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N° d'Ordre: S i S Année 1993
THESEprésentée devant
L'ECOLE CENTRALE DE LYON
pour obtenir
le titre de Docteur
Spécialité: TRANSFERTS THERMIQUES
par Thierry DELORME
ingénieur ESIM
PYROMETRIE POLYCHROMATIQUE APPLIQUEE A
L'ANALYSE DE LA COMBUSTION ET DE LA
PRODUCTION DES SUIES ET DES NOx DANS UNE
CHAMBRE DE COMBUSTION DIESEL
Soutenue le 20 Décembre 1993 devant la Commission d'Examen
Jury: Messieurs J. BRESSANGE
M. BRUN (directeur de thèse)M. COMBARNOUS
D. MANDINEAU
PAPINI (rapporteur)SEARBY (rapporteur)
Travaux effectués au Département Génie Thermique Industriel
Ecole Supérieure d'Ingénieurs de Marseille
Institut Méditerranéen de Technologie
T-i
N° d'Ordre: Année 1993
THESEprésentée devant
L'ECOLE CENTRALE DE LYON
pour obtenir
le titre de Docteur
Spécialité: TRANSFERTS THERMIQUES
par Thierry DELORME
ingénieur ESIM
PYROMETRIE POLYCHIROMATIQUE APPLIQUEE A
L'ANALYSE DE LA COMBUSTION ET DE LA
PRODUCTION DES SUIES ET DES NOx DANS UNE
CHAMBRE DE COMBUSTION DIESEL
Soutenue le 20 Décembre 1993 devant la Commission d'Examen
Jury : Messieurs J. BRESSANGE
M. BRUN (directeur de thèse)M. COMBARNOUS
D. MANDDEAU
PAPINI (rapporteur)SEARBY (rapporteur)
Travaux effectués au Départemnt Génie Thermique Industriel
Ecole Supérieure d'Ingénieurs de Marseille
Institut Méditerranéen de Technologie
L'étude présentée dans ce manuscrit a été réalisée en collaboration entre leDépartement de Machines Thermiques de l'Ecole Centrale de Lyon et le Département Génie
Thermique Industriel de l'Ecole Supérieure d'Ingénieurs de Marseille.
Je tiens à remercier Monsieur le Professeur M BRUN davoir accepté d'àssurer
l'encadrement de mon étude. Je le remercie aussi pour sa disponibilité, les conseils et les
directives qu 'il m'a prodigués.
J'adresse mes remerciements sincères à Monsieur D. MANDINEA U qui m'a fait
profiter de toutes ses connaissances et réflexions pour mener à bien mon travail.
J'exprime toute ma reconnaissance à Monsieur J. BRESSANGE, Chef duDépartement Génie Thermique Industriel de l'ESIM, qui m'a accepté au sein de son équipe
pour mes travaux.
Messieurs F. PAPINI et G. SEARBY m'ont fait un grand honneur d'accepter de
participer au July de ma thèse et d'examiner mon travail en tant que rapporteurs. Je leurexprime toute ma gratitude pour leurs remarques constructives et le temps qu'ils m'ont
consacré.
Je témoigne toute ma reconnaissance à Monsieur M. COMBARNOUS qui m'a fait
l'honneur de participer à mon Juiy d'examen.
Enfin, ma gratitude va particulièrement à tous ceux qui m'ont soutenu et aidé
dans ce travail, qu'ils soient à ECULLYou à MARSEILLE.
TABLE DES MATIERES
NOTATIONS UTILISEES i
LISTE DES FIGURES 4
LISTE DES TABLEAUX 7
INTRODUCTION 8
PROPRIETES OPTIQUES DES FLAMMES DIESEL 11
II-1 PRESENTATION 11
II-2 RAYONNEMENT D'UNE FLAMME DIESEL 12
II-3 EMISSIVITE MONOCHROMATIQUE DES SUIES 13
II-4 CONCLUSION 20
ifi PYROMETRIE DES FLAMMES DIESEL 21
m-1 PRESENTATION 21
m-2 CHOIX DU NOMBRE ET DU DOMAiNE DES LONGUEURS
D'ONDE DE L'ETUDE 22
ffl-3 DESCRIPTION DES CHAThES DE MESURE ET DU
SYSTEME D'ACQUTSITION 25
m-3-1 Obtention des signaux monochromatiques 26
m-3-2 Système de détection et d'amplification 28
III-3-3 Système d'acquisition, post-traitement 29
m-4 ETALONNAGE, UTILISATION DE LA TROISIEME
LONGUEUR D'ONDE 31
m-4- i Réponses statiques 31
III-4-2 Réponses dynamiques 35
m-5 SIGMFICATION PHYSIQUE DU COEFFICIENT K 38
III-6 RESOLUTION DES SYSTEMES D'EQUATIONS 41
m-7 ANALYSE DE QUELQUES FACTEURS INFLUENÇANT LA
PRECISION DU PYROMETRE 45
III-8 CONCLUSION 47
IV APPLICATION A UN MOTEUR DIESEL INDIJSTRIEL
SURALIMENTE A INJECTION DIRECTE 49
IV-1 PRESENTATION 49
IV-1-1 Généralités sur la combustion Diesel 49
W-1-2 Caractéristiques du moteur utilisé 50
W-2 MISE EN PLACE DE L'ACCES OPTIQUE 51
W-3 PRESENTATION DE MESURES TYPES 55
IV-4 ENCRASSEMENT ET VIEiLLISSEMENT DE L'ACCES
OPTIQUE 57
W-5 DISPERSION CYCLIQUE 59
W-6 CARACTERISTIQUES DE LA FLAMME OBSERVEE EN
FONCTION DES PARAMETRES DE FONCTIONNEMENT DU
MOTEUR 66
W-6-1 Délais d'apparition du signal 67
W-6-2 Température 70
W-6-3 Part occupée par la fiamme dans la zone de visée 73
W-6-4 Fraction volumique des suies 76
W-7 ANALYSE PYROMETRIQUE DU FONCTIONNEMENT A
PLEiNE CHARGE DU MOTEUR 79
IV-8 CONCLUSION 90
V APPLICATION DES RESULTATS DE LA MESURE DE
TEMPERATURE A L'ETUDE DE LA FORMATION DES
OXYDES D'AZOTE 92
V-1 PRESENTATION 92
V-2 PROCESSUS DE FORMATION DES OXYDES D'AZOTE 92
V-3 UTILISATION D'UN MODELE SIMPLE DE FORMATION DES
"NO THERMIQUES" 93
V-4 COMPARMSON AVEC LES MESURES REALISEES A
L'ECHAPPEMENT 97
V-5 CONCLUSION 99
VI CONCLUSION GENERALE loo
REFERENCES BIBLIOGRAPHIQUES 103
ANNEXES 108
i DEFINITIONS ET RAPPEL DE LOIS DU RAYONNEMENT
THERrvHQUE [27,49,5 1] 108
2 INTERACTION ENTRE UNE ONDE ELECTROMAGNETIQUE
ET UNE SPHERE, THEORIE DE RAYLEIGH, PROPRIETES
OPTIQUES DES SUTES 114
3 CARACTERISTIQUES TECHNIQUES DU PYROMETRE 119
4 ALGORITHME DE RESOLUTION DES SYSTEMES
D'EQUATIONS 121
5 CARACTERISTIQUES DU BANC D'ESSAI [52] 126
Matériels fixes 126
Matériels mobiles: 126
6 CARACTERISTIQUES DU MOTEUR UTILISE 127
7 PRINCIPAUX POINTS DE MESURE ET RESULTATS 131
NOTATIONS UTILISEES
A second coefficient d'étalonnage du pyromètre (V)
C : vitesse de propagation des ondes électromagnétiques dans un
milieu (mis)
C1 premier coefficient de la loi de Planck (3,742 10-8 Wj.im4/m2)
C2 second coefficient de la loi de Planck (14338 p.mK)
: section efficace d'extinction des particules (m2)
d : diamètre des particules de suie (m)
D : débit d'air du moteur (normaux m3/s)
e charge de l'électron (C)
F coefficient dépendant des propriétés radiatives des suies à la
longueur d'onde ? (-)
Fyi : fraction volumique des suies sur la longueur de visée
(épaisseur optique du nuage de particules) (m)
g : masse de combustible brûlé par coup (kg)
h constante de Planck (6,6255 10 Js)
I intensité du rayonnement (W/sr)
k : coefficient d'extinction, partie imaginaire de l'indice complexe
de réfraction m (-)
k : constante de Boltzmann (1,3 805 10.23 J/K)
K : coefficient de transmission de l'accès optique et de présence
de fiamme (sr')
K : coefficient d'extinction d'un nuage de particules (m')
K : premier coefficient d'étalonnage (kW/m2imV)
1 longueur de visée (m)
Lx : luminance monochromatique à la longueur d'onde ?j
2
(W/m2.tm sr)
m : indice complexe de réfraction (-)
m : masse de l'électron (kg)
: exitance monochromatique à la longueur d'onde Xj
(W/m2 tm)
M : masse du constituant X (kg)
n : indice de réfraction (-)
N : nombre de particules par unité de volume (rn-3)
NOppm : concentration de NO (ppm)
R : constante des gaz parfaits (8,31 J/Kmol)
T : température (K)
t temps (s)
Vol : volume de la chambre de combustion (m3)
V : signal issu de la chaîne de mesure i (V)
volume de la zone de réaction (m3)
a paramètre de taille (-)
émissivité monochromatique (-)
permittivité du vide (F/rn)
flux rayonné (W)
longueur d'onde (im)
O angle vilebrequin (degrés d'angle)
E : quantité calculée relative à la concentration de NO (ppm)
régime de rotation (tr/mn)
pulsation (s-')
angle solide (sr)
somme sur un cycle moteur (-)
[-J concentration instantanée (mol/cm3)
(-) : concentration à l'équilibre (mol/cm3)
3
indices inférieurs
O dans le vide
a : absorbtion
c de couleur
d : diffusion
ext : extinction
i : numéro de la chaîne de mesure
indices supérieurs
o pour le corps noir
Ox : suivant la direction Ox
-4
LISTE DES FIGURES
Figure Titre Page
11.1 Composants de l'indice complexe de réfraction des suies en fonctionde la longueur d'onde et de la température. 17
11.2 Fonction F/A. en fonction de la longueur d'onde et de la température. 17
11.3 Emissivités monochromatiques des suies pour Fyi = 0,1 pm etdifférentes températures. 18
11.4 Emissivités monochromatiques des suies pour différentes quantitésde suies en fonction de la longueur d'onde. 19
111.1 Emissivités monochromatiques d'un nuage de suies en fonction deson épaisseur optique. 24
111.2 Schéma de principe des chaînes de mesure 26
111.3 Schéma de principe du système STIMAX. 28
ffl.4 Schéma des chaînes de mesure 30
111.5 Schéma de visée du four corps noir. 32
ffl.6 Exemple de données d'étalonnage: signal émis par la source étalonen fonction du signal de sortie d'une voie de mesure. 33
111.7 Exemple de courbes d'étalonnage normalisées 34
ffl.8 Schéma de principe du banc d'étalonnage dynamique. 36
111.9 Exemple de relevé de la réponse d'une chaîne de mesure. 36
111.10 Temps de réponse à 90% d'une chaîne de mesure en fonction del'inverse de la vitesse de rotation du chopper 37
IV. i Schéma du fourreau d'adaptation du système de mesure sur lemoteur 53
IV.2 Tête de piston et zone de visée, vue en coupe (échelle arbitraire) 54
IV.3 Piston et zone de visée, vue de dessus (échelle arbitraire) 55
IV.4 Signaux de mesure types 56
IV.5 Pertes de signal dues à l'encrassement en fonction du temps 58
IV.6 Températures instantanées pour 10 cycles individuels successifs 60
IV.7 Températures instantanées moyennées sur différents nombres decycles individuels successifs (pleine échelle) 61
IV. 8 Températures Instantanées moyennées sur différents nombres decycles individuels successifs (échelle réduite) 62
IV.9 Températures moyennées sur 30 cycles individuels, influence duchoix des cycles 62
IV. i O Températures instantanées pour des données moyennées surdifférents nombres de cycles individuels successifs (pleine échelle) 63
IV. 11 Températures instantanées pour des données moyennées surdifférents nombres de cycles individuels successifs (échelle réduite). 63
IV. 12 Températures pour des données moyennées sur 30 cyclesindividuels, influence du choix des cycles. 64
IV. 13 Rapports d'exitances monochromatiques en fonction de latempérature. 65
IV. 14 Comparaison des délais en degrés vilebrequin obtenus à l'aide dusignal de pression et des signaux lumineux. 68
IV. 15 Comparaison des délais en temps obtenus à l'aide du signal depression et des signaux lumineux. 69
IV. 16 Exemple de températures instantanées calculées. 70
IV. 17 Températures instantanées maximales suivant le couple, à 1800tr/mn. 71
IV. 18 Températures instantanées maximales suivant le couple, à 1170tr/mn. 71
W. 19 Températures instantanées maximales suivant le régime, à 1500 Nm. 71
IV.20 Températures instantanées maximales suivant le régime, à 1700 Nm. 71
IV.21 Températures instantanées maximales mesurées en fonction ducouple à différents régimes. 72
IV.22 Exemple de coefficients K instantanés calculés 74
W.23 Rapport des valeurs instantanées du coefficient K pour deux pointsde fonctionnement du moteur identiques et deux encrassements duhublot différents. 75
IV.24 Rapport des tensions instantanées pour deux points defonctionnement du moteur identiques et deux encrassements duhublot différents. 76
IV.25 Exemple de fractions volumiques instantanées calculées 77
IV.26 Comparaison des fractions volumiques moyennes représentée parFv/K dans la zone de visée à régime constant et couple variable 78
IV.27 Comparaison des fractions volumiques moyennes représentée parFvIK dans la zone de visée à couple constant et régime variable. 79
IV.28 Températures instantanées maximales pour des points defonctionnement du moteur à pleine charge. 87
IV.29 Pressions instantanées maximales pour des points defonctionnement du moteur à pleine charge. 88
IV.30 Comparaison des résultats de températures instantanées (décalés)des points de fonctionnement à pleine charge 89
V.1 E et (unités arbitraires), pour * 1800 et 1170 tr/mn, 100% de
charge. 97
V.2 Comparaison entre les mesures de [NO)j et les calculscorrespondants, de 1800 à 1000 tr/mn et à 100% de charge 98
V.3 Comparaison entre les mesures de [NO,J et les calculscorrespondants, de 1800 à 800 tr/mn et à 75% de charge 98
V.4 Comparaison entre ppm mesurées et calculées, de 1800 à 800 tr/mn 99
A. 1.1 Spectre des ondes électromagnétiques [49] 108
A.2. i Géométrie théorique de la diffusion de la lumière [3] 114
A.3.1 Bandes passantes des voies du démultiplexeur STIMAX utilisé 119
A.3.2 Bande passante et caractéristiques des détecteurs au Germanium 120
A.3.3 Bande passante du quartz 120
A.4. i Exemple de résolution par approximations successives 122
A.4.2 Résolution graphique de G1 - G2 = O pour Fvl1 fixé 124
A.4.3 Résolution graphique de 01 - G2 = O pour Fvl1 fixé, de valeurélevée 124
i Schéma du moteur Baudouin 6M26 SR de face 128
A.6.2 Schéma du moteur Baudouin 6M26 SR de côté 129
A.6.3 Schéma du moteur Baudouin 6M26 SR de dos 130
i Tensions instantanées maximales pour les quatre voies suivantl'ordre chronologique de l'acquisition 133
7
LISTE DES TABLEAUX
Tableau Titre Page
11.1 Bandes d'émission des principaux gaz présents dans les produits decombustion [48]. 12
11.2 Ecarts relatifs sur n, k, et c pour une variation de 200 K. 19
111.1 Propriétés optiques et expression de I'émissivité monochromatiquedes suies aux longueurs d'onde choisies. 24
ffl.2 Exemple de coefficients d'étalonnage. 35
111.3 Températures de couleur pour une température réelle de 2000 K etFvl = 0,1 et 1,0 .tm 45
ffl.4 Sensibilité des résultats à une variation des paramètres d'étalonnage 47
A.2. i Coefficients des modèles de dispersion. 118
A.7. i Récapitulatif des points de mesure. 131
A.7.2 Récapitulatif des points de mesure pleine charge 132
8
I INTRODUCTION
Le 23 février 1893, ii y a loo ans, un brevet allemand était déposé par Rudolf
Diesel. Le moteur Diesel venait d'être inventé. Depuis la première réalisation pratique, 4 années
plus tard, il s'est facilement imposé en raison d'un rendement supérieur à celui des moteurs à
allumage commandé et à. l'utilisation d'un combustible relativement peu élaboré. Cependant, ce
type de moteur nécessite une construction plus robuste et un système d'injection d'une grande
sophistication, ce qui le rend plus onéreux.
