φ φ φ= + ′ , partie moyenne et partie turbulente, et les équations sont moyennées à

leur tour. Comme φ φ= , et ′ =φ 0 , on obtient les équations moyennes :

DDt

SJ

x

R

xi i

φ ∂

∂

∂

∂φφ φ= − −

Rφ sont les termes turbulents (contraintes de Reynolds) :

Ru ue u

Y u

i j

j

j

φ

α

ρ=′ ′′ ′′ ′

0

qui ne peuvent être calculés sans équations supplémentaires.

Le modèle k-ε consiste à obtenir deux autres équations, une pour l'énergie turbulente k et une autre pour son taux

de dissipation ε . On obtient l'équation de k en multipliant par la vitesse l'équation de mouvement non moyennée,

puis en multipliant la vitesse par l'équation de mouvement moyennée, en soustrayant les deux équations

obtenues, et en moyennant l'équation résultant de la différence. Elle s'écrit :

DkDt

ux

Jx

i

j

k

j

= − ′ ′ − −ρ∂

ε∂∂

( )u ui j

L'équation pour ε s'écrit :

DDt k

Cux

C C uJi

j

ε ρ ε ∂ε

ρ ε∂∂

ε= − ′ ′ +

+ ∇ +

2

1 2 3

1u ui j

Les valeurs de constantes C1, C2 et C3, doivent être obtenues expérimentalement. Des valeurs usuelles dans les

moteurs alternatifs sont :

C1=1.44, C2=1.92, et C3=-0.373

Le modèle consiste à supposer l'évolution des contraintes de Reynolds de façon newtonienne (hypothèse de

Boussinesq) :

ρ ρ δ µ∂∂

∂

∂′ ′ = − +

u u k

ux

u

xi j ij ti

j

j

i

23

avec :


µρ

εµ

t

C k=

Cµ étant une constante de valeur 0.09

Les flux turbulents étant :

Jkxk

t

k i=

µσ

∂∂

, (σk=1 constante)

Jx

t

iε

ε

µσ

∂ε∂

= , (σε=1.3 constante)

Remarque : les opérateurs de dérivation temporelle sont ici :

DDt t

ux t

ux

ux

ux

i

i

φ ∂ρφ∂

∂ρ φ∂

∂ρφ∂

∂ρ φ∂

∂ρ φ∂

∂ρ φ∂

= + = + + +1

1

2

2

3

3

DDt t

ux t

ux

ux

ux

i

i

φ ∂ρφ∂

∂ρ φ∂

∂ρ φ∂

∂ρ φ∂

∂ρ φ∂

∂ρ φ∂

= + = + + +1

1

2

2

3

3

6. Modèles de formation et transport du combustible liquide.

On se propose ici de donner des moyens de calcul et de modélisation des organes de formation du mélange dans

les cas d'application les plus répandus (combustible liquide pulvérisé). S'agissant d'un domaine où des

développements importants sont encore attendus, les modèles exposés ici et que nous ne détaillerons pas, ne

fournissent que des tendances générales, et des essais exhaustifs doivent être systématiquement entrepris pour

mettre au point les chambres de combustion des moteurs.

6.1. Modélisation des processus de pulvérisation

Le filet liquide se désintègre sous l’effet de différentes forces agissant sur lui. L’atomisation induite par effet

aérodynamique, par effet de turbulence et par cavitation sont les trois mécanismes intervenant dans le processus.

La cavitation dans le conduit de l’injecteur est supposée contrôler et favoriser la pulvérisation avec la croissance

des bulles de vapeur étant la principale cause de l’éclatement du noyau liquide.

Expérimentalement on observe que les gouttes de plus fort diamètre sont concentrées au centre du spray alors

que les plus fines sont trouvées en périphérie. Cet aspect est difficile à modéliser dans une approche globale du

jet sans entrer dans les détails de l’écoulement à l’intérieur de l’injecteur. Mais les modèles qui assument une

distribution spatiale uniforme de la masse injectée ne reproduisent pas les résultats expérimentaux.

Une fois les premières gouttes formées par ces trois mécanismes, elles peuvent être sujettes à une pulvérisation

secondaire sous l’effet du frottement aérodynamique et des déformations éventuelles menant à l’éclatement. Le

paramètre contrôlant cette pulvérisation secondaire est le nombre de Weber. Pour des valeurs croissantes de ce

paramètre on distingue différents modes d’éclatement des gouttes :


− vibratoire

− en parachute

− en poche

− chaotique

− déchirement

− catastrophique

6.1.1. Atomisation du noyau liquide

6.1.1.1. Atomisation induite par effet aérodynamique

Dans ce mode de pulvérisation on considère des perturbations en surface du jet liquide et l’on étudie leur

amplification par interaction avec le milieu gazeux extérieur (instabilité de Kelvin-Helmoltz). Ce mode de

pulvérisation est contrôle par le nombre de Weber qui détermine le taux d’amplification des ondes de surface et le

nombre d’Ohnesorge qui tient compte des effets visqueux.

6.1.1.2. Atomisation induite par turbulence

Dans ce mode le modèle utilisé les fluctuations turbulentes au sein du jet liquide émergeant du trou de l’injecteur

produisent dans un premier temps des perturbations de surface qui sont supposées avoir lieu de façon

prédominante à certaines longueurs d’onde proportionnelles à l’échelle intégrale de turbulence. On établit une

relation entre la taille des gouttes formées et le niveau de turbulence dans le trou d’injection. L’énergie cinétique

de turbulence et le taux de dissipation turbulente, calculés par un modèle k-ε 1-D à l’intérieur des trous sont

nécessaires pour le calcul des échelles de temps de pulvérisation, la taille des gouttes initiales et l’angle du jet.

6.1.1.3. Atomisation induite par cavitation

Dans ce modèle l’éclatement des bulles de cavitation à la sortie de l’injecteur désintègre le jet liquide émergeant

du trou d’injecteur. Comme la pression autour du jet émergeant est beaucoup plus importante que celle à

l’intérieur des bulles de cavitation, celles-ci graduellement s’effondrent pendant qu’elles sont convectées par la

turbulence interne du jet. Ce processus crée des perturbations à la surface du jet liquide qui au moment de

l’effondrement global ou au moment où les bulles atteignent la surface se traduit par la désintégration du jet et à

la formation de petites gouttes. Les échelles caractéristiques de temps et longueur de la pulvérisation sont

considérées comme fonction de la section efficace du trou estimée par le modèle d’écoulement dans le conduit de

l’injecteur. La taille des gouttes est alors calculée en combinant ces échelles de temps avec la nombre de

cavitation dynamique en utilisant des relations phénoménologiques.