La combustion Diesel est très hétérogène, sa fiamme est très éclairante et produit
différents polluants dont principalement des suies et des oxydes d'azote (NO). Ces polluants
constituent un problème d'actualité et les normes (européennes Euromot [2], ISO 8178,
japonaises, américaines, CIIvIAC), bien que non appliquées à tous les types de moteurs, tendent
à être de plus en plus sévères. Des systèmes de traitement des rejets à l'échappement ont été
développés mais ils entraînent un coût plus élevé et nécessitent un entretien important. Une
réduction conséquente des émissions passe par une meilleure compréhension des mécanismes
de formation des polluants et la réalisation de travaux axés aussi bien sur la technologie des
moteurs que sur la qualité des carburants.
Un grand nombre d'études ont été menées afin de mieux comprendre les
phénomènes qui se déroulent dans une chambre de combustion Diesel. Certaines utilisent des
modèles pouvant être très complexes et très élaborés [31, 54, 56] mais des mesures
expérimentales sont toujours nécessaires, tout au moins pour valider les modèles. Les
conditions à l'intérieur de la chambre de combustion (températures et pressions élevées,
rapidité des phénomènes) sont telles que seules des méthodes de mesure optiques permettent
d'obtenir des résultats significatifs. Cependant, la plupart des travaux sont réalisés sur des
moteurs modifiés ou capables de fonctionner pendant un laps de temps réduit [26, 37, 47, 48].
9
L'évolution des technologies de pyrométrie (fibres optiques, détecteurs. . .) permet maintenant
de réaliser des études sur des moteurs en fonctionnement normal aussi bien à injection indirecte
[551 que directe. De même, parmi les méthodes optiques d'investigation, on remarque le
développement croissant des techniques basées sur l'utilisation du laser (diffusion Rayleigh,
diffusion Raman spontanée, diffusion Raman anti Stokes cohérente : DRASC) [9, 36] ou de la
cinématographie rapide. Mais ces techniques restent du domaine du laboratoire et nécessitent
des accès optiques importants dans la chambre de combustion. Chaque méthode de mesure
peut être caractérisée par sa résolution spatiale (volume minimal mesurable, intégration sur la
ligne de visée) et sa résolution temporelle (temps de réponse).
Nous présentons des travaux réalisés en collaboration entre FECOLE CENTRALE
DE LYON et lECOLE SUPERIEURE D'INGENIEURS DE MARSEILLE qui utilisent des
mesures pyrométriques pratiquées dans la chambre de combustion d'un moteur Diesel
industriel à injection directe en fonctionnement normal. Elles permettent d'obtenir, à l'aide de la
théorie de la diffi.ision de la lumière de Rayleigh, les températures instantanées des suies et leur
concentration. La méthode de mesure ne nécessite qu'un accès optique réduit car elle utilise le
rayonnement émis par les particules de suie. Le domaine spectral choisi pour cette étude est le
proche infrarouge, avec des longueurs d'onde qui permettent de s'afivanchir du rayonnement
des gaz produits par la combustion et de réaliser des mesures jusqu'à l'ouverture des soupapes
d'échappement du moteur.
Notre démarche repose principalement sur la mesure expérimentale directe, par
opposition aux modèles thermodynamiques qui permettent de rétablir à tout instant les
conditions régnant dans la chambre de combustion [57].
La méthode de mesure que nous allons développer dans cette thèse est basée sur le
rayonnement thermique du nuage de particules. Nous commencerons donc le travail par une
courte analyse de cette émission, en particulier à travers les résultats classiques de la théorie de
Rayleigh et des travaux de Mie. Ceci nous conduit à choisir les plages de longueur d'onde à
étudier, et donc, les technologies à mettre en oeuvre. Un des points pratiques important
examiné dans notre étude est l'encrassement et l'évolution de la transparence de l'accès optique
à la zone de combustion. Un de nos objectifs est de pouvoir effectuer des mesures dans un
- lo -
moteur réel, n'ayant subi que des modifications mineures par rapport à son fonctionnement
normal : il est donc important pour cela de réaliser les mesures en continu, sans démontage et
nettoyage fréquent de l'accès optique et en n'utilisant qu'un étalonnage initial.
L'utilisation d'une pyrométrie polychromatique n'a pas pour seule ambition la
mesure de la température apparente de la fiamme. Les théories de diffusion permettent en
particulier de retrouver des paramètres importants qui sont le diamètre moyen des particules et
leur densité dans la zone observée. Pour ce qui concerne la taille des particules, nous
constaterons que la précision requise et la fréquence des étalonnages nécessaires, ne sont pas
vraiment compatibles avec les objectifs de mesure en continu et dans des conditions
industrielles, telles que nous nous les sommes fixés. Les quantités de suies, au contraire, sont
accessibles en continu, en valeur instantanée tout au long du cycle de combustion, et
permettent d'analyser clairement la dynamique des phénomènes de formation et de
recombustion des particules selon les points de fonctionnement du moteur.
Une seconde analyse utile pour une meilleure connaissance de la formation des
polluants (et de ce fait, des voies possibles pour mieux la maîtriser) concerne les oxydes
d'azote, dont l'élimination est sans doute la plus délicate. Nous proposons dans le cours de
l'étude une modélisation simple de la genèse des oxydes d'azote, selon un processus dit
"thermique", à partir de l'excursion de température de la fiamme. Ce genre de travaux rejoint
diverses analyses antérieures du même type, avec cette différence que les températures utilisées
sont expérimentales et non rétablies de manière thermodynamique indirecte par des méthodes
dont le résultat dépend largement du "zonage" de la fiamme Diesel et de son environnement
qui sont très hétérogènes par nature.
Nous espérons ouvrir, par notre démarche, une voie intéressante pour la conduite
des moteurs en temps réel, la meilleure compréhension et l'optimisation de la combustion, de
l'injection ou de la géométrie des chambres de combustion, ainsi que pour la "dépollution" des
moteurs Diesel nécessaire pour satisfaire aux normes.
II PROPRIETES OPTIQUES DES FLAMMES
DIESEL
II-1 PRESENTATION
Les flammes contenant des particules de suie sont fréquentes dans les processus
industriels notamment dans les moteurs Diesel. Le rayonnement issu de telles flammes est
essentiellement d'origine thermique et généré par les produits de combustion. Ces derniers sont
composés de gaz tels que la vapeur d'eau ou le dioxyde de carbone et de particules de suie. Les
spectres d'émission de ces éléments sont très différents ils sont soit formés de bandes pour les
gaz, soit continus pour les particules de suies [21, 24]. La part due à des processus autres que
thermiques, tels que la chimiluminescence, est négligeable dans le domaine spectral où nous
choisissons de nous placer (proche infrarouge).
Les gaz et les particules présents dans les produits de combustion sont supposés en
équilibre thermique comme le montrent Y. Matsui et al. [38], par l'étude des équations
d'équilibre thermique des particules (temps de réponse de la suie à. une variation de la
température des gaz de l'ordre de 1O- s).
Nous présentons rapidement le rayonnement thermique des produits de combustion
d'une fiamme Diesel et nous nous intéressons aux propriétés radiatives des nuages de particules
de suie pour déterminer leurs caractéristiques dans le domaine de longueurs d'onde que nous
avons choisi (le proche infrarouge) et obtenir une expression analytique de leurs émissivités
monochromatiques. Les propriétés radiatives monochromatiques des suies seront supposées
indépendantes de la direction (sources à émission isotrope) pour notre étude. Les principales
définitions et lois utilisées ici sont rappelées à l'annexe 1.
- 12 -
II-2 RAYONNEMENT D'UNE FLAMME DIESEL
Le rayonnement monochromatique d'un corps réel à la température T, observé
dans une direction donnée, est déterminé par la loi de Planck [27, 49, 511 pondérée par
Pémissivité directionnelle du corps qui représente sa capacité à émettre dans cette direction par
rapport au corps noir idéal (annexe 1). Si nous supposons que la direction du rayonnement n'a
pas d'influence sur les propriétés radiatives du corps (loi de Lambert), nous pouvons
déterminer la luminance monochromatique selon l'expression suivante:
L(T) = cL(T)
où: L'(T) - C1est la luminance monochromatique du corps noir.
it (exp() - i)
Les gaz présents dans les produits de combustion et sources de rayonnement dans
le domaine spectral que nous considérons (l'infrarouge) sont le dioxyde de carbone (CO2) et la
vapeur d'eau (H20). Les bandes d'émission de ces deux molécules, pour la plage de
rayonnement située dans l'infrarouge, sont données dans le tableau 11.1. Leur hauteur et leur
étendue sont variables et peuvent être calculées [48].
tableau 11.1 : Bandes d'émission des principaux gaz présents dans les
produits de combustion [48].
La part du rayonnement total émise par ces gaz peut alors faire l'objet de modèles
utilisés pour quantifier les échanges radiatifs dans les chambres de combustion [48]. Pour notre
étude, nous décidons d'utiliser des plages de longueur d'onde situées en dehors de ces bandes
afin de ne conserver que le rayonnement des suies.
Gaz longueur d'onde centrale (pm)
CO2 1,9 2,7 4,3 9,4 10,4 15
1,38 1,87 2,7 6,3 20
- 13 -
Les suies possèdent quant à elles un spectre continu en fonction de la longueur
d'onde. Ainsi, il est possible de réaliser des mesures pyrométriques basées sur l'évaluation de
leurs émissivités monochromatiques pour différentes longueurs d'onde. Il est nécessaire, pour
cela de réaliser des hypothèses sur les propriétés radiatives des suies et d'utiliser des modèles
appropriés.
II-3 EMISSIVITE MONOCHROMATIQUE DES SUIES
Les émissivités monochromatiques des suies présentes dans une fiamme peuvent
être décrites à. l'aide de différentes corrélations. Certaines, empiriques, reposent sur l'expérience
et doivent être utilisées avec certaines restrictions alors que d'autres s'appuient sur des bases
théoriques et permettent d'obtenir des résultats plus rigoureux. Toutes cependant font
intervenir différentes caractéristiques des particules ou du nuage considéré. Les hypothèses et
le choix d'une corrélation vont déterminer les mesures nécessaires ainsi que leur exploitation et
donc les résultats obtenus.
Considérons un faisceau collimaté qui traverse un milieu absorbant et diffusant, tel
qu'un nuage de particules ; il est atténué d'une part par diffusion dans les directions autres que
celle du faisceau incident et d'autre part par absorption. Sur de petites distances, pour un
faisceau monochromatique, cette atténuation est proportionnelle à la distance 1 [27, 51] et
s'écrit:
dL - "extL
OÙ Ke, est appelé coefficient d'extinction.
L'absorptivité monochromatique est obtenue par l'intégration de cette équation et
la loi de Kirchhoff permet d'obtenir l'émissivité monochromatique:
(11.2)
a =a =1exp(-Ke,l) (11.3)
(Kle,. =1exp-
-14-
Le coefficient d'extinction est souvent rapporté au nombre de particules de suies
par unité de volume (N), ce qui permet de définir la section efficace d'extinction d'un nuage de
particules : Ce,Ket C'est généralement cette quantité qui fait l'objet de modèles, soit
empiriques, soit basés sur la théorie des ondes électromagnétiques.
Formulation empirique : L'expérience permet d'exprimer le coefficient d'extinction
cfun nuage de particules par une relation empirique dépendant de la quantité de suies présentes
dans la flamme [38, 39, 51]. L'émissivité monochromatique s'écrit alors:
(11.4)
Le coefficient est supposé connu et constant sur une plage de longueur d'onde
donnée, ce qui permet d'obtenir, à l'aide de deux mesures réalisées à des longueurs d'ondes
différentes, la quantité et la température des suies observées. La valeur de ce coefficient ainsi
que l'expression du coefficient K, issues de la relation 11.4, varient suivant les auteurs, ce qui
influencent de ce fait les résultats.
Ces formulations restent basées sur des mesures expérimentales et doivent donc
être utilisées en tenant compte des conditions dans lesquelles elles ont été réalisées.
Théorie électromagnétique : Une autre façon de déterminer l'émissivité d'un nuage
de particules de suie est d'utiliser les relations décrivant l'interaction entre une onde
électromagnétique, telle que le rayonnement thermique, et une sphère de petite taille qui
permettent d'exprimer la section efficace d'extinction d'une particule comme étant la somme
d'une section efficace d'absorption et d'une section efficace de diffusion. Mie [21, 27, 511 a
proposé pour cela des solutions aux équations de Maxwell mais elles restent difficiles à mettre
en oeuvre. Dans le cas de particules sphériques dont la taille reste petite devant la longueur
d'onde (dJ?. < 0,1), les solutions proposées peuvent être exprimées par la théorie de Rayleigh
(annexe 2). Nous obtenons ainsi l'expression de la section efficace d'absorption suivante:
24 nkicd2
Ca=(n2_k2+2)2+4n2k2
- 15 -
(11.5)
Si nous utilisons l'hypothèse des sphères de petite taille, la section efficace de
diffusion est négligeable par rapport à la section d'absorption. De ce fait, le coefficient
d'extinction ne tient compte que de cette dernière. En effet, le rapport de ces deux sections est
proportionnel à()3
pour la suie. Le diamètre moyen des particules de suie observées durant
la combustion Diesel lors de différents travaux, est de l'ordre 40 tim mais, souvent, des
agrégats se forment et engendrent des dimensions de 150 à 200 tim [37]. Ceci impose
l'utilisation de longueurs d'onde supérieures à 1 J.tm. Néanmoins, les erreurs commises sur les
résultats par rapport à l'utilisation de la théorie de Mie pour des longueurs d'onde choisies dans
le visible restent négligeables comme le montrent différentes études [38, 48]. Ces erreurs sont
d'autant plus négligeables que nous travaillerons, pour notre étude, dans le domaine infrarouge
où les longueurs d'onde sont plus élevées.
Les coefficients n et k qui apparaissent dans l'expression 11.5 sont respectivement
les parties réelle et imaginaire de l'indice complexe de réfraction des particules de suie, Si nous
utilisons cette équation pour exprimer l'émissivité d'un nuage de particules, et si nous
introduisons la fraction volumique des particules de suie Fv obtenue en supposant que la taille
des particules peut être représentée par un diamètre unique, nous obtenons l'expression
suivante:
8,L =1-exp
rFvl 36irnk
(n2_k2+2)2+4n2k2(11.6)
- 16 -
Il est important de noter que nous avons supposé dans l'équation 11.2, qu'il n'y a
pas de terme source dans le milieu considéré. Cet aspect sera discuté dans la partie suivante,
lors de la mise en place du système de mesure sur une fiamme Diesel. Comme l'observe H.