6.1.1.4. Scission des gouttes

Six différents modes de scission ont été observés expérimentalement :


Vibratoire : La goutte initiale est fragmentée en 2 à 4 gouttes quasi-identiques. Ce mode est prédominant pour des

nombre de Weber proches du Weber critique (We<12).

En parachute : La fragmentation de la goutte est précédée par un gonflement en forme de tore de la goutte. Le film

liquide se désintègre en une multitude de petites gouttes suivies par une fracture du noyau liquide conduisant à

des gouttes beaucoup plus grosses. Ce mode est observé pour des Weber légèrement supérieurs au Weber

critique si la viscosité du liquide est faible (12<We<18)

En poche : Ce mode est précédé par la formation d’une poche en forme de ballon avec un petit filet à l’arrière.

Contrairement au mode précédent il a lieu pour des viscosités très variables et pour des Weber plus élevés

(18<We<45). Le filet se désintègre en général plus tard que le ballon et les gouttes résultantes sont de la même

taille que celles résultant de la cassure du ballon.

Chaotique : La goutte se déforme de façon disymétrique à partir d’un certain moment et des filaments s’en

détachent dans le sens d’écoulement. Au cours de la fragmentation la goutte est suffisamment déformée pour

éclater dans un grand nombre de fragments pour 45<We<100.

Déchirement : Dans ce mode un film ou des des filaments se détachent de la surface de la goutte. Comme dans le

mode précédent à un stade de déformation critique la goutte se fragmente en plusieurs unités avec une

distribution bimodale caractéristique de ce mode de scission qui a lieu pour 100<We<1000.

Catastrophique : Dans ce mode aucune déformation ni déchirement est observé et la goutte éclate de façon

abrupte en une grande quantité de petites gouttes sous l’effet par exemple d’une onde de choc. Ce mode est

observé pour des grands Weber : We>1000.

6.1.1.5. Distribution des diamètres

La distribution statistique des diamètres des gouttes n’est fournie par aucun modèle théorique. Différentes

distributions mathématiques ont été ajustées à des résultats expérimentaux mais aucune d’entre elles peut traduire

les effets de tous les mécanismes cités. Une démarche possible pour obtenir cette distribution est de choisir parmi

l’infinité de distributions possibles qui satisfont à la conservation de la masse et aux contraintes de normalisation,

celle qui satisfait au critère d’entropie (au sens de Shannon) maximale. En se donnant le diamètre maximum de la

distribution et le diamètre moyen il est possible de générer une fonction de probabilité qui donnr la distribution

des diamètres des gouttes.

6.1.2. Méthode de Rayleigh et modèle de Taylor

6.1.2.1. Diamètres théoriques initiaux

La taille des gouttes obtenues par pulvérisation n'est jamais unique. La plupart du temps on obtient une gamme

de diamètres assez étendue et irrégulièrement répartie. Il n'existe à l'heure actuelle aucune théorie permettant de

déterminer les distributions de diamètres. Dans certains cas on peut déterminer une taille moyenne généralement

bien encadrée par les distributions réelles. Deux méthodes ont été développées et s'appliquent à la croissance des


petites perturbations (cas des méthodes linéaires) à l'origine de la pulvéris ation, ou aux grandes déformations du

jet (méthodes non-linéaires).

Le principe de la théorie pour les méthodes linéaires est de considérer des perturbations de la surface libre du jet

d'injection de la forme : η η ω= −0ei kx t( ) . On applique ensuite les équations de mouvement dans chacun des

milieux (liquide et gaz), puis des conditions de continuité à l'interface. On aboutit alors, en utilisant une fonction

courant au lieu de la vitesse, à l'équation d'un résonateur (équation différentielle du second ordre).

La forme de la perturbation permet d'obtenir une équation entre k (nombre d'onde) et ω (pulsation) appelée

équation de dispersion. En cherchant le mode le plus instable :

∂∂ω

k= 0 ,

on détermine les caractéristiques du mode le plus probable. Des relations de conservation permettent alors de

remonter au diamètre des gouttes crées par la croissance de la perturbation. Si on prend en compte la viscosité ou

l'écoulement à l'intérieur de chacun des milieux, on complique l'expression de l'équation de dispersion mais le

principe de calcul reste le même.

Les méthodes non-linéaires sont basées sur la conservation de la circulation de vitesse (théorème de Kelvin) lors

du déplacement du fluide à l'interface. On a recours aux méthodes numériques pour résoudre les équations de

mouvement.

Les résultats des méthodes linéaires sont rappelés ci-dessous. Pour le détail de la théorie il faut se référer à la

bibliographie. Les résultats correspondent au cas jet liquide pulvérisé dans un gaz de densité négligeable, avec

des viscosités faibles pour les deux fluides.

Le mode de pulvérisation qui fournit la distribution de diamètres la plus uniforme est la vibration. Dans la pratique

on excite mécaniquement l'orifice de décharge d'un jet à une fréquence qui dépend des caractéristiques du fluide

injecté. Si les vitesses du jet et du gaz environnant ne sont pas trop importantes ainsi que la masse volumique du

gaz, la théorie de l'instabilité de Rayleigh (cylindre immobile dans le vide) s'applique. Elle prédit que le diamètre

des gouttes est

d dg = 189. ,

où d est le diamètre du jet (orifice de l'injecteur). La distance l à laquelle se créent les gouttes est :

l Cd

We=2

,

où C est une constante déterminée par l'expérience et We le nombre de Weber :

WeU d

=ρ

σ

2

2

(ρ : masse volumique du fluide injecté, U : vitesse du jet, et σ : tension superficielle du fluide injecté). La fréquence

d'excitation

νλ

=U


doit être telle que :

3.5d<λ<7d.

Le mode de pulvérisation le plus répandu est celui de l'interaction aérodynamique. Les cas théoriques applicables

ne fournissent qu'une taille de goutte "moyenne", bien encadrée par les distributions mesurées

expérimentalement.