Mahjoubi [37], de telles flammes présentent des concentrations de suies qui restent inférieures
à des valeurs limites (environ Fv=0,04 pour des particules de diamètre 0,2 j.tm) au delà
desquelles l'interaction entre particules ne peut plus être négligée. Nous supposerons donc que
ce phénomène est sans influence dans notre étude (les valeurs maximales de Fv que nous
observerons sont de l'ordre de 0,000 1).
Finalement, en regroupant les termes contenant n et k, l'expression 11.6 peut être
mise sous la forme suivante:
c =1-exP[_ 36FvlFl) (11.7)
L'indice complexe de réfraction, m = n - ik, fait l'objet de modèles de dispersion. Il
est calculé à l'aide de corrélations telles que celles de Lee et Tien (annexe 2) que nous
utiliserons. Les composantes de m, n et k, dépendent de la longueur d'onde choisie et de la
température des suies.
Il est intéressant d'étudier la dépendance du termeFn, k)
par rapport à ces deux
paramètres. Tout d'abord, la figure 11.1 représente les variations des coefficients n et k sur un
domaine de longueurs d'onde qui couvre le visible et une partie de l'infrarouge. Les
températures utilisées sont celles fréquemment observées dans les chambres de combustion
Diesel [5] et les valeurs de n et k sont calculées par les relations données en annexe 2. Les
coefficients, n et k, sont présentés pour des longueurs d'onde pouvant être inférieures à i tm
bien que dans ce domaine la théorie de Rayleigh s'écarte de celle de Mie car la condition sur la
taille des particules (dJ?.<0, 1) est difficilement satisfaite.
- 17 -
3
2
0
2.5 -
longueur d'onde (j.tm)
0 1 2 3 4 5
n(2400K)
n(2200K)
A n(2000K)
-*:----- n(1800K)
k(2400K)
k(2200K)
A k(2000K)
K- k(1800K)
Figure 11.1: Composants de l'indice complexe de réfraction des suies en
fonction de la longueur d'onde et de la température.
0.12 -
0.1-
0.08 -
0.06 -
î0.04 -
0.02 -
o
° 2400K
2200K
2000K
-)K- 1800 K
d'onde (tm)longueur
0 1 2 3 4 5
Figure 11.2 Fonction FIX en fonction de la longueur d'onde et de la température.
1.5 -
0.5 -
18 -
La figure 11.2 est aussi représentative du coefficient d'extinction d'un nuage de
particules au facteur -36itFvl près. Ces courbes sont proches des valeurs expérimentales
observées [24], et les émissivités correspondantes sont représentées par la figure 11.3 pour
Fvl=O,1 .tm.
1-0.9 -0.8 -
0.7 -
0.6 -
0.5 -
0.4 -
0.3 -
0.2 -
0.1 -
o
O
longueur d'onde (j.tm)
° eps(2400 K)
° eps(2200 K)
eps(2000 K)
eps(1 800 K)
Figure 11.3 : Emissivités monochromatiques des suies pour Fvl = 0,1 .tm et
différentes températures.
Nous observons que I'émissivité monochromatique d'un nuage de suies n'est que
très faiblement dépendante de la température prise en compte pour le calcul des indices
complexes de réfraction (Figure 11.3). Pour une température de 2000 K, si nous considérons
une variation de 200 K, nous constatons les écarts suivants:
i 2 3 4 5
- 19 -
Tableau 11.2 : Ecarts relatifs sur n, k, et c pour une variation de 200 K.
Les écarts ainsi calculés ne dépassent pas 2 % pour la valeur de l'émissivité. Nous
décidons donc d'ignorer ces variations et d'utiliser une température constante et qui tient
compte des valeurs moyennes observées dans des études précédentes [5, 31, 37, 38, 39, 43,
47, 48, 54 et lors de nos mesures. Nous choisissons de prendre 2000 K qui est une valeur
représentative de la combustion Diesel.
Observons maintenant la sensibilité de l'émissivité à la quantité de suies présente et
caractérisée par le produit FyI (les calculs sont effectués pour T = 2000 K).
0.9 -C
0.8 -
0.7 -
0.6 -
0.5 -0.4 -
0.3 -
0.2 -0.1 -
O
o
- ..-. .-.-... ..(
longueur d'onde (am)
2
FvI= 0.1 pm
Fv1 0.2 pm
Fvk 0.3 pm
X Fv1 0.4 pm
FvI= 0.5 pm
FvI= 0.6 pm
o
5
Figure 11.4 : Emissivités monochromatiques des suies pour différentes
quantités de suies en fonction de la longueur d'onde.
1 2 3 4
in/n (%) -0,11 0,16 0,64 0,97
Ak/k (%) 0,62 2,64 2,69 2,44
Ac/c (%) 0,64 1,60 0,44 -0,61
43
- 20 -
Nous observons que les variations de l'émissivité monochromatique en fonction de
FyI sont grandement supérieures à celles observées en fonction de la température.
Il-4 CONCLUSION
En utilisant la théorie de Rayleigh pour des particules de petite taille par rapport à
Ia longueur d'onde considérée et en réalisant certaines hypothèses (particules sphériques de
diamètre uniforme et sans interaction les unes sur les autres), nous obtenons une expression
analytique de l'émissivité monochromatique d'un nuage de particules de suie. Nous supposons,
pour nos calculs, que les particules possèdent des propriétés radiatives monochromatiques
indépendantes de la direction d'observation. Ces différents choix sont admis et ne seront pas
discutés lors de cette étude.
L'étude de sensibilité de l'expression obtenue montre une forte dépendance de
rémissivité monochromatique par rapport à la quantité de particules observée alors que la
température, prise en compte pour le calcul de l'indice complexe de réfraction par la corrélation
de Le et Tien [32], influence peu le résultat et sera considérée comme constante lors de nos
applications.
III PYROMETRIE DES FLAMMES DIESEL
ifi-i PRESENTATION
Les caractéristiques de la combustion Diesel nécessitent une grande étanchéité des
chambres de combustion, ce qui pose d'importants problèmes pour la mise en place d'accès
optiques directs. L'implantation de tels accès sur des moteurs industriels n'est pas chose facile
et un grand nombre d'études sont menées sur des moteurs qui sont modifiés.
Le principe de la mesure impose en général le type et le nombre d'accès optiques
utilisés ; c'est pour cette raison que nous avons choisi d'utiliser le rayonnement émis par les
suies comme source lumineuse. Ce choix nous permet de n'utiliser qu'un seul accès optique à la
chambre de combustion. L'objectif de notre étude n'est pas d'obtenir des cartographies
complètes de la chambre de combustion pour des grandeurs telles que la température ou la
densité des suies présentes dans la fiamme mais de réaliser des mesures qui, tout en étant
locales, soient représentatives des phénomènes qui se déroulent dans l'ensemble de la chambre
de combustion. Notons toutefois, que des mesures réalisées sur l'ensemble de la chambre de
combustion existent mais seulement dans le cadre de travaux effectués sur des moteurs très
modifiés (moteurs "transparents").
Nous présentons, dans cette partie, les choix technologiques réalisés pour le
montage des chaînes de mesure qui sont ensuite étalonnées. Nous décrivons la démarche
permettant d'obtenir les grandeurs recherchées et analysons quelques facteurs qui jouent un
rôle important dans notre méthode de mesure. Nous introduisons notamment une nouvelle
variable, appelée coefficient K, qui, comme nous le verrons, nous permet de réaliser des
mesures malgré l'altération des signaux, principalement due à l'encrassement de l'accès optique
sur le moteur, et donne de précieux renseignements quant au déroulement de la combustion.
-21-
- 22 -
ffl-2 CHOIX DU NOMBRE ET DU DOMAINE DES LONGUEURS D'ONDE DE
L'ETUDE
Le but de notre étude est de réaliser des mesures pyrométriques capables de fournir
des renseignements précis sur les phénomènes qui se déroulent lors de la combustion. Pour
cela nous désirons connaître d'une part la température de la fiamme et d'autre part la quantité
de suies présentes dans la zone observée. La connaissance du diamètre moyen des particules
peut être envisagée par l'utilisation des résultats de la théorie de Mie [6] mais l'application de
cette méthode avec un appareillage fixe sur un moteur industriel se heurte à d'importants
problèmes de précision.
Au premier abord, il semble qu'une méthode dite "à deux couleurs" dans le
domaine de Rayleigh permette d'obtenir la température (T) et la quantité de suies (Fvl) avec
seulement deux équations. En fait, ceci n'est pas suffisant. Il n'est pas certain que la fiamme
occupe la totalité de la zone de visée, surtout durant le début de la combustion [38]. Afin de
prendre en compte cet aspect, nous utilisons un troisième paramètre K qui pondère les mesures
et peut être appelé coefficient de présence de fiamme Ce coefficient, dont une partie de notre
étude analysera les valeurs, rend compte également d'autres phénomènes et principalement de
l'opacification évolutive du hublot au cours des séquences de fonctionnement moteur.
Finalement, nous devons réaliser des mesures sur trois longueurs d'onde différentes pour
obtenir, à chaque instant, les valeurs de la température, de la quantité de particules de suie et
de ce coefficient.
La combustion dans les moteurs Diesel est un phénomène rapide qui produit un
rayonnement important pendant seulement quelques dizaines de degrés vilebrequin, soit
quelques millisecondes pour un régime de rotation de 2000 tr/mn. Pour pouvoir réaliser des
mesures le plus tard possible dans le cycle moteur (jusqu'à l'ouverture des soupapes
d'échappement par exemple) nous devons choisir des longueurs d'onde le plus proche possible
de celle de rayonnement maximal (loi de Wien annexe 2). L'amplitude des températures à
couvrir entre le maximum atteint au cours de la combustion (proche de 2400 K, soit un
maximum d'émission autour de 1,2 .tm) et les stades terminaux du cycle (environ 1500 K, soit
- 23 -
un maximum vers 2 tim, comme le confirmeront nos mesures) désigne tout naturellement la
bande du proche infrarouge, de i à 2 sim.
Enfin, nous devons aussi éviter les bandes d'émission des molécules de gaz
présentes dans la chambre de combustion afin de ne recueillir que le rayonnement des suies. De
plus, les écarts entre les longueurs d'onde vont influencer, comme nous le verrons plus loin, la
précision avec laquelle la quantité de suie sera obtenue.
Compte tenu de ces contraintes, le compromis retenu au début de cette étude est
constitué par les longueurs d'onde suivantes: 1,00 tm, 1,25 .tm, 1,50 j.tm et 1,75 jim. La seule
bande d'émission des molécules de gaz qui se trouve proche de ces longueurs d'onde est celle
de H20 centrée sur 1,38 j.tm. Pour les conditions présentes dans la chambre de combustion
d'un moteur Diesel, elle s'étend sur une plage allant, environ, de 1,33 à 1,43 tm [48], et la
valeur maximale de l'émissivité monochromatique est inférieure à 0,1. En reportant ces valeurs
sur les courbes des bandes passantes du système de filtrage que nous utilisons (annexe 3) et qui
sera présenté plus loin, on observe que les gaz n'influencent pas les mesures.
L'utilisation de quatre longueurs d'onde correspondait à la nécessité de préserver
une possibilité de choix ou de vérifier l'influence de l'écart des longueurs d'onde sur le résultat
mesuré, voire de réaliser des contrôles par permutation, mais une voie de mesure s'est avérée
défectueuse lors de nos mesures, ce qui ne nous a pas permis de faire de telles études.
Il est maintenant utile de faire quelques remarques sur le comportement
chromatique du nuage de suies dans le domaine utilisé. Pour le calcul des paramètres du
modèle d'émissivité du nuage de particules, nous utilisons l'indice complexe de réfraction des
suies de Lee et Tien (annexe 2, [32]) obtenu pour une température que nous choisissons
constante et égale à 2000 K (voir II-3). Les résultats obtenus sont regroupés dans le tableau
ffl.1.
- 24 -
Tableau 111.1: Propriétés optiques et expression de l'émissivité monochromatique
des suies aux longueurs d'onde choisies.
Les émissivités monochromatiques aux longueurs d'onde choisies sont représentées
par la figure ifi. i en fonction de la quantité de suies présentes.
Figure III. 1 : Emissivités monochromatiques d'un nuage de suies en
fonction de son épaisseur optique.
? (tm) n k F/ Qtm1)
1,00098 1,8567 0,5330 0,03248 iexp(-3,673Fv1)
1,25075 1,8638 0,6106 0,02916 1exp(-3,298Fv1)
1,49741 1,8880 0,7009 0,02699 1exp( 3,052Fvl)
1,74732 1,9261 0,7931 0,02487 1exp(-2,813Fv1)
- 25 -
Nous pouvons dès à présent faire quelques remarques. Tout d'abord, les
émissivités varient peu en fonction de la quantité de suies lorsque cette dernière est importante.
La précision des résultats pour des valeurs de Fvl élevées sera donc moindre que celle obtenue
pour des flammes peu chargées en suie. Enfin, nous voyons apparaître l'effet du choix de l'écart
entre les longueurs d'onde. Plus celui-ci est élevé et plus les émissivités monochromatiques
vont s'écarter les unes des autres et de ce fait, la précision des mesures aura une moindre
influence sur les résultats car la méthode de calcul que nous employons est basée, comme nous
le verrons, sur le rapport des exitances monochromatiques et donc, en partie, sur le rapport des
émissivités.
m-3 DESCRIPTION DES CHAINES DE MESURE ET DU SYSTEME
D'ACQUISITION
Nous présentons les différentes parties des chaînes de mesure : le filtrage en
longueur d'onde du signal lumineux extrait de la chambre de combustion, la transformation en
signaux électriques des rayonnements monochromatiques puis le stockage. Chaque partie
possède un facteur de transmission et un temps de réponse. Après leur assemblage, le facteur
de transmission global sera le produit de tous alors que le temps de réponse global sera au
moins égal à celui de l'élément rencontré le plus lent. Ces deux remarques sont valables en
théorie car en réalité, les différents éléments qui constituent les chaînes de mesure ne sont pas
sans effet les uns sur les autres. Les caractéristiques d'une chaîne complète doivent donc
obligatoirement être déterminées lors d'étalonnages réalisés avec tous les éléments en place.
Ceci est fait dans le sous-chapitre suivant. Pour l'instant nous étudions les fonctions et les
caractéristiques de chaque partie.
rséparation
filtrage
filtrage
filtrage
-26 -
21
23
détection *'
détection
détection
Figure ffi.2: Schéma de principe des chaînes de mesure.
La figure 111.2 représente schématiquement les chaînes de mesure. Dans la
description qui suit, nous passerons sur tout ce qui concerne la mise en place de la fibre
principale sur la culasse. Ce dispositif, qui permet d'extraire le signal lumineux de la chambre
de combustion, fait partie à la fois des chaînes de mesure et du moteur et sera examiné plus
tard.
ffl-3-1 Obtention des signaux monochromatiques
Cet ensemble doit réaliser deux opérations le filtrage en longueur d'onde du signal
principal et la séparation en quatre voies. Différentes possibilités techniques sont envisageables.
Le signal lumineux principal peut être recueilli et véhiculé par des systèmes de miroirs et de
lentilles mais ceux-ci sont d'utilisation difficile et présentent de gros problèmes en milieux
hostiles (poussières, vibrations, ...). La fibre optique est un moyen de transport de signal
optique qui ne craint pas ces problèmes. Elle est donc très bien adaptée pour réaliser des
mesures à proximité de moteurs. Les fibres optiques peuvent être utilisées soit seules, soit en
filtrage détection
zoi:
L)
- 27 -
faisceau de section et d'ouverture optique plus importantes. Une configuration en faisceau
permet de recueillir un signal beaucoup plus important mais l'encombrement est d'autant plus
grand et cela pose des problèmes de place. La séparation en différentes voies peut être faite
ensuite physiquement de manière aléatoire sur les brins.