Si les effets n'ont lieu qu'en surface, c'est à dire que les gouttes sont arrachées au jet liquide et ne résultent pas de

la désagrégation globale de celui-ci, on parle d'une instabilité de Kelvin-Helmoltz. On obtient par la théorie le

mode de propagation le plus instable, qui correspond lorsque la masse volumique du gaz est très inférieure à celle

du liquide, à la valeur :

Weg = 3π ,

avec

WeU

gg m=

ρ λ

σ

∆ 2

où ρg est la masse volumique du gaz, ∆U la différence de vitesse jet/gaz et λm la longueur d'onde du mode le plus

instable.

λπ

mmk

=2

, et ( )

kU

mg

= + −23

1 121∆

σ ρ ρ( )

Le diamètre des gouttes est donné par la relation

d Bg m= λ ,

où B est une constante proche de 1 (0.6 d'après Reitz).

Lorsque la pulvérisation résulte de la désagrégation globale du jet cylindrique, la longueur d'onde de rupture est :

λ = 451. d ,

et le diamètre des gouttes est :

d dg = 189. .

Lorsque le jet est annulaire (injecteur à téton)

dhkg

m

= 39. ,

où h est l'épaisseur de la nappe annulaire.

Dans les moteurs Diesel les densités du fluide et du gaz peuvent être telles que l'on ne puisse plus négliger le

gaz, et l'on doit prendre en compte la viscosité du liquide. Dans ce cas, la théorie de Taylor prévoit que le diamètre

des gouttes est :


d Cug

g

=2

2

πσρ

λ * ,

où C est une constante d'ordre 1 et λ* une longueur d'onde adimensonnalisée qui tend vers 3/2 lorsque le rapport

ρρ

l

g WeRe

2

dépasse la valeur 1. Avec :

Re = =ρµ

ρσ

l

l

ludWe

u d2

.

Ces résultats s'appliquent lorsque la vitesse du jet u est suffisamment importante (le rapport ρρ

l

g WeRe

2

>1 :

atomisation) et que le rapport ρρ

l

g

est tel que :

ρρ

l

g

k

<

2

,

avec k constante empirique comprise entre 6 et 12.

( kA

=18 3.

,

A étant défini comme celui présenté ci-dessous au § angle d'ouverture). Les diamètres prévus par la théorie sont

souvent deux à trois fois plus petits que ceux mesurés à proximité du nez de l'injecteur, mais les tendances

prévues sont bien vérifiées.

6.1.2.2. Diamètres théoriques secondaires

Une fois que les gouttes ont été crées à la sortie du jet, elles peuvent encore se diviser pour donner lieu à de

nouvelles gouttes dont les caractéristiques peuvent être estimées par l'analogie de Taylor. Celle-ci considère que

la goutte se comporte sous l'effet de différentes forces comme un système masse-ressort. Les forces du ressort,

d'entretien et d'amortissement sont analogues à la force aérodynamique exercée sur la goutte, la tension

superficielle et la contrainte visqueuse respectivement.

L'équation de bilan de ces forces donne lieu à l'équation :

d ydt r

dydt r

yUr

m2

2 2 3

2

2

5 8 23

0+ + − =µ

ρσ

ρρρ

où y est le paramètre de distorsion du diamètre (si y>1 la goutte casse), r est le rayon de la goutte, µ,σ et ρ la

viscosité, la tension superficielle et la masse volumique du liquide, et ρm la masse volumique du gaz et U la

différence de vitesse gaz/goutte.

Si la goutte de divise, elle crée des gouttes de rayons identiques r2 , donnés en faisant le bilan énergétique par :

rr

r dydt

1

2

13

127

3= +

ρσ

,


les indices 1 et 2 étant relatifs aux états de la goutte avant et après scission.

L'expérience montre que la valeur de 2r2 approche assez bien le diamètre moyen de Sauter des distributions de jets

en Diesel, en supposant celles-ci du type Rosin-Rammler pour les injecteurs à Swirl ou χ 2 pour les autres

injecteurs.

6.1.2.3. Corrélations expérimentales

Hiroyasu et Kadota proposent pour les jets haute pression Diesel la corrélation suivante donnant le diamètre

moyen de Sauter en fonction de la différence de pression au nez de l'injecteur ∆p en MPa, la masse volumique de

l'air ρa en Kg.m-3 et Vf le volume unitaire de combustible par cycle en mm3 :

( )d A p Va f32

0 135 0 121 0 131=−

∆. . .ρ

A=25.1 pour les injecteurs à téton, et A=23.9 pour les injecteurs à trous.

Le volume cumulé V de la distribution de gouttes de diamètre d étant : δ

δV

Vd

de

dd

dd=

−

13532

33

32

32.

Cette distribution est en fait une distribution χ 2 ajustée aux mesures expérimentales avec un degré de liberté de

8, sur des injecteurs à téton et à trous.

Pour les injecteurs basse pression utilisés en injection indirecte, la distribution de Nukyama-Tanasawa s'applique

bien :

N d d end

dn

( )( )

=−

, avec N : nombre de gouttes de diamètre d, d diamètre caractéristique de l'ordre de 100µm

(injecteur non-assisté) ou 50µm (injecteur assisté en air) et n de l'ordre de 1.9 pour les injecteurs classiques et 3.5

pour les injecteurs à swirl.

Les moments statistiques de cette distribution sont :

( )d d

pn

qn

pqp q=

+

+−

Γ

Γ

( )

( )

3

3

Une forme particulière de cette distribution, utilisée pour les injecteurs en automobile (pulvérisations fines) est

celle de Rosin-Rammler :

V ed

d

n

= −−

1 , pour laquelle dd

n32 11=

− −Γ( )

6.1.3. Angle d'ouverture

Comme pour la taille des gouttes émises par un injecteur, l'angle d'ouverture est difficilement prévisible par la

théorie. L'observation des jets haute pression des moteurs Diesel permet de dégager la relation suivante :


tan/

θπ

ρρ2

14

36

1 2

=

Ag

l

,

θ est l'angle d'ouverture et A une constante.

L'indice g est relatif au gaz et l au liquide, ρ est la masse volumique.

Empiriquement,

A=3+0.28(L/d)

où L/d est le rapport longueur sur diamètre du nez de l'injecteur (A~4.9).

6.1.4. Pénétration

Des corrélations basées sur des mesures et la pénétration des jets gazeux turbulents donnent la pénétration S

d'un jet d'injecteur dans un gaz sans écoulement en fonction du temps :

Sp

tdTg g

=

307

2941 4 1 4

.