Un premier montage, ainsi que des essais ont été réalisés avec un tel faisceau. Le
système de filtrage en longueur d'onde utilisé était constitué de filtres interférentiels. Le
système ainsi conçu a fait ressortir différents problèmes. D'une part la taille du faisceau de
fibres nécessite un accès plus large à la chambre de combustion et les modifications qui en
découlent, bien qu'étant mineures, peuvent écarter le moteur de son fonctionnement normal.
D'autre part, les systèmes optiques utilisés pour focaliser les signaux optiques issus des
faisceaux de fibres secondaires sur les détecteurs à travers les filtres interférentiels résistaient
mal aux conditions ambiantes. La stabilité thermique du système et des filtres interférentiels
eux-mêmes s'est avérée insuffisante.
Pour palier en partie à ces problèmes, une seconde option technique a été mise en
place l'emploi d'un démultiplexeur à réseau de diffraction déjà utilisé en pyrométrie [7] mais
dont la technologie a d'abord été développée par la société Jobin-Yvon pour le domaine des
télécommunications par fibre optique. Ce système présente l'avantage de réaliser les deux
opérations en même temps. II utilise un miroir concave et un réseau fixe qui distribue le signal
fourni par une unique fibre d'entrée sur des fibres de sortie dont les positions déterminent les
longueurs d'onde filtrées. Ce système est monobloc ce qui lui confère une très bonne stabilité
en température et un très bon comportement en ambiance sévère. Le trajet des rayons
lumineux ne sort pas du bloc principal et ne peut pas, par exemple, être altéré par des
poussières. En outre, le système est très compact (boîtier de dimensions réduites
13x1 8x85mm) et très robuste, ce qui constituera un avantage appréciable pour des applications
industrielles.
Miroir concave
- 28 -
Fibred'entrée
Fibresde sortie
Figure ffl.3 : Schéma de principe du système STIIMAX.
L'utilisation d'une seule fibre optique (diamètres de loo à 300 pm) facilite
grandement les accès à la zone de mesures et la transmission du signal des fibres de sortie aux
détecteurs peut être réalisée sans systèmes optiques et avec très peu de pertes car les fibres
peuvent être placées très près des cellules.
m-3-2 Système de détection et d'amplification
La bande spectrale choisie limite le choix du type de détecteur à utiliser. En plus de
sa bande passante, un détecteur est caractérisé par sa détectivité et le plus petit signal qu'il est
capable de détecter. Ces différents critères nous ont permis d'adopter l'utilisation de détecteurs
au Germanium pour les quatre voies (annexe 3). Leur surface active est choisie de façon à ce
que leur temps de réponse, qui est inversement proportionnel à celle-ci, ne soit pas trop élevé
et que la totalité du signal issu de la fibre optique soit utilisé. Les détecteurs au Germanium ont
¡e désavantage de produire un bruit important dépendant de la température du matériau
("courant thermique d'obscurité"). Pour minimiser cet effet nous avons choisi de maintenir les
détecteurs à température constante à l'aide d'un système de refroidissement utilisant des
modules à effet Peltier, De manière à rendre le bruit négligeable par rapport aux mesures,
même faibles, la température prévue était de -20 °C mais des fuites thermiques importantes sur
le montage et l'altération prématurée d'un des modules nous ont contraint à choisir des
- 29 -
températures légèrement plus élevées -15 OC, voire O °C pour des séries de mesures et des
étalonnages réalisés dans des conditions difficiles (températures extérieures élevées). Ceci est
pénalisant pour les mesures à faibles niveaux mais les signaux observés lors des essais gardent
une qualité suffisante et peuvent être exploités jusque tard dans la phase de combustion. La
température choisie doit être bien évidemment la même lors des mesures et de l'étalonnage
utilisé pour leur exploitation.
Les courants électriques issus des détecteurs, lors de nos mesures, sont de l'ordre
de quelques micro-ampères. Nous réalisons une première conversion de ces signaux par un
amplificateur spécialisé pour chaque voie avec un coefficient de 106 V/A pour obtenir des
mesures dans la plage 0-10 V. De tels amplificateurs ont un temps de réponse non négligeable
par rapport aux contraintes requises par la rapidité des phénomènes à analyser, et ce point sera
examiné attentivement.
Certains tests, réalisés sans signal incident, nous ont permis d'observer les tensions
de sortie pour différentes valeurs de la température des détecteurs et la sensibilité obtenue est
d'environ 0,5 mV par degré Kelvin. La stabilité de la température des détecteurs s'avère donc
être très importante pour la réalisation des mesures de niveaux faibles.
ffl-3-3 Système d'acquisition, post-traitement
Les signaux issus des chaînes de mesure sont ensuite stockés à l'aide d'une centrale
d'acquisition rapide ayant une capacité de dix voies et une fréquence d'échantillonnage pouvant
atteindre 200 kHz, ce qui est suffisant pour les études que nous réalisons [10, 11]. Lorsque les
mesures sont terminées, elles sont transférées vers le micro-ordinateur qui commande la
centrale pour être placées sur un support informatique qui est soit le disque dur, soit des
disquettes. Cette opération effectuée, l'acquisition d'un autre point de mesure peut alors être
engagée.
Les traitements des données sont réalisés par un logiciel fonctionnant sur micro-
ordinateur que nous avons développé afin de réaliser toutes les opérations dont nous avons
besoin telles que modifier des fichiers, effectuer les calculs et visualiser les résultats.
air comprimé-,(refroidissement)
fourreau
culassespéciale
démultiplexeur(STIMAX)
chambre decombustion
- 30 -
L'utilisation de petits systèmes informatiques a été choisie pour permettre une plus grande
mobilité des logiciels et des données.
fibre de silice 3OOtm
hublot quartz
cône de visée
Figure ffl.4: Schéma des chaînes de mesure.
Le montage complet des différents éléments des chaînes de mesure, lorsque celles-
ci sont en place sur un moteur, est représenté par la figure ffi.4. On remarque, placé dans la
culasse, un fourreau muni d'un hublot transparent permettant l'accès optique à la chambre de
combustion. Son inf'uence sera précisée lors de l'étude de la mise en place de l'accès optique.
Pour éviter toute détérioration de la fibre optique et de sa gaine, de l'air comprimé est envoyé
dans ce fourreau pour maintenir la température de ces éléments à un niveau acceptable.
détecteursgermanium -15°C
acquisition KRENZi mes./O.2°vil.
fr
ordinateurcontrôlestockage
-31-
m-4 ETALONNAGE, UTILISATION DE LA TROISIEME LONGUEUR D'ONDE
Pour pouvoir exploiter les mesures recueillies lors des acquisitions, nous devons
être capables d'une part, de déterminer à partir de celles-ci le rayonnement capté, et d'autre
part de savoir si les vitesses de variation des signaux mesurés sont représentatives de celles des
phénomènes observés.
Pour la première partie, nous déterminons les relations existantes entre les tensions
de sortie des chaînes de mesure et un signal incident étalon stable. Ces relations sont obtenues
à l'aide d'un montage particulier car le corps étalon ne peut émettre des flux aussi élevés que
ceux observés dans les chambres de combustion. Les signaux ainsi recueillis diffèrent de ceux
obtenus dans la configuration de mesure mais ils leur restent proportionnels. L'étalonnage
statique est donc réalisé à un facteur multiplicatif près qui sera intégré dans le coefficient K lors
des mesures. Cet aspect sera discuté plus loin, au paragraphe ffi.5.
Pour la seconde partie, nous examinons les réponses des chaînes de mesure à des
variations rapides du signal lumineux incident. Cela nous permet d'obtenir leurs temps de
réponse et, en les comparant aux variations des signaux de mesure, de savoir si le système de
mesure est suffisamment rapide pour notre application.
m-4-1 Réponses statiques
Chacun des éléments présents dans les chaînes de mesure produit théoriquement
une réponse qui est proportionnelle au signal reçu. Les chaînes complètes ont donc le même
comportement. Il nous faut déterminer les quatre relations de proportionnalité qui permettent
d'exprimer les signaux reçus à partir des tensions obtenues en sortie. Cet étalonnage est réalisé
sur un four corps noir étalon stabilisé en température (four Galai BB 1200). Remarquons que la
réalisation d'un corps réel, dont les caractéristiques radiatives soient proches de celles du corps
noir, n'est pas chose facile. Le constructeur du matériel que nous avons utilisé annonce un
pouvoir émissif supérieur à 0,99 mais nous ne sommes pas en mesure de garantir cette valeur
pour les rayonnements monochromatiques qui nous intéressent.
- 32 -
régulation de température / mesure
Figure ffl.5 : Schéma de visée du four corps noir.
Le matériel utilisé ne peut supporter des températures supérieures à 1200 degrés
Celsius et de ce fait, le flux monochromatique émis à travers le diaphragme de sortie est limité.
Nous pouvons considérer, pour une longueur d'onde fixée, que ce flux est proportionnel à
l'exitance monochromatique d'un corps noir exprimée à l'aide de la loi de Planck. Afin d'obtenir
des flux captés par la fibre d'entrée proches de ceux observés lors des mesures, nous réalisons
l'étalonnage en n'utilisant pas la chaîne complète. Le fourreau d'adaptation de la fibre d'entrée
sur le moteur est écarté car il entraîne une forte atténuation du signal. De plus, un système
optique placé entre la fibre et le four permet l'utilisation de la totalité de l'angle d'acceptance de
celle-ci et une visée adéquate sur le four (Figure 111.5). Ceci suppose que le fourreau et le
système optique ont un comportement gris sur la plage de longueurs d'onde que nous utilisons.
Cette hypothèse, due aux limites du matériel, n'a pas été étudiée lors de nos travaux et devra
faire l'objet d'études complémentaires. Dans ces conditions, il existe une relation de
proportionnalité entre les mesures réalisées sur moteur et celles de l'étalonnage. Cette relation
n'est pas mesurable et, de plus, varie au cours du temps. Pour faciliter l'exploitation, nous
décidons de ne pas introduire un nouveau coefficient multiplicatif à nos mesures mais d'intégrer
cet aspect dans le coefficient K introduit précédemment. Ainsi, ce coefficient tient compte à la
lentille
fibre
diaphragme
- 33 -
fois de la part de visée occupée par la fiamme, et de la différence entre les conditions
d'étalonnage partiel et celles des mesures. Il devient dimensionnel et son unité est l'inverse du
stéradian.
La figure 111.6 présente un exemple de relation entre le flux reçu par la fibre,
représenté par l'exitance monochromatique du corps noir, et les signaux de sortie, pour une
voie du pyromètre, obtenue lors d'un étalonnage réduit (peu de points de mesure). Ces
manipulations sont effectuées avec la température des détecteurs maintenue constante.
90000
80000
70000
60000
50000
40000
30000
20000
10000
E
Figure ffl.6 : Exemple de données d'étalonnage: signal émis par la source étalon en fonction
du signal de sortie d'une voie de mesure.
Pour les quatre voies, à une même température du four étalon, les flux reçus sont
très différents du fait de la dépendance en longueur d'onde de la loi de Planck. Pour pouvoir
présenter les résultats des quatre voies ensemble, nous sommes obligés de normaliser les axes
de coordonnées. Pour cela, nous considérons en abscisse la valeur du rapport entre la tension
de sortie de la chaîne et sa valeur maximale observée durant toute la série de mesures et de la
Tensions de sortie (V)
O I I
0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6
- 34 -
même façon, le rapport entre les exitances monochromatiques et leur valeur maximale sont
placés en ordonnée (Figure ffl.7).
Figure ffl.7 Exemple de courbes d'étalonnage normalisées.
Nous constatons une bonne linéarité des chaînes de mesure dans les conditions
d'étalonnage. Toutefois, la régression linéaire des points expérimentaux d'étalonnage fait
apparaître un offset de départ A particulier à chaque voie, et correspondant, entre autres, au
courant d'obscurité (et de ce fait, à la température des détecteurs lors de l'étalonnage). Les
moyens d'étalonnage dont nous disposons sont limités en température (1200 °C) et donc en
flux émis maximal. L'amplitude la plus élevée des signaux d'étalonnage obtenue est, dans ces
conditions, sensiblement la moitié de ce qui sera relevé lors des mesures sur moteur aux plus
forts éclairements. Nous vérifions par ailleurs que pour ces niveaux de signal, les détecteurs
sont nettement en dessous de leurs plages de saturation, et donc les mesures pourront être
exploitées pour nos applications, par extrapolation des fonctions linéaires issues des
étalonnages.
Un exemple de résultats d'étalonnages est présenté dans le tableau 111.2 où nous
retrouvons les coefficients présents dans les relations liant les exitances du corps noir et les
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5U voiel
0.4 voie2
03 A voie3signai corps
0.2
noir
4voie
01
0 0.2 0.4
signaux
0.6
de sortie
0.8
- 35 -
tensions relevées : ML (T) = K (V1 + A1). Les coefficients A y représentent, pour une part, les
"courants thermiques d'obscurité" dus à la température des détecteurs au Germanium lors des
mesures et d'autre part la somme des décalages créés par les autres éléments des chaînes,
notamment les circuits électriques.
Tableau 111.2 : Exemple de coefficients d'étalonnage.
m-4-2 Réponses dynamiques
L'étude des réponses dynamiques des chaînes de mesure est faite à l'aide d'une
source stable mais pas nécessairement noire (ampoule électrique alimentée en courant continu).
Le signal émis à travers un diaphragme est haché par un chopper qui peut être modulé en
vitesse de rotation (figure ffl.8). L'emploi du four étalon, utilisé lors de l'étude précédente,
comme source émettrice, est impossible ici car le niveau des signaux émis par celui-ci est trop
peu élevé. De plus, le diaphragme, nécessaire pour obtenir des variations rapides du signal, ne
laisse passer qu'une faible part du flux initialement émis par la source.
Les signaux émis par les chaînes de mesure sont recueillis à l'aide d'un oscilloscope
numérique dont la fréquence d'échantillonnage peu atteindre 5 MHz. La figure 111.9 représente
le type de signai obtenu lorsque la puissance électrique utilisée permet d'obtenir un créneau
d'une amplitude de i/be du signal maximal observé lors des mesures sur moteur. La vitesse de
rotation est peu élevée dans le cas présenté et le signal est normalisé (x) par rapport à sa valeur
finale.
chaîne i chaîne 2 chaîne 3 chaîne 4
longueur d'onde (jtm) 1,00 1,25 1,49 1,75
K (kW/m2p.mV) 152,5 45,0 50,6 146,7
A1 (V) -0,0050 0,0007 0,0006 0,0000
- 36 -
fibred'entrée
Figure ffl.8: Schéma de principe du banc d'étalonnage dynamique.
Figure 111.9 : Exemple de relevé de la réponse d'une chaîne de mesure.
1.2- temps d'ouverture du chopper
0.8-éclair ment rebond
0.6- géo 'étrique
temps de réponse0.4- pour UO,9Umax
0.2,.LS
o I I
0 100 200 300 400 500
- 37 -
La courbe d'éclairement géométrique présentée sur la figure 111.9 n'est pas
exactement la courbe réelle car celle-ci dépend de la géométrie du diaphragme et de l'angle
d'attaque du chopper. Cependant, la loi de variation de l'éclairement a peu d'importance dans
notre étude comme nous allons le voir.
Nous observons deux rampes de montée sur le signal de sortie. Une première faible
puis une seconde plus forte. La première montée résulte du temps que met le chopper pour
couper l'angle solide de visée car celui-ci tourne à une vitesse trop faible pour créer des
créneaux complètement carrés. La mise en place d'un diaphragme important permet une
amélioration notable mais aussi une forte baisse du signal reçu. Ce temps d'ouverture du
chopper est directement fonction de l'inverse de la vitesse de rotation de celui-ci. Nous
relevons le temps de montée du signal lorsque celui-ci atteint 90% de sa valeur finale pour
différentes vitesses de rotation du chopper o. L'extrapolation de la courbe t = pour co
tendant vers l'infini permet d'obtenir le temps de réponse de la chaîne de mesure pour des
créneaux d'illumination carrés (Figure 111.10). Dans ce cas, la géométrie du diaphragme n'a pas
d'importance.