/ /∆ρ

où ∆p est la différence de pression au nez de l'injecteur, t est le temps depuis le début de l'injection, d le diamètre

au nez de l'injecteur, Tg la température du gaz et ρg sa masse volumique.

6.1.5. Vitesse

La vitesse du jet au nez de l'injecteur ou du carburateur, ainsi que la vitesse initiale des gouttes est donnée par la

relation de Bernoulli corrigée par un facteur expérimental Kv :

u Kp

vl

=2∆ρ

,

∆p est la différence de pression entre le circuit d'injection et le conduit d'admission (admission indirecte) ou la

chambre (admission directe). ρ l est la masse volumique du combustible liquide.

6.2. Transport et évaporation des gouttes

Deux classes de modèles existent, appelées modèle de gouttes continu (CDM) et modèle de gouttes discret

(DDM). Les deux approches effectuent des moyennes pour l'écoulement à des échelles de l'ordre de la taille des

gouttes et ont donc recours à des corrélations supplémentaires telles que le coefficient de traînée ou le coefficient

d'échange thermique ou de masse.

Dans le cas continu on représente le mouvement de toutes les gouttes ensemble à l'aide d'une approche

eulerienne donnant les équations aux dérivées partielles de la fonction de probabilité du jet. On a alors huit

variables aléatoires représentant les coordonnées spatiales, les composantes de la vitesse, le temps, et le diamètre

de la goutte. Les équations de la mécanique des fluides sont appliquées à ces variables. Le temps de calcul est

important mais les échanges entre différentes gouttes sont faciles à représenter (coalescence, scission, etc.).


Dans le cas discret on considère un nombre limité de classes de gouttes représentatives. A chaque classe est

associée une pondération particulière et lui sont appliquées les équations de la mécanique en approche

lagrangienne. On résout les trajectoires relatives à chaque classe et l'on ajoute les résultats à la fin en les

pondérant. Le temps de calcul est faible mais il est très difficile de considérer des gouttes non-isolées.

Ce dernier modèle est facile à mettre en équation et s'applique aux jets dilués, en particulier loin du nez de

l'injecteur. Les équations de ce modèle seront exposées ci-dessous.

L'indice g est relatif à la goutte liquide, m au gaz entourant la goutte, v à la vapeur.

6.2.1. Transport

La goutte émise par l'injecteur est soumise à la gravité et à la traînée aérodynamique. Son équation de bilan de

quantité de mouvement est :

dm u

dtm g Fg g

g g

rr r

= +

La traînée Fg s'exprime pour une goutte de rayon de projection r :

( )r r r r rF Cd r u u u ug m m g m= − −12

2ρ π

Le coefficient de traînée Cd est d'après Bracco :

Cd = +− −24 16

2 65 1 78 2 3

Re( Re ). . /θ θ ,

où

Re =−ρ

µm m g

m

r u u2 r r

est le Reynolds de la goutte et θ le taux de vide du jet. Cette corrélation a été obtenue dans les conditions

atmosphériques et doit être modifiée lorsque la compressibilité du gaz ou sa densité atteignent des valeurs

extrêmes.

6.2.2. Evaporation

Le bilan de masse de la goutte peut s'écrire :

dm

dtg

gm= −Γ ,

où Γgm est le débit massique d'évaporation. Une expression possible pour le débit d'évaporation dans les

conditions proches des conditions atmosphériques est :


Γmg gv g

mm v

m s

dD

r TP Sh

P PP P

=−−

π log( ) ,

où

D : coefficient de diffusion du liquide de la goutte dans le gaz,

P: pression

d : diamètre

r : constante massique des gaz parfaits.

Sh : nombre de Sherwood de la goutte

Le bilan d'énergie de la goutte conduit à l'équation de température :

dm Tdt Cp

Lg g

gmg mg g= −

1( )Φ Γ

Φ mg est le flux de chaleur échangé par convection entre la goutte et le gaz. Lg est la chaleur latente de

vaporisation du liquide dans la goutte.

6.3. Pulvérisation secondaire

La pulvérisation secondaire a lieu aux parois lors de deux phénomènes, le rebond et la division de gouttes

incidentes ou l'arrachement de gouttes à un film liquide.

Pour ce dernier cas les phénomènes ayant lieu sont traités par la théorie d'une façon similaire à la pulvérisation

des jets liquides. Les tendances mis es en évidence par les résultats exposés ci-dessus sont donc valables pour

l'arrachement de gouttes à un film liquide. La théorie de Taylor s'applique, en particulier, dès que la taille des

gouttes arrachées est du même ordre que l'épaisseur du film. On complète la donnée du diamètre le plus probable

par des relations donnant la vitesse des gouttes arrachées et leur débit (nombre de gouttes par unité de temps et

de surface) :

u C m m2 = λ ω , & 'n C m

m

=ωλ2 , où C et C' sont des constantes, λm et ωm la longueur d'onde et la pulsation les

plus instables.

Dans le cas de l'impact de gouttes sur une paroi sèche avec émission éventuelle de gouttes secondaires, Reitz a

développé un modèle dont les grandes lignes sont les suivantes.

Lorsqu'une goutte s'écrase sur une paroi, il se crée d'abord un disque liquide qui donne lieu à la fois à une goutte

éjectée si l'énergie cinétique de la goutte incidente est suffisamment grande. Sinon, la goutte adhère simplement à

la paroi sans qu'il y ait pulvérisation secondaire. Expérimentalement, la goutte adhère à la paroi pour des nombres

de Weber Wen inférieurs à 80, mais dans certaines conditions de température ou de viscosité cette valeur peut

être réduite à 30.


Lorsqu'il y a création d'une goutte éjectée, le rapport des rayons des gouttes incidente et secondaire est de la

forme :

rr

aWenb2

11= − ,

où l'indice 1 est relatif à la goutte incidente, 2 à la goutte émise, n à la composante normale à la paroi de la vitesse,

et We est le nombre de Weber.

Weu r

nn=

ρσ

2 2,

ρ et σ sont la masse volumique et la tension superficielle du liquide dans la goutte. Nagaoka et Kawazoe

proposent pour a et b, d'après les résultats expérimentaux :

b=0.36 et a e= 2 23 6

1 2

.. ( )

θπ ,

où θ1 est l'angle d'incidence de la goutte par rapport à la paroi.

La vitesse de la goutte éjectée est déduite du nombre de Weber par la relation :

We cWe WeL2 1= max( , ) ,

avec

c = −

−

+0 378 0123 01561

21. . .