Figure 111.10 : Temps de réponse à 90% d'une chaîne de mesure en fonction de
l'inverse de la vitesse de rotation du chopper.
- 38 -
Les temps de réponse des chaînes de mesure ainsi obtenus sont proches de 35 j.ts.
Nous verrons par la suite que les phénomènes enregistrés ont des temps de montée nettement
supérieurs à i degré vilebrequin, même dans les phases les plus rapides. Pour une vitesse de
rotation de 2000 tr/mn, soit sensiblement la vitesse maximale d'exploitation du moteur, ceci
correspond à un temps de 80 .ts, ce qui montre le dimensionnement correct de nos chaînes
pour cet aspect.
Remarquons que les temps de réponse donnés par les constructeurs des différentes
parties des chaînes sont très inférieurs aux valeurs observées. Ce n'est que lorsque la chaîne est
complète que nous obtenons le temps réel. Il est très important de faire attention à toutes les
caractéristiques des appareils électroniques présents dans la chaîne de mesure car ils
influencent beaucoup ce temps de réponse : par exemple, le détecteur réagit différemment
suivant les caractéristiques de l'amplificateur.
Lors de ces étalonnages, nous avons remarqué l'apparition de "surtensions". C'est à
dire des niveaux de signal normalisé supérieurs à i en fin de montée. La figure 111.9 montre un
de ces effets. Ce phénomène provient principalement des boucles de réaction des circuits
électroniques dans les chaînes de mesure. Les dépassements observés représentent quelques
pourcents de la pleine échelle et sont fortement dépendants de l'amplitude des créneaux
imprimés au signal. Comme pour les temps de réponse, les phénomènes que nous observons
dans les moteurs varient suffisamment lentement pour que cet effet pénalisant n'apparaisse pas
ou demeure négligeable. Toutefois, nous ne devons pas l'oublier, notamment lors du début de
Ia combustion, moment où les variations du rayonnement sont les plus importantes.
ffl5 SIGNIFICATION PHYSIQUE DU COEFFICIENT K
Les contraintes liées à la mesure d'émissions des flammes sur moteur réel font
a.ppzraître des difficultés métrologiques spécifiques. Tout d'abord, il faut remarquer que la
fiamme Diesel est enfermée dans une enceinte relativement froide (les températures de parois
observées lors d'études précédentes sont de l'ordre de 600 K) mais surtout en partie
- 39 -
réfléchissante. Ceci s'applique d'abord aux parois de la chemise, métalliques et très brillantes
par nature, et à un moindre degré à la culasse ou à la tête du piston. Pour cette dernière, on
observera, par la suite, que l'angle de la surface vue (bord de la poche en creux dans la tête du
piston) ne permet que peu ou pas de réflexion directe dans la direction de visée; par ailleurs, la
rugosité brute de démoulage de l'alliage d'aluminium favorise une réflexion diffuse. Sur ce
premier point, la fiamme doit donc être considérée à l'intérieur d'une enceinte réflectrice qui
tend à renforcer le rayonnement émis à une température donnée dans une proportion peut-être
forte, et qu'il nous semble difficile de mieux préciser à ce stade de notre étude. De plus, ce
renforcement peut être sujet à variation en fonction de l'angle vilebrequin, surtout aux valeurs
très postérieures à la position haute du piston (point mort haut : PMH), qui découvrent des
proportions plus importantes de la chemise qui apparaissent propres et polies. En revanche, les
valeurs proches de PMH, correspondant aux plus fortes émissions, sont prises dans un volume
restreint, de faible hauteur, surtout "fermé" par la culasse relativement absorbante et la tête du
piston.
Une seconde difficulté intervient du fait de l'accès optique lui-même, qui sera
présenté et étudié dans les parties suivantes:
dabord en raison de l'opacification progressive du hublot, au cours de
séquences de marche à allures variées, sur plusieurs dizaines d'heures sans
démontage, nécessaires pour nos travaux,
ensuite en raison de la configuration de l'accès, placé en retrait à travers un
certain nombre de perçages cylindriques plutôt longs et étroits (voir plus loin le
schéma de la figure IV. 1).
Nous verrons que le premier point sera fortement éclairci par notre étude qui
démontre l'existence d'une opacification variable, évolutive au cours du temps, et qui peut
passer par des encrassements forts (transmission réduite environ de moitié lors de séquences de
marche à faible charge) suivis par des phases d'auto-nettoyage (à charges et régimes élevés) au
cours desquelles on récupère, non totalement, la transmission initiale.
La configuration des diaphragmes d'entrée pose le problème du renforcement du
rayonnement transmis à la fibre par réflexion sur les parois cylindriques, au-delà de l'ouverture
- 40 -
géométrique du système (cône de demi-angle au sommet de 4,5°) que nous observerons par
retour inverse de la lumière au banc. fl est difficile d'évaluer cet effet, très sensible à l'état de
surface des parois. Celles-ci sont en général très "patinées" après démontage, surtout vers
Pouverture, ce qui laisse supposer un effet peu important. Toutefois, nous ne pouvons exclure,
en sus du rayonnement directement perçu dans le cône d'ouverture (2x4,5°), une certaine
contribution diffuse pour des directions plus écartées de l'axe.
Une des grandes inconnues enfin, au début de notre étude, résidait dans la forme
des flammes à prendre en compte, et surtout dans leur intersection avec le cône de visée du
pyromètre. A la fois les phénomènes d'entrée de fiamme par la propagation de l'inflammation
ou par les mouvements turbulents dans la chambre de combustion, puis de sortie en fin de
combustion, ainsi que l'influence du nombre de jets de combustible, constituaient autant de
difficultés pour estimer avec précision ce qui est vu par le pyromètre.
Nous voyons donc que la mesure, en apparence simple, des luminances
monochromatiques dans le cône de visée, se complique singulièrement du fait:
de la réflexion sur les parois de la chambre de combustion,
de l'ouverture réelle des diaphragmes d'entrée,
de l'opacification variable du hublot par les dépôts évolutifs de suies,
de la géométrie de la fiamme.
Or, ces quatre facteurs ne peuvent ni être appréhendés par l'étalonnage, ni être
estimés a priori pour une séquence de mesures données. Nous formulons cependant l'hypothèse
qu'ils ont en commun la caractéristique d'être raisonnablement "gris", indépendants de la
longueur d'onde, tout au moins sur la plage de longueurs d'onde utilisée. Si cette hypothèse,
nécessairement exacte pour la géométrie de fiamme, reste réaliste pour les réflexions dans la
chambre ou le long de l'accès optique, elle est peut-être plus discutable pour les dépôts
obscurcissant progressivement le hublot, qui sont probablement de nature particulaire, donc a
priori dotés d'une certaine chromaticité. Nous n'avons pas eu les moyens de vérifier ce dernier
point qu'il serait utile d'approfondir dans des études ultérieures.
Si nous admettons le caractère gris des quatre facteurs qui viennent d'être discutés,
ceux-ci peuvent être décrits par un unique facteur de transmission K, représentant le produit de
- 41 -
ces effets, a priori difficile à détailler. C'est l'existence de ce facteur K, non appréhendable par
étalonnage, qui impose l'utilisation d'une pyromètrie à trois longueurs d'onde comme nous
l'avons signalé au début de cette partie (ifi).
D'un certain point de vue, le facteur K pourrait ainsi apparaitre comme un aveu
d'impuissance rassemblant toutes les inconnues de la mesure physique en situation moteur.
Nous verrons tout au contraire, lors de l'exploitation des essais, qu'il n'en est rien, et que
l'analyse des variations de K durant le cycle moteur ou au cours du vieillissement progressif du
hublot, va nous apporter des informations relativement précises et séparées sur:
l'état de noircissement du hublot,
le taux de présence géométrique de la fiamme,
et, par voie de conséquence, sur les contraintes à respecter sur l'emplacement géométrique de
l'accès optique.
ffl-6 RESOLUTION DES SYSTEMES D'EQUATIONS
Nous décrivons ici la démarche qui permet d'extraire les quantités cherchées des
systèmes d'équations monochromatiques : T, Fvl et K. Pour cela, nous devons travailler avec
trois longueurs d'onde : 2 et X3, et nous considérons les 3 mesures de tensions
correspondantes V1, V2 et V3. Pour chaque voie de mesure, nous avons la relation
KKv = e(Fvl)M(T). Nous supposons que les coefficients d'offset de l'étalonnage, A1,
sont nuls (ou intégrés dans les mesures), et nous utilisons la formulation de Wien pour
l'expression de l'exitance monochromatique, ce qui nous donne le système de trois équations
ifi. 1. Rappelons que les coefficients K1 sont donnés par l'étalonnage et que les coefficients F,
présents dans l'expression de l'émissivité, dépendent seulement de la longueur d'onde
considérée et sont calculés à l'aide de la corrélation de Lee et Tien (annexe 2).
-explÍ1'=[1_exP[_36rFvr..'1 Ci e"
J KKV= [lexP36lrFvlF2"hl Ci - 14388i -s-exp'
{KK3V3= [iexP[ Ci 1 1438836irFi ---expI
soit, en regroupant les constantes des équations dans les coefficients K, et en
posant désormais: K1 = K1
IKKiVi= [1_exP[_Fi (-14388
36itFi expliT
KKV = [i - exp36EFv1!l e-14388expl
2)j
36irFi expl[KK3V3= [iex( F3 e-14388
Nous éliminons le coefficient K dans deux équations:
14388KKiVi= [1-exP(-36rFvif.)]exi(
K3V3
- 42 -
L
i ex[F3"1 e-14388- -36itFi J lexpi
L X3T
(ffl.2)
KiVi[1-exP-36Fvi)]exP 14388
(111.3)
1T
K2V2
KiVi
[i exp(367rFvI!lexp('_143882)j
[1-exP(-36Fvif-J]exP 143881T
- 43 -
14388KKiVi = [i - exP[-36itFvi-)]eXP[
A1T
KiVi[1-exP(-36itivi-"l
)j (i( 1 1 V'expl
K2V2[i - exp367tFvi
T 2 x1JJ
x2Jj
[1
KiViK3V3
)] 1 1
exptT I\X3 ?i)
[ 1ex[ F3'\1 L
- -36ltFvIII3 )j
Dans le système constitué des deux dernières équations de (111.4), nous avons deux
inconnues : T et FyI. Ce système peut être résolu séparément:
KiVi J] (i( 1 1
expl
K2V2 - [1-exP[-36Fvt F21 LT LX2
i;)]
KiVi[1-exP[-36vt)]
14388 1 1
expl IK3V3 - [1-exP[-36irFvi F3'1 T
PI:
F2'l1-ex -36irFi-
KiVi L X2)J 1143881 1
exp1K2V2 [i ex[ 3
Fi'1 = T 2 )- - 67tFvt-I21 i
pI:3
F3"1L-ex - 6ltFvI-IlKiVi L 1143881 1exp1K3V3
[i exp[ F1"1 = T \X3 5:;- )- -36itFi--i )J
(111.4)
-44 -
I1-exp(
F21"-36irFviI
KiVi [ X2)] 14388e 1 1 '\
K2V2 [i ex[ Fi"1 - T I\X2 x1J- -36itFvi-I
X1)]1
- -36itFviIIi exp(F31"
KiVi [ X3)] 14388( 1 1
K3V3[i ex
Fi '\1 - T X3 X1- -36irFvi-I
Xi)]1
c2 (X, Xi)Tc=
IniIKV)
14388(X1 - X2)
'1-ex -36rFi-')( r -r
KiVi L X2)JK2V2 r
Ii -exp-36irFvi1L
14388(X1 - X3)
1-ex -36itFvi-lIf -
p(KiV1L X3)]
K3v3rI 1- exp-36irFvi .!"ì1L
La solution de ce système est obtenue pour la valeur de Fyi qui égalise les deux
équations par un algorithme numérique (dichotomie) dont la description et la validité se
trouvent à l'annexe 5, et la valeur du coefficient K est déduite de la première équation du
système ffl.4. Nous pouvons observer, à l'aide de la figure 111.1, que le rapport d'émissivité qui
se trouve dans le logarithme au dénominateur est inférieur à i si la première longueur d'onde
(ici 1) est la plus faible. Ainsi, nous pouvons voir que les températures de couleur obtenues en
supposant le corps gris, avec les mêmes couples de longueurs d'onde
(ffl,9)
seront toujours supérieures à celle calculée avec trois longueurs d'onde. Le tableau 111.3
présente un exemple de comparaisons entre les différentes températures de couleur calculées
T=
T=
X1X21n
X1X31n
- 45 -
en supposant que les conditions normales sont de 2000 K et avec des quantités de suies qui
correspondent à Fyi = 0,1 et 1,0 .tm. Pour cela, ayant choisi les longueurs d'onde 1,00, 1,25 et
1,75 jim, nous avons calculé les quantités K1V correspondantes et déduit ces températures de
couleur.
Tableau 111.3 : Températures de couleur pour une température réelle de 2000 K et
Fyi = 0,1 et 1,0 1.Im.
Les écarts observés peuvent atteindre 200 K pour des flammes moyennement
chargées en suies, ce qui est important. Ces différences restent du même ordre malgré le choix
de couples de longueurs d'onde plus proches. De plus, les écarts sont d'autant plus élevés que
la fiamme est faiblement chargée en particules. Toutes ces constatations justifient l'emploi de
modèles d'émissivité monochromatique lors de mesures pyrométriques sur les flammes Diesel
pour obtenir une mesure de température plus précise que la température de couleur.
ffl-7 ANALYSE DE QUELQUES FACTEURS INFLUENÇANT LA PRECISION DU
PYROMIETRE
En premier lieu, remarquons que l'établissement de la relation donnant l'émissivité
du nuage de particules est réalisé en faisant l'hypothèse que les suies possèdent une forme
sphérique et un diamètre uniforme et petit devant la longueur d'onde. La réalité est différente;
les suies sont souvent agglomérées les unes aux autres, donc non sphériques, et possèdent une
T = 2000 K Fyi = 0,1 p.m Fyi = 1,0 p.m
Tc(1,00;1,25) 2134K 2016K
Tc(1,25; 1,75) 2182 K 2030 K
Tc(1,00; 1,75) 2159 K 2024 K
-46 -
certaine distribution de diamètre. L'influence de telles distributions sur les coefficients
d'extinction reste faible comme l'ont montré des études précédentes [301 et l'utilisation d'un
diamètre moyen crée une très faible déviation des résultats (moins de 5% sur l'émissivité).
La température et la quantité de suie ne sont pas forcément homogènes sur toute la
longueur de visée du pyromètre. De plus, le rayonnement capté par le pyromètre provient des
suies ce qui impose un terme source supplémentaire dans l'équation décrivant la variation de
luminance à travers une couche du nuage de particules. La luminance monochromatique
résultante pour n couches successives de température T1 et d'émissivité Cj peut être mise sous
la forme suivante:
L(T) =i=1 j=i+1
Ces problèmes de distribution de température et de quantité de suies ont été
étudiés dans le cas de pyrométrie utilisant la méthode des deux couleurs dans le domaine du
visible [38, 48]. L'étude de modèles de distribution probables le long du trajet optique montre
que les valeurs de température obtenues en supposant uniforme la répartition de ces quantités
sont supérieures aux valeurs moyennes et surtout proches des maximales observées dans le
champ de visée. La quantité de suies peut, dans des cas extrêmes, être inférieure de 15% à la
quantité réelle. Les répartitions influencent guère les résultats qui sont représentatifs des
valeurs maximales. Ces observations, qui reposent sur une très forte non linéarité de la loi de
Planck nous semble pouvoir être étendues sans autre démonstration à notre domaine spectral,
car le raisonnement y demeure identique.