θπ

θπ

,

We eL = −51 713 4

1

..

θπ

Quant à l'angle d'éjection de la goutte, il est donné par :

θπ

θπ

θ

π2 19 385 0 306

0 2251

2

=−

.. .

e

Une théorie équivalente pour les gouttes impactant un film pariétal est encore attendue.

6.4. Ecoulement des films pariétaux

L'accumulation de gouttes adhérant aux parois peut donner lieu à un film pariétal qui ruissellera éventuellement ou

s'évaporera selon les conditions de la paroi. Les équations tridimensionnelles d'un tel film sont les suivantes :

continuité : ∂∂

∂∂

∂∂

ux

vy

wz

+ + = 0

bilan de quantité de mouvement :

∂∂

∂∂

∂∂

∂∂ ρ

∂∂

ν∂∂ ρ

∂∂

∂∂

∂∂

∂∂ ρ

∂∂

ν∂∂ ρ

ut

uux

vuy

wuz

px

au

zS

vt

uvx

vvy

wvz

py

av

zS

xu

yv

+ + + = − + + +

+ + + = − + + +

1

1

2

2

2

2

bilan d'énergie : ∂∂

∂∂

∂∂

∂∂ ρ

∂∂

Tt

uTx

vTy

wTz

kCp

Tz

+ + + =2

2


équilibre local : ∂δ∂

∂∂

∂∂ ρ

δ δ

t xudz

yvdz

m mv n+ + =+

∫ ∫0 0

& &

où ,

u,v,w sont les composantes du vecteur vitesse

δ est l'épaisseur locale du film

p est la pression résultant de la somme des pressions d'impact des gouttes pg ou du gaz pm sur le film, et de la

pression capillaire pσ .

Les expressions proposées par la bibliographie pour ces termes sont :

pσ σ δ≈ − ∇ 2 (σ : tension superficielle)

p ug gn= −( )1 2θ αρ (θ : taux de vide de la phase gazeuse, ugn : composante normale

de la vitesse de la goutte incidente, α : coefficient compris entre 0 et 1)

p um mn=12

2ρ θ ( umn : composante normale de la vitesse du gaz)

T la température

a le vecteur résultante des forces volumiques

ρ la masse volumique

ν la viscosité

k la conductivité thermique

S les sources de quantités de mouvement apportées par exemple par les gouttes impactant le film.

&mv est le débit masse surfacique de vaporisation

&mn est le débit masse surfacique de dépôt de gouttes

On suppose souvent dans cette formulation que l'écoulement du film est plan, puisque son épaisseur est faible.

Les conditions aux limites peuvent s'écrire :

à la paroi,

adhérence : u=v=w=0; continuité de température : T=Tparoi

en surface,

échange thermique : & . .m L k T n k T nv m m+ ∇ = ∇ ,

échange massique : & &m Y DYn

mv s ms

v− =ρ∂∂

continuité des contraintes :

µ∂∂

µ∂∂

µ∂∂

µ∂∂

uz

uz

vz

vz

mm

mm

=

=

où,


m est l'indice relatif au gaz en surface, s à la surface.

Y est la fraction massique de vapeur

D le coefficient de diffusion

n est le vecteur normal unitaire à la surface

L est la chaleur latente de vaporisation

µ est la viscosité

Une expression possible pour le débit évaporé est :

& ( )mD

lrTSh P Pv s v= − , où l est une longueur caractéristique du film, r la constante massique des gaz parfaits,

Sh le nombre de Sherwood du film, Ps la pression de saturation et Pv la pression partielle de vapeur.

Il est possible de simplifier les équations tridimensionnelles instationnaires ci-dessus en négligeant les

phénomènes de dépôt, de capillarité et de pression. L'ordre de grandeur et les tendances de la vitesse

d'écoulement du film peuvent être approchées avec une formulation bidimensionnelle stationnaire. Ainsi, en

régime stationnaire, la vitesse d'écoulement d'un film bidimensionnel soumis à la gravité et à l'entraînement gazeux

en superficie et dont l'épaisseur δ est constante peut s'écrire :

ug fum m= − +δν

δρ

µδ

22

2

2

( ) , où f est le coefficient de frottement gaz/liquide en surface.

7. Méthodes expérimentales en formation du mélange

Dans cette partie on s'intéresse à la mesure et à la caractérisation des mélanges air combustible dans les moteurs

thermiques, on exposera brièvement les techniques les plus employées. Il faut distinguer les mesures qui peuvent

s'appliquer à chacune des phases constituant le mélange, ainsi qu'aux grandeurs physiques (vitesse, température,

pression, concentration) qui les caractérisent. Les moyens de mesure applicables dans le cadre des moteurs

thermiques sont limités par les valeurs importantes de certaines grandeurs (température et pression des chambres

de combustion), mais aussi par le temps réduit dans lequel ont lieu certains phénomènes (cas des écoulements

pulsés). Il faut remarquer par ailleurs que certaines de ces mesures (débit, température, pression, déplacement,

concentration) doivent être embarquées sur les moteurs de série pour fournir au calculateur les données

nécessaires à la gestion des actionneurs et effectuer le contrôle moteur.


7.1. Phase gazeuse

7.1.1. Température

Les sondes à résistance ou les thermocouples sont très utilisés dans le domaine moteur. En général on peut

trouver des éléments adaptés à toutes les gammes de température. La mesure est donc locale, le plus souvent

située au centre de l'écoulement.

Une des difficultés de la mesure de température réside dans le cas des écoulements pulsés où il faut tenir compte

de l'influence de la vitesse sur la réponse du capteur. En effet, la température de l'élément sensible noyé dans

l'écoulement répond à l'équation :

ρπ ∂

∂π σεπc

d Tt

h d T T d T Tg p

24 4

4= − + −( ) ( )

ρ masse volumique du fil

c capacité calorifique du fil

d : diamètre du fil

T température du fil

h coefficient d'échange fil-gaz

Tg : température du gaz

Tp température des parois

ε émissivité du fil

σ : constante de Stefan

On déduit de cette relation que les dimensions de l'élément sensible doivent être d'autant plus réduites que la

vitesse du gaz et ses fluctuations sont importantes. La tenue mécanique de l'élément diminue en conséquence et il

est difficile de faire des mesures dans la durée sans changer fréquemment de capteur.