Les problèmes liés à la réflexion du rayonnement sur les parois et les divers aspects
d'encrassement qui ont été discutés lors de l'analyse du coefficient K (paragraphe 111.5) ne
seront pas repris ici bien qu'ils se rapprochent de notre discussion.
Rappelons aussi qu'à l'instar de tout système de mesure, la précision de l'étalonnage
est très importante. Cet aspect peut être traité, dans notre cas, en même temps que l'étude de
l'influence de la qualité des mesures car nous voyons apparaître dans le système d'équations à
résoudre, les produits des rapports des coefficients d'étalonnage et des tensions mesurées
Tableau 111.4 : Sensibilité des résultats à une variation des paramètres d'étalonnage.
La précision des mesures ou de l'étalonnage influence peu la température alors que
les autres quantités sont fortement perturbées. Notons toutefois que la variation de 0,5 % pour
le rapport des quantités KV prise pour exemple peut être créée par à un écart de 3 K sur la
température maximale d'étalonnage ou par le décalage d'une voie de mesure par rapport aux
autres.
m-8 CONCLUSION
Le domaine de température étudié (de 1600 K à 2400 K), de même que les
propriétés radiatives des nuages de suies examinés nous conduisent à sélectionner quatre
longueurs d'onde particulières dans la bande spectrale du proche infrarouge. Ces longueurs
d'onde (1,00 , 1,25 , 1,50 , et 1,75 j.tm) évitent autant que possible les bandes spectrales de
l'émission des espèces gazeuses présentes (H20 et CO2). Le système de détection mis en
place, sur la base de cellules Germanium refroidies, présente une linéarité correcte dans la
plage d'étalonnage, un bruit de fond thermique raisonnable et un temps de réponse bien adapté
à la dynamique des phénomènes à observer.
Par opposition à la pyrométrie classique à deux couleurs, les contraintes
particulières à nos mesures nous amènent à développer une pyrométrie à trois longueurs d'onde
- 47 -
(KiVi L'influence, sur les résultats d'un calcul, d'une faible variation arbitraire de la valeur de
ces termes est montrée dans le tableau 111.4.
A(Kivi //KV
¿Vf/¡T
¿Fvl//Fvl
AK,!
/ KV
0,5% 1,7% 42,0% 34,0%
- 48 -
dans laquelle nous introduisons un coefficient instantané multiplicatif K de correction sur les
mesures qui prend en compte différents aspects de la mesure supposés indépendants de la
longueur d'onde tels que l'occupation éventuellement partielle du cône de visée par la fiamme
ou la salissure évolutive du hublot. Un algorithme de résolution numérique conduit à une
température plus faible que celle mesurée à deux couleurs (hypothèse du corps gris), du fait de
l'échelonnement des longueurs d'onde et des propriétés radiatives des suies. Pour ces dernières,
nous adoptons le traitement de Rayleigh, avec les indices de réfraction résultant des analyses
de Lee et Tien. Nous postulons enfin que nos mesures, comme l'ont montré plusieurs auteurs
dans des domaines voisins, sont représentatives des valeurs maximales de la température et des
quantités de suies présentes dans la fiamme.
IV-1 PRESENTATION
La méthode de mesure et le matériel que nous venons d'étudier sont mis en oeuvre
et exploités sur un moteur Diesel industriel. Après la présentation du système utilisé pour
accéder à la chambre de combustion et l'étude de son comportement dans le temps, nous
trouverons dans ce chapitre une analyse des résultats mesurés.
IV-1-1 Généralités sur la combustion Diesel
Toute combustion implique la présence d'un combustible et d'un comburant
(pratiquement toujours l'oxygène de l'air) ; leur mélange devant par ailleurs se situer dans un
intervalle de concentrations permettant la combustion qui dépend de la pression et de la
température. La combustion ne démarre qu'après l'apport d'une certaine quantité d'énergie au
mélange par rapport à son état de repos. Ainsi, il existe, pour une pression donnée, une
température minimale d'auto-inflammation.
Le moteur Diesel à quatre temps (admission, compression, combustion,
échappement) aspire et comprime de l'air pur, puis, le carburant est injecté en fin de
compression et se vaporise dans l'air. La combustion naît par auto-inflammation dans une ou
plusieurs zones de la chambre où se trouvent réunies les conditions de température, pression et
concentration nécessaires pour déclencher le processus.
Il existe différents types de chambre de combustion Diesel dont le rôle est d'assurer
Ia formation du mélange; ces moteurs peuvent être classés en deux types de fonctionnement:
soit l'injection est réalisée directement dans le cylindre avec un injecteur à trous
sous haute pression (jusqu'à 1200 bars) ; c'est l'injection directe. Dans ce cas, le
- 49 -
IV APPLICATION A UN MOTEUR DIESEL
INDUSTRIEL SURALIMENTE A INJECTION
DIRECTE
- 50 -
volume mort est essentiellement constitué par la cavité située sur la tête du
piston (poche) et dans laquelle l'injection est pratiquée peu avant le point mort
haut (position haute du piston).
soit l'injection est faite dans une chambre de précombustion ou une chambre de
turbulence qui permet de mélanger le carburant avec l'air frais et de le brûler en
partie avant que la combustion ne poursuive son développement dans le reste de
la chambre. Cela augmente la turbulence et améliore la combustion. Ces types
de moteurs sont souvent utilisés pour des régimes élevés (par exemple pour
l'automobile).
IV-1-2 Caractéristiques du moteur utilisé
Nous utilisons pour cette étude un moteur de marque BATJDOUIN (annexe 6), de
type 6M26 (6 cylindres, 330 kW à 1800 tr/mn) qui est un moteur Diesel suralimenté à injection
directe. Il est utilisé pour des applications marines et se classe dans la catégorie des moteurs
rapides.
Dans un moteur de ce type, la géométrie du piston, des tubulures d'admission et
d'échappement et du système d'injection peuvent engendrer des mouvements importants de gaz
dans la chambre de combustion. L'effet de tourbillon créé lors de la phase d'admission ("swirl")
est un des plus importants. Il va modifier le développement des jets de combustible lors de
l'injection et leur donner une forme recourbée. Pour un bon fonctionnement de ce type de
moteur, il est important de s'assurer que l'impact des jets sur les parois n'est pas excessif et
qu'inversement, les jets ne se replient pas les uns sur les autres.
Dans notre étude, le moteur utilisé n'engendre que peu de "swirl". Les positions
relatives des traces d'impacts de combustible sur les parois des pistons usagés par rapport aux
directions d'injection permettent de vérifier cela. La position des jets de combustibleest connue
et ne dépend que de la position angulaire de l'injecteur. Cet élément, parallèle à l'axe du piston,
possède 8 trous et se situe au centre de la chambre de combustion.
- 51 -
Pour l'ensemble de nos essais l'avance statique à l'injection est de 29 degrés
vilebrequin à la sortie de la pompe et la durée d'injection varie avec la charge du moteur.
IV-2 MISE EN PLACE DE L'ACCES OPTIQUE
La zone visée par le système de mesure doit permettre d'observer la plus grande
partie des différentes phases de la combustion. L'initiation du phénomène se situe
obligatoirement dans un jet de combustible. L'accès optique doit observer une zone placée dans
la poche de la tête du piston et sur le trajet d'un jet de combustible. En raison des phénomènes
de turbulence, tels que le "swirl", il n'est pas aisé de prédire le trajet moyen des jets.
Néanmoins, si l'on se place près du centre de la poche de la tête du piston, c'est-à-dire
relativement loin de l'injecteur, les jets sont suffisamment développés pour occuper la totalité
de la zone. De plus, le nombre élevé de trous de l'injecteur (ici 8) augmente cet effet. La
position de la visée par rapport à la direction des jets n'est donc pas contraignante comme le
montreront des mesures réalisées avec des directions de jets différentes.
L'accès doit être placé verticalement et donc aménagé dans la culasse. Le moteur
que nous utilisons possède 4 soupapes par cylindre (2 d'admission et 2 d'échappement) et les
culasses sont refroidies par circulation d'eau, ce qui ne laisse pas beaucoup de place pour
aménager un accès à la chambre de combustion.
Nous avons utilisé successivement deux systèmes de mesures (voir m-3) dont le
premier nécessitant un accès beaucoup plus encombrant. Ceci nous a obligé à élaborer une
culasse spéciale. La solution technique retenue a été de supprimer une des deux soupapes
d'échappement et de la remplacer par un bouchon chargé de recevoir le fourreau. La visée est
alors dirigée sur la poche du piston et parallèlement à l'axe du cylindre.
Pour permettre une meilleure évacuation des gaz brûlés, la course de soupape
restante a été surdimensionnée. La perte de charge à l'échappement est ainsi plus proche de sa
valeur initiale. Les modifications effectuées peuvent impliquer une diminution de la
participation du cylindre à l'entraînement du turbocompresseur et provoquer la présence d'une
- 52 -
plus grande quantité de gaz brûlés dans la chambre de combustion lors de l'ouverture des
soupapes d'admission.
Les mesures de pression instantanée dans le collecteur d'échappement, lors des
essais, ont montré que les différences entre le cylindre modifié et ceux restés intacts sont
minimes. Les effets sur l'échappement et sur la quantité de gaz brûlés restant dans le cylindre
sont aussi négligeables car le moteur fonctionne avec un croisement de soupape très important
(ouverture simultanée des soupapes d'échappement et des soupapes d'admission), ce qui
produit un fort balayage (passage direct de gaz frais de l'admission à l'échappement). De plus,
les culasses utilisées sont fortement dimensionnées pour le moteur employé car elles
fonctionnent aussi sur des moteurs qui ont des débits plus importants (étude réalisée par AVL
pour le constructeur).
Considérant, pour ces raisons, que le cylindre mesuré reste suffisamment proche de
la combustion en conditions réelles, nous avons utilisé la même culasse modifiée pour les deux
versions du pyromètre (faisceau multibrin de diamètre 6 mm et fibre unique de 300 j.tm). En
fait, le second système est beaucoup plus discret, et nous semble permettre de réaliser des
accès optiques plus petits et plus faciles, et notamment sans modification de la culasse
originale. Il y a donc identité des culasses entre les deux versions, et seul le fourreau diffère
pour le second pyromètre à fibre unique.
La figure VI. i présente un schéma de celui-ci. Nous y voyons le hublot en quartz
collé sur un épaulement de la pièce usinée (colle élastomère Silicone polymérisant à la chaleur).
Lorsque le fourreau est en place, la face du hublot exposée à la combustion est placée en retrait
des parois de la chambre [42] afin de diminuer les dépôts de suies qui apparaissent durant la
combustion. La géométrie de ce support crée un diaphragme par rapport à l'entrée de la fibre
optique. L'angle solide d'observation ainsi créé est mesuré par une méthode inverse qui
consiste à émettre un signal lumineux à partir de la fibre optique montée sur son support et
placé sur la culasse. La mesure de l'étendue de la zone éclairée sur un plan perpendiculaire à
l'axe de visée et placé à différentes distances, permet de déterminer les dimensions du cône
d'observation (environ 2x4,5°) et la position de l'entrée de la fibre par rapport à la paroi de la
culasse (50 mm).
6 pans deserrage
Epaulementd'étanchéItédu système derefroidissement
Position del'entrée de lafibre
Paroi de la culasse
- 53 -
.
Distance: 50
09
Figure IV. i : Schéma du fourreau d'adaptation du système de mesure sur le moteur.
Ø18
010
- 54 -
Lorsque le montage est en place, la zone visée est schématisée par les figures IV.2
et IV.3. La figure IV.2 est faite pour une position du piston proche du point mort haut.
Figure IV.2 Tête de piston et zone de visée, vue en coupe (échelle arbitraire).
La position de l'entrée de la fibre optique et la géométrie du fourreau d'adaptation
sur le moteur minimisent la part du rayonnement reçu par réflexion sur les parois du fourreau.
Ceci est moins évident pour ce qui est de la réflexion sur la paroi du piston bien que la zone de
¡a poche visée ne soit pas propice à la réflexion dans la direction d'observation. Nous
supposerons lors de nos mesures (voir la discussion du paragraphe 111.5), que ces aspects sont
intégrés dans le principe de la mesure par l'intermédiaire du coefficient que nous avons
introduit K.
- 55 -
s
//////
/z-//
z-
upapese' 551011
Poche
/1onsts
S
d'a
Figure IV,3 : Piston et zone de visée, vue de dessus (échelle arbitraire).
1V-3 PRESENTATION DE MESURES TYPES
Lors de l'acquisition de données, la centrale de mesures rapides est pilotée par un
codeur angulaire placé sur le vilebrequin du moteur. Ce codeur envoie deux types de signaux
vers la centrale. Tout d'abord le signal appelé "top mesure" qui est un signal tension formé de
créneaux de période 0,2 degré vilebrequin (soit 1800 tops mesure par tour d'arbre moteur). Il
donne l'ordre à la centrale de stocker les valeurs des différentes quantités mesurées. Le second
ent
Poi s centralla visée
efausoupa.
ement
//,,//Soupape
z---- dechap
5.00E+ 00 -
4.00Ef 00 ->
300Ef 00 -
-1.00E+ 00 -
- 56 -
signal est une impulsion par tour d'arbre moteur dont la position par rapport à la position haute
du piston (PM1H) est déterminée mécaniquement avant chaque série d'essais avec une
incertitude inférieure à 0,5 degré vilebrequins. Ce signal est très important car son acquisition
par la centrale permet, lors du post-traitement, de recaler tous les signaux mesurés par rapport
au PMH.
La figure ci-dessous représente les principaux signaux recueillis pour un point de
mesure à 1170 tours par minute à pleine charge (100% de puissance). Ces signaux ont été
traités de façon à ce que l'origine des abscisses corresponde au PMH. Ils résultent de moyennes
effectuées sur 72 cycles moteurs successifs.
voie 2
voie 1
injection
voie 4
Figure P1.4: Signaux de mesure types.
Les temps de montée observés au début de la combustion sont compatibles avec
les temps de réponse des chaînes de mesure. Ainsi, les mesures sont représentatives de l'énergie
rayonnée par la fiamme, aux longueurs d'onde choisies, dès les premières valeurs. Néanmoins,
Ia précision des mesures, et donc des résultats, chute avec le signal et même si, tel que sur
l'exemple, les signaux sont non nuls jusque tard dans le cycle, la plage de calcul reste limitée, Il
Ouverture soupapeséchappement
2.00EI- 00 -
1.00E00 -
0.00E+ 00-5.00 01 0.00E+ 00 5.00E+ 01 1.00Ef 02 1.50E4 02 2.00E+ 02
Degrés vilebrequin
voie 3
pression /50
1170 tr/mn pleine charge
moyenne sur 72 cycles
n'est cependant pas rare de pouvoir effectuer des calculs significatifs jusqu'à l'ouverture des
soupapes d'échappement, ce qui montre la qualité du système de mesure.
Il est important de noter que toutes les mesures incluant la voie 3 (1,5jim)
conduisent à des résultats (à deux ou trois couleurs) physiquement non plausibles et en
désaccord entre eux. Ce phénomène ne se rencontre pas lors des étalonnages avec le corps noir
et ne nous semble pas imputable à une défaillance du matériel. La voie 3 sera donc écartée des
exploitations moteur. Ce résultat un peu inattendu est regrettable, car il nous a privé d'une
possibilité intéressante d'exploitation de combinaisons ou d'écarts de longueurs d'onde variés.