7.1.2. Pression

La pression statique de la phase gazeuse dans les conduits d'admission peut être mesurée par des manomètres à

aiguille ou à colonne. Pour mesurer ses fluctuations au cours des cycles moteur il faut disposer de capteurs à

jauge de contrainte ou piézo-électriques. Pour les mesures de la pression dans la chambre on ne peut utiliser que

des capteurs piézo-électriques.

La difficulté principale de la mesure dans la chambre est l'implantation du capteur. Celui-ci doit être situé le plus

près possible des parois de la chambre. Dans le cas contraire, le canal de communication entre le capteur et la

chambre se comporte comme un résonateur et donne lieu à des distorsions du signal de pression.


7.1.3. Vitesse

La mesure de vitesse de la phase gazeuse a longtemps été effectuée de façon efficace avec la technique du fil

chaud. Un obtient une composante locale de la vitesse. Comme pour la température, la taille du fil sensible

détermine la sensibilité de la mesure aux fluctuations de vitesse. La durée de vie de ce type de capteur peut être

courte si l'écoulement comporte des impuretés.

Les techniques optiques se sont développé particulièrement dans le domaine moteur. On trouve principalement

l'anémomètrie laser Doppler (LDA) et la vélocimétrie par images de particules (PIV). Ces deux techniques

nécessitent l'installation d'accès optiques vers la zone de mesure. Une modification souvent importante du moteur

est donc nécessaire. Dans le cas de pressions et de gradients de température importants, les hublots rendant

possible l'accès optique doivent être particulièrement étudiés. Aussi, ces deux techniques sont basées sur la

diffusion de lumière par des particules de l'écoulement. Très souvent donc il faut ensemencer l'écoulement avec

des particules de petite taille (quelques µm au plus) qui suivent bien l'écoulement sans s'agglomérer ni brûler dans

le cas où il y a combustion.

Dans le cas de la LDA, deux faisceaux laser monochromatiques convergent vers un volume où ils interférent. Cela

donne lieu à des franges d'interférence régulièrement espacées. La distance entre deux franges est fixée par la

longueur d'onde des faisceaux. Une particule traverse donc successivement des zones lumineuses et sombres, et

diffuse la lumière vers un détecteur. La mesure du temps entre deux impulsions lumineuses permet de remonter à

la vitesse de la particule. C'est donc une mesure locale d'une composante de la vitesse. La mise en jeu de plusieurs

couples de faisceaux de couleurs différentes permet d'accéder aux autres composantes.

Source : A. Boutier

Dans la PIV, on réalise des clichés photographiques successifs d'une même zone éclairée par un plan lumineux.

L'intervalle de temps entre deux clichés est réduit le plus possible et connu avec précision. Par des méthodes

statistiques on mesure la distance entre les deux images d'une même particule et l'on déduit le vecteur vitesse. Il


s'agit donc d'une mesure plane de vitesse (deux composantes) dans une zone plus étendue que pour les mesures

locales (quelques centimètres au lieu de quelques dixièmes de millimètre). Des applications particulières

permettent d'accéder au champ tridimensionnel de vitesse.

Source : M.L. Riethmuller

7.1.4. Concentration

La méthode de mesure de concentration la plus simple consiste à prélever un échantillon du gaz et l'analyser par

des moyens spécifiques au composant dont la concentration est recherchée. (Part exemple la Ionisation de flamme

(FID) pour les hydrocarbures). Il s'agit dans ce cas d'une mesure locale par prélèvement.

Une méthode adaptée à la mesure de la richesse est la mesure de la concentration en oxygène des gaz

d'échappement. C'est cette technique qu'utilise la sonde λ des moteurs à essence pour donner une indication de la

richesse au calculateur car le temps de réponse de la sonde est de l'ordre de la durée du cycle moteur. Le principe

est de disposer une électrode en platine à température sur un substrat de zircone. Les atomes d'oxygène sont

transformés par le platine en ions et transportés par la zircone. Il suffit alors de mesurer le courant ionique pour

avoir une indication de la richesse.

Des méthodes optiques ont été aussi développées pour faire des mesures de concentration.

La tomographie laser consiste à éclairer une zone plane où circule un mélange dont un des composants possède

des particules qui diffusent la lumière reçue. En mesurant l'intensité lumineuse diffuse on peut accéder à la

concentration des particules. Cela suppose qu'un des constituants du mélange soit ensemencé avec des

particules qui diffusent correctement la lumière. Le problème de la taille et des caractéristiques de diffusion des

particules se pose comme pour les mesures de vitesse.


Une autre technique de mesure de concentration est la fluorescence induite par laser (LIF). Dans cette technique

on éclaire à l'aide d'un laser un mélange dont un des composants fluoresce sous l'effet de l'excitation lumineuse.

En sélectionnant bien la longueur d'onde du laser et du composé qui fluoresce on peut détecter la présence de ce

dernier à l'aide d'un détecteur lumineux centré sur la longueur d'onde de fluorescence. Il faut pour cela mélanger

parfaitement au combustible un composé dont les caractéristiques de fluorescence sont bien connues. Par contre,

le phénomène ayant lieu à l'échelle moléculaire, le problème de la taille des particules ne se pose pas.

7.2. Phase liquide

7.2.1. Film pariétal

La mesure du film déposé sur les parois pose de grands problèmes. Il s'agit en général de dépôts de très faible

épaisseur dans des zones inaccessibles des moteurs. Sans modifier énormément la géométrie des conduits ou de

la chambre il est très difficile d'implanter les capteurs nécessaires.

Pour la mesure de température, il est possible d'installer en surface de paroi des thermocouples de dimensions très

réduites (10µm). Mais pour des mesures de vitesse ou d'épaisseur, principales variables du film, les mesures

locales intrusives modifient trop l'écoulement. Ainsi, pour la mesure de l'épaisseur on peut installer des sondes

conductimétriques ou capacitives consistant en un couple de fils conducteurs fins implantés perpendiculairement

à la surface. En mesurant la variation de conductivité ou de capacité entre les deux fils due à la présence du

combustible se comportant là comme un diélectrique, on accède à l'épaisseur. Mais la précision et la sensibilité de

la mesure au faibles épaisseurs est faible. Aussi, l'écoulement du film est très perturbé localement par les sondes.

Une solution possible est donc l'utilisation de méthodes optiques. Il faut néanmoins dans ce cas remplacer une

partie des parois par un hublot transparent.

Ainsi, pour la mesure de température on peut utiliser les caméras à infrarouge. Pour les mesures de vitesse on

peut utiliser, si le dépôt peut être ensemencé ou comporte de impuretés appropriées, la LDA ou la PIV. Pour des

mesures d'épaisseur on peut utiliser l'angle de réflexion d'un rayon incident ou la LIF.

7.2.2. Jet d'injecteur

Il est possible d'étudier les caractéristiques globales des jets d'injecteur par photographie et traitement de l'image.

Des mesures locales et précises sont plus difficiles à obtenir.

La vitesse des gouttes peut être mesurée avec précision par anémométrie laser Doppler (LDA). Pour accéder à la

taille des gouttes on a le plus souvent recours à deux techniques optiques, Malvern et l'Analyse de particules par

phase Doppler (PDPA).

Les granulométres Malvern sont basés sur une mesure de l'intensité lumineuse diffusée par les particules.


La méthode PDPA consiste comme en LDA à créer une zone de franges d'interférence. Couplée à la mesure de

vitesse il y a une mesure du déphasage des rayons diffractés par la goutte traversant le volume de mesure. Ce

déphasage dépend du diamètre de la goutte. Cette méthode ne s'applique qu'à des gouttes sphériques, ce qui est

difficile à contrôler lorsqu'on effectue des essais sur des injecteurs réels.

Source : Doc AFVL

7.3. Mesures spécifiques

7.3.1. Mesure du swirl

Les phénomènes spécifiques au domaine moteur ont donné lieu à des techniques de mesure globales mises en

oeuvre exclusivement pour certaines applications. C'est le cas de la mesure du taux de swirl dans les moteurs

alternatifs.

Pour qualifier une culasse de moteur vis -à-vis de l'écoulement à grande échelle on utilise le dispositif suivant sur

des bancs culasse spécifiques :


Un écoulement permanent est généré à travers les conduits de la culasse et les soupapes pour différentes levées

et récupéré dans un cylindre où est installé un système permettant de mesurer le couple exercé par l'écoulement

gazeux sur un élément offrant une certaine traînée aérodynamique. L'élément peut alors tourner ou offrir une

résistance statique. On défini le coefficient de swirl comme :

si l'élément tourne (moulinet à pales plates):

CA

vsp=

ω,

où ωp est la vitesse de rotation, A l'alésage et v la vitesse à travers la soupape.

Si l'élément est statique (nid d'abeille) :

CT

mvAs =8&

où T est le couple mesuré, et &m le débit massique.

En général le coefficient obtenu avec élément tournant est inférieur à celui obtenu par mesure du couple.

Le taux de swirl moteur

RsNs=

ωπ2

est relié à ces coefficients par :

Rs AL

SeffC d

Seffd

s

=

∫

∫πη

θ

θ

θ

θ

θ

θ

1

2

1

22

et

ω

θ

θ

θ

θ

θ

θs A

Td

md

=∫

∫

82

1

2

1

2

&

h : remplissage volumétrique

L : course

Seff : section efficace de passage à la soupape

N : vitesse de rotation du moteur

θ : angle vilebrequin ( indices 1 et 2 relatifs au début et à la fin de l'admission).


7.3.2. Mesure de la levée d'aiguille

Le déplacement de l'aiguille dans l'injecteur est mesuré en reliant le bout de l'aiguille à une tige ferromagnétique

que l'on loge dans un bobinage fixe encastré dans le corps de l'injecteur. La variation de flux magnétique lors du

déplacement de l'aiguille donne lieu à une force électromotrice en relation avec le déplacement de l'aiguille.



8. Bibliographie

Moteurs alternatifs M. Menardon Le Moteur à explosion - Chotard et associés 1977 J. B. Heywood Internal combustion engine fundamentals - Mc Graw Hill 1988 J. C. Guibet Carburants et Moteurs - Technip 1997 R. Benson, N.D. Whitehouse Internal combustion engines - Pergamon 1979 R. BOSCH GmbH Division Equipement Automobile, Département Documentation Technique Journal Technique BOSCH - 1996 Revue Ingénieurs de L'automobile, n°713, 1997 Automotive Engineering, vol. 104 n°11, 11/1996 Moteurs à flux continu A. Kalnin Le turboréacteur et autres moteurs à réaction - Dunod 1958 M. Desaulty La combustion appliquée aux moteurs à flux continu - cours 4/94 Modélisation de la pulvérisation M. Ledoux Modélisation des sprays - cours Coria 1994 Z. N. Wu Modélisation et calcul implicite mutidomaine d'écoulements diphasiques gaz-gouttelettes - Thèse de doctorat Université Paris 6 P. J. O'Rourke, A.A. Amsden The TAB metohd for numerical calculation of spray droplet breakup - SAE 872089 Z. Han, L. Fan, R. Reitz Multidimensional modeling of spray atmoization and air-fuel mixing in a direct-injection spark ignition engine - SAE 970884 J. D. Naber, P. Farrell Hydrodynamics of droplet impingement on heated surface - SAE 930919 J.D. Naber, R.D. Reitz Modeling engine spray/wall impingement - SAE 880107


A. Wierzba Deformation and breakup of liquid drops in a gas stream at nearly critical Weber numbers - Experiments in Fluids 9, 59-64, 1990 Modélisation des films D. W. Stanton, C. Rutland Modeling fuel film formation and wall interaction in diesel engines - SAE 960628 N. Ladommatos Mechanisms of heat transfer to liquid films in the manifold of port injected engines. Proc. IMechE 1993 Formation du mélange L. Le Moyne Contribution à l'étude de la formation du mélange dans les moteurs à allumage commandé à injection multipoint - Thèse de doctorat ENSAM Paris Z. N. Wu Modélisation et calcul implicite mutidomaine d'écoulements diphasiques gaz-gouttelettes - Thèse de doctorat Université Paris 6 Métodes de mesure T. Coste, L. Evers An optical sensor for measuring fuel film dynamics in a port injected engine - SAE 970869 P. Guibert - M. Murat Mesures optiques de champs de vitesses, de concentration et de granulométrie de gouttlettes. Application aux écoulements internes dans le moteurs alternatifs. - Entropie n°200, 1996 M.L. Riethmuller - A. Boutier Vélocimétrie et granulométrie Laser en Mécanique des fluides - Institut Von Karman, AFVL 1997 M.S. Boutrif, M. Thelliez, M. Murat Evolution de la température des gaz d'échappement d'un moteur alternatif. Revue générale de thermique, n°375-376, 03,04/93 Injecteurs F. Q. Zhao, M.C Lai, D. Harrington The spray characteristics of automotive port fuel injection - A critical review - SAE 950506 Modélisation phase gazeuse L. Le Moyne Contribution à l'étude de la formation du mélange dans les moteurs à allumage commandé à injection multipoint - Thèse de doctorat ENSAM Paris Z. N. Wu Modélisation et calcul implicite mutidomaine d'écoulements diphasiques gaz-gouttelettes - Thèse de doctorat Université Paris 6 A. Theodorakakos, G. Bergeles