IV-4 ENCRASSEMENT ET VIEILLISSEMENT DE L'ACCES OPTIQUE
Lors de la mise en place d'un hublot neuf, celui-ci transmet très bien les signaux
optiques sur une large bande qui englobe nos choix de longueurs d'onde (voir bande passante
du quartz annexe 3). Or dès les premiers tours de moteur, la transmission du hublot chute de
manière significative, mais cela s'atténue rapidement et se stabilise après quelques heures de
fonctionnement. Pour illustrer ce phénomène, considérons l'historique de points de
fonctionnement représenté par la figure IV.5. Il s'agit de la valeur maximale du signal pour
chaque voie (sur la base du signal moyenné sur 36 cycles moteurs consécutifs, voir paragraphe
suivant), relevé chaque fois pour un même point de fonctionnement du moteur, maintenu
constant sur la durée de l'essai, et qui représente en principe une fiamme dont les luminances
maximales sont constantes. L'étude commence à l'instant t = O mn, après environ une heure de
fonctionnement d'un hublot neuf. On note sur le graphe:
une pulsation pseudo cyclique (environ une heure) qui peut être attribuée à une
variation des paramètres moteur (et donc de la luminance de fiamme mesurée) due à des
changements dans les conditions de fonctionnement telles que la température de
refroidissement, provoqués par l'utilisation d'autres moteurs sur le réseau.
- 58 -
. et, une chute progressive du signal moyen correspondant à un peu moins de 2%
par heure.
Figure IV. 5 Pertes de signal dues à l'encrassement en fonction du temps.
Cette perte de signal, en supposant que la décroissance se maintienne, permet un
grand nombre d'heures de fonctionnement. Les pertes observées sont similaires sur trois des
quatre voies de mesure, La voie 3 s'écarte des autres et ne présente pas des déviations
identiques.
Le même type d'observation (évolution des valeurs maximales pour un point de
fonctionnement donné du moteur) répété sur quelques dizaines d'heures de fonctionnement
montre une stabilisation à moyen terme de l'opacité du hublot (étude particulière annexe 7). On
pourrait ainsi penser à établir une loi d'opacification de type exponentielle (pour un régime
constant), décroissante vers une limite, mais, outre que ceci ne faisait pas partie de nos
1.03voiel
voie 3
voie4
: AA1& ___e
A
0.97
0.96
/::IwA
____ \\8''-J>
0.95
>
0.94
0.93tens (ninutes)
I
o 20 40 60
I
80
I
100 120
I
140
I
160 180 200
- 59 -
objectifs immédiats, il est probable que de telles lois seraient fortement dépendantes des
conditions de fonctionnement antérieures du moteur.
En effet, nous avons aussi observé un encrassement qui est lié à l'historique des
points de fonctionnement. Si les points précédents ont généré une quantité de suies importante,
Ia mesure sera atténuée. Cependant, elle retrouvera son niveau normal après quelques dizaines
de minutes de fonctionnement (annexe 7). Ces problèmes sont sans influence sur nos mesures
car en supposant l'encrassement indépendant de la longueur d'onde (gris), l'atténuation du
signal est pris en compte et calculé par la variable K. En effet, l'encrassement peut être
représenté par un facteur multiplicatif appliqué aux signaux ; or la résolution du système
d'équations en T et fyi ne fait intervenir que les rapports de signaux, ce qui élimine ce facteur
multiplicatif qui n'influence finalement que le coefficient K. C'était là une de nos motivations
pour une pyrométrie à trois longueurs d'onde.
1V-5 DISPERSION CYCLIQUE
La combustion Diesel est caractérisée par une certaine dispersion entre les
différents cycles moteur. Cet aspect s'accompagne aussi d'une grande hétérogénéité des
paramètres physiques dans la chambre lors du déroulement de la combustion.
Pour cela, nous avons réalisé, au début de nos travaux, une étude dont le but était
dapprécier ce phénomène. Elle a été faite à l'aide du montage initial du pyromètre et la
méthode de calcul utilisée est la méthode des deux couleurs [47]. Pour pouvoir exploiter ces
mesures, nous avons réalisé un étalonnage sur corps noir, avant et après les acquisitions, en
utilisant les chaînes complètes. De ce fait, les niveaux de signal d'étalonnage sont faibles par
rapport à ceux des mesures sur le moteur car le fourreau crée une forte atténuation. Cela
entraîne une imprécision sur les calculs car les courbes d'étalonnage doivent être fortement
extrapolées pour couvrir toute la plage de mesure. Pour cette étude préliminaire de la
dispersion cyclique, ces choix sont acceptables car seule l'observation des différences et des
variations des quantités calculées est recherchée.
La représentation, cycle par cycle, des températures ainsi obtenues (Figure IV.6)
montre une très forte dispersion qui s'étend sur une plage qui correspond à 10 % de la
température (environ 200 K) pour une position déterminée du vilebrequin.
- 60 -
Figure IV.6 Températures instantanées pour 10 cycles individuels successifs.
Pour éliminer ce phénomène et obtenir des résultats qui soient représentatifs
essentiellement du point de fonctionnement du moteur, nous cherchons à savoir d'une part si le
fait de moyenner certaines quantités va atténuer l'effet observé et, dans ce cas, quelle est
l'influence du nombre et du choix des cycles pris en compte et, d'autre part, si le fait de réaliser
ta moyenne sur les données plutôt que sur les résultats, engendre des modifications notables.
Toutes ces questions sont examinées ci-après.
Nous effectuons, dans un premier temps, une moyenne des résultats obtenus sur
différents nombres de cycles successifs (de 10 à 60). La représentation des températures ainsi
moyennées (Figure IV.7) montre une diminution de la dispersion cyclique indiscutable.
cycycycycYCL
'rY'r o
-61 -
Figure IV.7 Températures instantanées moyennées sur différents nombres de cycles
individuels successifs (pleine échelle).
L'utilisation de 30 cycles et plus conduit à des températures moyennées qui restent
identiques et indépendantes du nombre de cycles pris en compte, ainsi que le montre une
représentation plus précise (Figure IV.8).
Afin de s'assurer de la constance de ces observations, nous choisissons de grouper
des cycles différents tout en gardant toujours le même nombre (Figure IV.9). Dans ce cas, les
résultats restent inchangés. Le choix des cycles peut donc être considéré comme sans influence
sur les résultats moyennés sur un nombre de cycle au moins égal à 30.
Ce type de traitement des résultats nécessite la résolution des systèmes d'équations
pour chaque cycle. Cette opération est très coûteuse en temps et en stockage de données. De
ce fait, il apparaît beaucoup plus intéressant de travailler en utilisant la moyenne des données
pour effectuer les calculs. Pour étudier l'influence de ce choix, nous effectuons de nouveau
1étude précédente mais cette fois avec une moyenne réalisée sur les données. Les résultats de
ces travaux sont représentés par les figures IV. 10, IV. 11 et IV. 12 et les mêmes constatations
øoo
!OO
azoo
aiea
2000
1.900
ißOO_4f
- io c'- 20 CV- 30 cvcE:«
Ui
.
DE9REU vrLEaREcau:N( 4fl fl RÓ aÓ Ó RO 70 80 90 1.00
que précédemment peuvent être faites. De plus, les températures obtenues ne diffèrent que peu
des précédentes et ceci aussi bien en valeur absolue qu'en variation.
2470
2480
2480
2440
2430
2420
2410
- 62 -
Figure IV.9 Températures moyennées sur 30 cycles individuels, influence du
choix des cycles.
A-4..-30 CYCLE40 CYCLES
8
iAtEÌ t,w y
'WIw.IN- D6GRE3 VILEBREQ
7UU
2600
2800
24C0
2300
2200
-
mz
-
DEQRES VXLEßREQUIN
8 6 7 a 9 io ii 12 i3 i4 18
Figure IV.8 Températures instantanées moyennées sur différents nombres de cycles
individuels successifs (échelle réduite).
io io 20 30 40 80
180-io
63
Figure IV. Il : Températures instantanées pour des données moyennées sur différents
nombres de cycles individuels successifs (échelle réduite).
- ±0 CYCLES- 20 CYCLES- SO CYCLES- 40 CYCLES- 80 CYCLES- 60 CYCLES
a,
zI-4
-jwX
DEGA.8 vILEßREau:w
2470
2460
2480
2440
II J
a,zH-jwX__________________________
2420
- sa nDcRE9 V LREQ IN
8 8 7 e 9 io ii 12 13 ±4 ±8
o io 20 30 40 80 80 70 80 90 100
Figure IV. IO : Températures instantanées pour des données moyennées sur différents
nombres de cycles individuels successifs (pleine échelle).
2800
2700
2600
2800
240
230
220
2i0
200
i90
atoo- io
- 64 -
Figure IV.12 : Températures pour des données moyennées sur 30 cycles
individuels, influence du choix des cycles.
Cette étude montre que la dispersion cyclique est présente dans nos mesures et
qu'elle disparaît rapidement lorsque les signaux ou les résultats ont été moyennés. Un tel
traitement des données doit être réalisé sur un minimum de 30 cycles pour qu'il soit
suffisamment efficace. Il peut être appliqué soit sur les données issues de l'acquisition, soit
après le calcul de chaque cycle car les différences sont négligeables (inférieures à 5 K pour la
température). Ce dernier point s'explique par le fait que nous utilisons des rapports d'exitances
monochromatiques pour les calculs qui sont quasiment linéaires en fonction de la température
sur les plages de dispersion (environ 200 K) que l'on observe sur la figure IV.6. La figure
IV 13' représente les rapports d'exitances monochromatiques calculés pour différents couples
de longueurs d'onde.
-= i -30
CEGRES VILEßREQUITi
o io 20 30 40
2700
2a00
oo
2300
22.00
- 65 -
1500 1600 1700 1800 1900 2000 2100 2200 2300 2400 2500
Figure IV, 13 : Rapports d'exitances monochromatiques en fonction de la température.
Nous choisissons donc de travailler à partir de signaux moyennés. Lors de
l'acquisition des données, les caractéristiques et les capacités du matériel que nous utilisons
(codeur angulaire, centrale d'acquisition) nous imposent un choix de quantités d'informations
stockées. Ils correspondent à des suites de 9, 18, 36 ou 72 cycles moteur successifs. Bien que
le choix de 36 cycles remplisse les conditions que nous avons déterminées plus haut, nous
utiliserons les capacités de stockage correspondant à 72 cycles car les premières séries de
mesures ont montré la présence de cycles inutilisables résultants de problèmes pouvant survenir
à différents niveaux de la chaîne de mesure (codage, connectique ou transfert des données de la
centrale à l'ordinateur). De plus, les vérifications systématiques des mesures nécessitent un
temps important et ne peuvent être faites que lorsque l'acquisition de toute la série de points de
fonctionnement du moteur à été effectuée. Nous avons, par ce choix, l'assurance de posséder
un nombre de cycles utilisables supérieur à 30.
- 66 -
Les résultats présentés dans cette étude sont donc pour la plupart obtenus à l'aide
de données moyennées sur 72 cycles successifs.
W-6 CARACTERISTIQUES DE LA FLAMME OBSERVEE EN FONCTION DES
PARAMETRES DE FONCTIONNEMENT DU MOTEUR
Nous avons mené différentes campagnes d'essais réalisées, pour les premières, avec
le montage initial du pyromètre puis, pour les autres, avec le montage définitif. Chaque série
d'essais a pour objet d'étudier l'influence de un ou plusieurs paramètres de fonctionnement du
moteur sur les caractéristiques de la fiamme observée. Ces paramètres du moteur sont les
suivants
régime et couple (c'est-à-dire, en effectuant leur produit, la puissance),
position de l'injecteur pour étudier l'influence de la direction de visée par
rapport aux passages des jets de combustible,
calage du début d'injection,
température et pression d'air à l'admission.
Cette liste n'est pas complète car il existe beaucoup d'autres paramètres dont
rinfluence sur la fiamme est importante, telle que la qualité de l'injection (pression, nombre de
trous de l'injecteur,...).
Malheureusement, toutes les données ne sont pas exploitables avec la méthode que
nous proposons ici car les étalonnages relatifs aux premières campagnes d'essais se sont révélés
de qualité médiocre. Ils ont été réalisés sans système optique placé entre l'entrée du pyromètre
et le corps étalon, ce qui correspond à des niveaux de signal trop faibles pour que
Péxtrapolation des relations obtenues à toute la plage de mesures puisse garantir une précision
su.ffisante. Seuls les essais réalisés à l'aide du second pyromètre seront pris en considération.
Ce sont les études de l'influence du régime et du couple, Ces paramètres sont d'autre part, les
plus importants pour un point de fonctionnement d'un moteur.
Malgré cela, l'étude concernant l'influence de la position angulaire de l'injecteur
peut être menée à bien car elle repose sur l'observation des variations des signaux et non sur
- 67 -
leurs valeurs absolues. L'analyse des résultats fait apparaître que la direction des jets de
combustible ne change pas l'instant d'apparition du signal lumineux dans la zone de visée. De
même, les positions des variations et du maximum de température restent stables. Nous
pouvons donc écarter les questions posées en ce qui concerne d'une part, l'influence du passage
des jets de combustible dans la zone de visée et d'autre part l'effet de "swirl". Globalement, la
fiamme Diesel se comporte ici comme une couronne progressant à partir de l'injecteur, et très
homogène à un rayon donné.
Nous présentons dans les parties suivantes, les résultats obtenus pour différentes
valeurs de couple et de régime du moteur. Les mesures nécessaires à cette étude ont été
menées en fixant, dans un premier temps, la valeur du couple, puis en adaptant le régime du
moteur. Les valeurs de ces paramètres, pour chacun des points de mesure, sont regroupées en
annexe 7. Les calculs de résolution sont réalisés après avoir effectué la moyenne des données
sur 72 cycles consécutifs ainsi que nous l'avons expliqué dans le paragraphe précédent. Nous
en déduisons une analyse des caractéristiques suivantes [voir les courbes de résultats
présentées en annexe 7]
délais d'apparition du signal lumineux dans la zone de visée par rapport au début
de l'injection comparés aux délais d'inflammation du combustible,
températures,
part de la zone de visée occupée par la fiamme en s'appuyant sur les valeurs du
coefficient K,
fraction volumique des particules de suie.
Nous remarquerons, pour certains points, que les résultats sont inexploitables au-
delà de 80 degrés vilebrequin car le bruit et le niveau faible des signaux ne permettent pas de
garantir les valeurs obtenues.
W-6-1 Délais d'apparition du signal
Lorsque le carburant est injecté dans le cylindre, il ne brûle pas instantanément. Il
existe un délai entre le début de l'injection et l'auto-inflammation [23, 46]. Ce délai se
décompose en un délai physique qui correspond au temps nécessaire pour porter une fraction
(do vil)2
- 68 -
de combustible à sa température d'évaporation, à la vaporiser et à la chauffer, et un délai
chimique qui correspond au temps nécessaire aux réactions de combustion pour produire une
augmentation sensible de la vitesse de combustion (passage en combustion vive). Différentes
formules existent pour donner une expression analytique de ce délai ; elles dépendent
essentiellement de la pression et de la température des gaz chauds. Une valeur expérimentale
est mesurable en déterminant le temps écoulé entre le début de la levée de l'aiguille de
l'injecteur et l'instant où la courbe expérimentale de pression s'écarte de la courbe de simple
compression.
Nous comparons ici ce délai, calculé à l'aide du signal de pression (nous
considérons, par simplification, que le début de la combustion coïncide avec le pointd2p
O) et le délai mesuré pour le début des signaux lumineux (Figures IV. 14 et IV. 15).
Vitesses de rotation croissantes
Figure IV. 14 Comparaison des délais en degrés vilebrequin obtenus à l'aide du
signal de pression et des signaux lumineux.