Numerical investigation of the flow inside a 4-X IC model diesel engine - Entropie n°200, 1996


1. INTRODUCTION.................................................................................................................................................................. 4

1.1. GENERALITES..................................................................................................................................................................4 1.2. SCHEMAS GENERAUX DE FONCTIONNEMENT ...........................................................................................................5 1.3. PROCESSUS DE FORMATION DU MELANGE.................................................................................................................8

1.3.1. Formation et transport du mélange................................................................................................................. 8

1.4. COMPOSITION DU MELANGE......................................................................................................................................10 1.5. MOUVEMENTS DE BRASSAGE .....................................................................................................................................10

2. ORGANES DE FORMATION...........................................................................................................................................13

2.1. MISE SOUS PRESSION DU COMBUSTIBLE...................................................................................................................13 2.1.1. Détendeurs..........................................................................................................................................................13

2.1.2. Régulateurs.........................................................................................................................................................13

2.1.3. Pompes.................................................................................................................................................................13

2.2. DOSAGE DU COMBUSTIBLE.........................................................................................................................................17 2.2.1. Carburateurs......................................................................................................................................................17

2.2.2. Régulateurs.........................................................................................................................................................19

2.2.3. Pompes à piston doseur....................................................................................................................................19

2.2.4. Injecteurs à électrovanne.................................................................................................................................19

2.3. PULVERISATION DES COMBUSTIBLES LIQUIDES .....................................................................................................23 2.3.1. Gicleurs ...............................................................................................................................................................24

2.3.2. Injecteurs.............................................................................................................................................................24

2.3.3. Facteurs de qualité de pulvérisation.............................................................................................................32

2.4. DOSAGE DU COMBURANT ...........................................................................................................................................34 2.5. CONDUITS, SOUPAPES ET CHAMBRE .........................................................................................................................34

2.5.1. Génération du swirl ..........................................................................................................................................34

2.5.2. Génération du tumble ou squish.....................................................................................................................36

2.5.3. Chambres de moteurs alternatifs ....................................................................................................................37

2.5.4. Circulation dans les chambres de combustion de turbine ........................................................................42

2.6. RECIRCULATION DES GAZ BRULES............................................................................................................................45 2.6.1. Backflow..............................................................................................................................................................45

2.6.2. E.G.R. ...................................................................................................................................................................46

3. TECHNOLOGIE DE LA FORMATION DU MELANGE DANS LES MOTEURS....................................................46

3.1. MOTEUR A ALLUMAGE COMMANDE A CHARGE HOMOGENE...............................................................................46 3.2. MOTEUR A ALLUMAGE PAR COMPRESSION. ...........................................................................................................50

3.2.1. Moteurs à préchambre......................................................................................................................................51

3.2.2. Moteurs à injection directe..............................................................................................................................52

3.3. MOTEUR A ALLUMAGE COMMANDE A CHARGE STRATIFIEE. .............................................................................52 3.4. TURBINE.........................................................................................................................................................................56

4. CALCUL DES PRINCIPALES CARACTERISTIQUES ..............................................................................................58

4.1. DEBIT A TRAVERS UN AJUTAGE ................................................................................................................................59 4.1.1. Cas général.........................................................................................................................................................59

4.1.2. Sections de passage papillon et soupape.....................................................................................................59

4.2. DEBIT DANS LES CARBURATEURS .............................................................................................................................60 4.3. INJECTEURS ...................................................................................................................................................................61


4.3.1. basse pression ....................................................................................................................................................61

4.3.2. haute pression....................................................................................................................................................62

5. MODELES D'ECOULEMENT DE LA PHASE GAZEUSE...........................................................................................66

5.1. MODÈLES ZERO-D........................................................................................................................................................66 5.2. MODÈLES 1-D................................................................................................................................................................67 5.3. MODELES 3D TURBULENTS........................................................................................................................................68

6. MODELES DE FORMATION ET TRANSPORT DU COMBUSTIBLE LIQUIDE. .................................................70

6.1. PULVERISATION............................................................................................................................................................70 6.1.1. Taille........................................................................................................................ Erreur ! Signet non défini.

6.1.1.1. Diamètres théoriques initiaux..........................................................................................................................72

6.1.1.2. Diamètres théoriques secondaires ...................................................................................................................75

6.1.1.3. Corrélations expérimentales ............................................................................................................................76

6.1.2. Angle d'ouverture..............................................................................................................................................76

6.1.3. Pénétration.........................................................................................................................................................77

6.1.4. Vitesse..................................................................................................................................................................77

6.2. TRANSPORT ET EVAPORATION DES GOUTTES........................................................................................................77 6.2.1. Transport.............................................................................................................................................................78

6.2.2. Evaporation........................................................................................................................................................78

6.3. PULVERISATION SECONDAIRE....................................................................................................................................79 6.4. ECOULEMENT DES FILMS PARIETAUX .....................................................................................................................80

7. METHODES EXPERIMENTALES EN FORMATION DU MELANGE......................................................................82

7.1. PHASE GAZEUSE ............................................................................................................................................................83 7.1.1. Température........................................................................................................................................................83

7.1.2. Pression...............................................................................................................................................................83

7.1.3. Vitesse..................................................................................................................................................................84

7.1.4. Concentration....................................................................................................................................................85

7.2. PHASE LIQUIDE .............................................................................................................................................................86 7.2.1. Film pariétal.......................................................................................................................................................86

7.2.2. Jet d'injecteur.....................................................................................................................................................86

7.3. MESURE DU SWIRL .......................................................................................................................................................87 7.4. MESURE DE LA LEVEE D'AIGUILLE ...........................................................................................................................90

formation du melange dans les moteurs a combustion interne

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