- 69 -
0.8 -
0.75 -
0.7-
0.5
0.45 -
0.4
u
.vitesses croissantes
u
u
u
uu
u
u
délai optique (ms)
1 1.1 1.2 1.3 lA 1.5 1.6 1.7
Figure IV. 15 : Comparaison des délais en temps obtenus à l'aide du signal de
pression et des signaux lumineux.
Nous obtenons une bonne relation entre les deux délais, ce qui montre que les deux
quantités sont fortement corrélées. Les délais optiques sont près de deux fois supérieurs aux
délais de pression. La combustion est donc déjà engagée dans la chambre de combustion
lorsque le signal lumineux apparaît. Différentes explications peuvent être avancées.
Tout d'abord, la localisation de la visée peut jouer un rôle important car le début du
rayonnement peut ne pas être observé. En effet, comme l'a constaté H.X. Quoc [48], le temps
nécessaire pour la propagation du jet enflammé d'un point à un autre est une des raisons du
décalage des signaux. En tenant compte d'une vitesse d'expansion de la zone de combustion de
l'ordre de 40 mIs, nous observons que dans ces hypothèses et en prenant un retard moyen de
0,75 ms (Figure IV. 15), le début de la combustion se situerait à environ 3 cm de la zone de
visée qui est une distance tout à fait plausible compte tenu de la géométrie de notre moteur.
Ceci tendrait à montrer que la zone de visée se trouve trop éloignée de l'injecteur et
expliquerait le fait que nous constatons l'absence partielle de signal lors de mesures réalisées
avec peu de carburant injecté par coup (ralenti ou très faible charge). Il sera donc nécessaire de
tenir compte de la position radiale du point de visée dans des applications futures.
- 70 -
Enfin, il est important de rappeler que nous travaillons dans le domaine spectral du
proche infrarouge à des longueurs d'onde ou seules les particules de suie rayonnent. Cela
signifie que l'existence d'un signal implique la présence de suies ; or, la combustion Diesel
démarre avec une phase de combustion de prémélange qui précède la combustion de diffusion
[46J source de suies. Nous pouvons, ainsi observer un décalage dû à la seule présence de la
combustion de prémélange et l'absence de suies.
Ces deux effets s'ajoutent et nous pouvons supposer que les retards que nous
constatons avec notre système de mesures sont une combinaison des deux. La mise en place
d'un second accès optique, à une distance beaucoup plus faible de l'injecteur, pourrait apporter
des réponses quant à la part due à chacune des causes.
W-6-2 Température
La première observation lors de l'examen des courbes de température obtenues par
notre étude (annexe 7) dont un exemple est présenté par la figure IV. 16, est que les paramètres
moteur, que sont le couple et la vitesse, influent peu sur celle-ci.
2400 -
2300 -2200 -
2100 -
2000 -
1900 -
1800 -
1700 -
1600
-20 o 20
degrés vilebrequin
40
point de mesure n° 203
60 80
Plage de résultatsà écarter
100 120
Figure IV. 16 : Exemple de températures instantanées calculées.
Pl' H
- 71 -
La température instantanée ne reste en général qu'une faible partie du cycle à des
valeurs élevées, et chute relativement rapidement ensuite (en moyenne 6 K par degrés
vilebrequin). La position du maximum de température se rapproche du point mort haut lorsque
la vitesse diminue, et précède toujours de quelques degrés vilebrequin la position du maximum
de pression (entre 2 et 5 degrés vilebrequin pour les plus fortes charges). En valeur absolue,
cette température maximale varie peu en fonction du couple (Figures IV. 17 et IV. 18) ou du
régime (Figures IV.19 et IV.20).
2350 -
2330- TmaxQÇ u
0 500 1000 1500 2000
2400 -
2380- Tmax(K)
C(Nm)
0 1000 2000 3000
Figure IV. 17 : Températures instantanées Figure W. 18 Températures instantanées
maximales suivant le couple, à 1800 tr/mn, maximales suivant le couple, à 1170 tr/mn.
2400
2320Régime (tr/mn)
2300 I I
800 1000 1200 1400 1600 1800
2400
2380
2360 -Tmax (K)
2340 -
2320
2300
2280Régime (tr/mn)
800 1000 1200 1400 1600 1800
Figure W. 19 Températures instantanées Figure IV.20 : Températures instantanées
maximales suivant le régime, à 1500 Nm. maximales suivant le régime, à 1700 Nm.
2310- I u 2360 -
2290-
2270 -u
2340-
2320 -C(Nm)
2250 2300i
u U
u
U u
uu
- 72 -
Les écarts observés, pour l'ensemble des points de fonctionnement (Figure IV.21)
dépassent rarement 150 K si on écarte les mesures à très faible couple qui ne sont pas
représentatives car elles résultent de signaux trop faibles et aléatoires. A fort couple, les écarts
plus importants peuvent être provoqués par des combustions incomplètes favorisées par des
impacts de combustible sur les parois.
Les variations particulières des températures instantanées, telles que celles que l'on
peut voir sur la figure IV. 16 entre les angles 20 et 40 degrés du vilebrequin, ne peuvent pas
être attribuées à de la dispersion comme nous l'avons montré dans l'étude de celle-ci. La
position de ces remontées relatives de température est variable en fonction du régime mais
reste inchangée lorsque le couple varie.
au
a-a
a
Couple (Nm)I
0 500 1000 1500 2000 2500
Figure IV.2 1: Températures instantanées maximales mesurées en fonction du
couple à différents régimes.
2400 -
auI
2350 . a
2300E-
a
Iaa
t
2250 -I
2200 Ru
a
2150 -a
2100 I
- 73 -
Par exemple, à 1800 tr/mn (points n° 225, 232, 239, 246 et 243, annexe 7), ce
phénomène reste placé à 45 degrés vilebrequin. Ces variations de températures apparaissent
comme fortement liées à celles de la quantité de suies; pour cette raison nous étudierons plus
en détail les phénomènes pouvant causer cela lors de l'étude de la quantité Fv.
W-6-3 Part occupée par la fiamme dans Ja zone de visée
Le coefficient K que nous avons introduit dans notre méthode pyrométrique prend
en compte diverses quantités, parmi lesquelles se trouvent l'encrassement, supposé gris, du
hublot et la part de l'angle solide de visée occupée par la fiamme. Nous pouvons facilement
considérer que K est proportionnel à l'encrassement instantané du hublot et inversement
proportionnel à la part de fiamme. Il n'est pas facile de déterminer la part que prend chacun de
ces deux paramètres dans la valeur du coefficient K. Néanmoins, nous pouvons tirer
d'intéressantes constatations en nous appuyant simplement sur l'observation des résultats
obtenus.
Au vu des résultats, et ceci quel que soit le point de fonctionnement, le coefficient
K subit une évolution à trois phases caractéristiques au cours du cycle. Dans un premier temps,
il chute extrêmement rapidement pendant quelques degrés vilebrequin (environ 5 degrés
vilebrequin). II se stabilise ensuite pendant une vingtaine de degrés, puis amorce une remontée
avec une vitesse relativement stable en faisant apparaître quelques fluctuations (Figure IV.22).
La première phase semble être représentative du développement du rayonnement
de la fiamme dans la zone de visée. Ceci peut être interprété comme étant un remplissage
progressif de l'ensemble de la zone par la fiamme ou bien encore la transition entre une
combustion initialement en fiamme de prémélange qui n'émet pas aux longueurs d'onde que
nous utilisons et la combustion en fiamme de diffusion qui est source de particules dont
l'émission peut être captée par notre système. Nous ne sommes pas en mesure, actuellement,
d'apporter une réponse à ce problème. Cependant, nous pouvons faire quelques remarques à ce
sujet : un calcul rapide tenant compte de l'étendue de la zone visée et de la durée de
décroissance de la valeur de K aboutit à des vitesses d'expansion de la zone de combustion
(environ 5 mIs) inférieures à celles déjà observées [48]. Mais il ne faut pas oublier que nous
- 74 -
observons, avec notre montage, l'extrémité de la poche du piston dans laquelle a lieu la majeure
partie de la combustion, ce qui peut expliquer des valeurs de vitesse plus faibles. Il est aussi
important de citer les effets de la turbulence, dans la chambre de combustion, qui peuvent être
à l'Origine d'une telle variation. L'influence de l'encrassement du hublot n'apparaît pas comme
étant prépondérante sur l'évolution du coefficient K dans cette phase.
Figure JV.22 : Exemple de coefficients K instantanés calculés.
Dans la seconde phase, le coefficient se stabilise durant une vingtaine de degrés,
non loin d'une valeur minimale qui semble très sensible à l'encrassement du hublot et qui n'est
atteinte que si la fiamme occupe toute la zone de visée.
Lorsque cette étape se termine, le coefficient entame une remontée sensiblement
linéaire en fonction de la position du vilebrequin. Cependant, cette linéarité n'est plus vraiment
vérifiée sur certaines plages où l'on observe, par ailleurs, de fortes variations de la fraction
volumique des suies Fv. Nous étudierons cette relation dans le paragraphe suivant.
- 75 -
La rampe principale lors de cette dernière phase peut être expliquée par une
diminution de la combustion. En effet, l'injection étant alors terminée, on s'attend à observer la
disparition progressive de la fiamme qui s'évanouit sous forme de poches de combustion
résiduelles ne remplissant que partiellement l'angle solide de visée. Cette explication semble
être la seule pouvant justifier la variation observée.
Nous ne pouvons pas actuellement argumenter d'avantage toutes ces propositions,
mais la reproductibilité de ce type de variations du coefficient K tout au long de nos mesures
reste un point conséquent.
Lors des mesures, certains essais ont été réalisés avec un hublot temporairement
très encrassé du fait des modes de fonctionnement précédents (par exemple le point 274,
présenté au paragraphe IV-7) et si on compare les résultats obtenus avec ceux d'un point de
fonctionnement identique mais avec le hublot beaucoup moins encrassé (par exemple le point
288, présenté au paragraphe W-7), on remarque que le rapport des coefficients instantanés K
des deux points de mesure reste sensiblement constant avec une valeur proche de 1,7 (figure
IV.23), et que les rapports des signaux mesurés, pour une voie donnée, ont le même
comportement mais avec une valeur inverse (figure V.24).
1 .4
00
0.6 -
0.4
degrés vilebrequin
Figure IV.23 : Rapport des valeurs instantanées du coefficient K pour deux points de
fonctionnement du moteur identiques et deux encrassements du hublot différents.
00 20.0 40.0 60.0 80.0 100.0
- 76 -
On en déduit facilement que le point 274 a été réalisé avec un encrassement de
70% supérieur à celui du point 288 et ceci montre bien que le coefficient K prend en compte
cet encrassement.
Figure P1.24 Rapport des tensions instantanées pour deux points de fonctionnement du
moteur identiques et deux encrassements du hublot différents.
IV-6-4 Fraction volumique des suies
Nous nous intéressons maintenant aux fractions volumiques instantanées des
particules de suie. La figure P1.25 présente un exemple des résultats relatifs à cette quantité
obtenus par notre système de mesure. L'épaisseur du nuage de particules (I) pris en compte ici,
est. la hauteur de la chambre de combustion à chaque instant. Il n'est pas certain que le nuage
de particules occupe la totalité de l'espace visé, mais cette hauteur reste le paramètre accessible
le plus représentatif de l'épaisseur physique 1 du nuage de particules.
- 77 -
o
degrés vilebrequin
Point de mesure n°203
Plage de résultats
à écarter
-20 0 20 40 60 80 100 120
Figure IV.25 Exemple de fractions volumiques instantanées calculées.
De même que pour les autres quantités calculées, la fraction volumique présente
une forme caractéristique qui reste relativement identique pour tous les points de
fonctionnement.
On voit apparaître une quantité importante de suies lorsque la combustion en
fiamme de diffusion commence puis ces suies disparaissent très rapidement pour atteindre une
fraction volumique beaucoup plus faible. La durée de cette décroissance reste limitée (autour
de 15 degrés vilebrequin) et relativement stable. On peut remarquer, sur ce point, une certaine
similitude avec la décroissance du coefficient K et la chute rapide de la concentration des
particules de suie observée peut être, ici encore, l'effet du développement de la combustion ou
de la turbulence.
La fraction volumique des suies augmente ensuite de nouveau au cours d'une
seconde phase de formation des suies qui précède leur disparition par oxydation. La position et
l'amplitude de cette seconde étape sont fortement dépendantes du régime du moteur et
Iloo -
90 -
60-50 -
40 -
30 -
20 -
IO PMH
78 -
beaucoup moins de la charge. Ainsi, la quantité de suies formée augmente lorsque le régime
diminue et son maximum se rapproche du point mort haut.
Les trois quantités que nous avons observées ici (T, K et Fv) restent fortement
liées. Ainsi, lorsqu'au cours de la seconde partie des mesures (après le pic initial) il y a un
accroissement de la quantité de suies formées, on observe simultanément une remontée relative
de la température et une inflexion du coefficient K vers les faibles valeurs. Ceci semble montrer
que la fiamme se redéveloppe et envahit le dômaine visé.
Pour notre méthode de mesure, le coefficient K dépend, entre autre, de la part de
la zone de visée occupée par la fiamme. Ainsi, les valeurs de température et de quantité de
suies obtenues ne sont pas applicables à l'ensemble du volume observé mais seulement aux
zones en combustion. Une valeur moyenne de la quantité de particules dans le cône de visée
peut cependant être représentée par le rapport . L'étude de cette quantité au cours du cycle
(Figure IV.26 et IV.27) fait alors apparaître, comme pour la température, une très faible
dépendance par rapport au couple ou au régime de rotation.
20 -
6
4-
O
2 - degrés vilebrequinMH
1170 tr/mn
-20 0 20 40 60 80 100 120
Figure P1.26 Comparaison des fractions volumiques moyennes représentées par Fv/K dans la
zone de visée à régime constant et couple variable.
- 79 -
6-4-2-o
-20
PMH
degrés vilebrequin
Couple 1800 Nm
20 40 60 80 100
Figure IV.27 Comparaison des fractions volumiques moyennes représentées par Fv/K dans la
zone de visée à couple constant et régime variable.
IV-7 ANALYSE PYROMETRIQUE DU FONCTIONNEMENT A PLEINE CHARGE
DU MOTEUR
La quantité de combustible injectée à chaque coup est directement liée à la charge
du moteur pour une vitesse fixée. Afin d'observer, pour une quantité injectée maximale,
l'influence de la vitesse de rotation sur les résultats, nous avons réalisé des mesures pour
différents points de fonctionnement à pleine charge. Une courbe pleine charge représente le
couple du moteur à différents régimes pour une quantité de combustible maximale injectée à
chaque coup. Ces points de fonctionnement sont les plus fréquemment utilisés dans les
applications industrielles des moteurs du type étudié. Il nous paraît donc important de les
examiner de manière plus approfondie.
Nous présentons ici les résultats obtenus pour deux séries de mesures réalisées à
des périodes différentes.
2400
2300
2200
2100
2000
1900
1600
1700
1600
-20
T -T.
+ 4.
O20
4060
8010
012
0
2400
2300
2200
2100
2000
1900
1800
1700
1600 14
0
120
100
60 40 20
2040
60
0 -23
023
¿060
8010
0
6010
0
120
120
f238
* k2
BB
Num
éro
Rég
ime
(tr/
mn)
Cou
ple
(Nm
)
Pui
ssan
ce
(kW
)
Déb
it ai
r
(nm
3/h)
Con
s/co
upN
O
(ppm
)
274
1802
1745
329.
217
5127
8.9
632
Num
éro
Rég
ime
Cou
ple
Pui
ssan
ceD
ébit
air
Con
s/co
upN
O
(tr/
mn)
(Nm
)(k
W)
(nm
3/h)
-(p
pm)
288
1803
1761
332.
417
5327
7.5
643
-20
a20
4060
6010
0J2
0
-20
o
-t -t 4 4
f274
1x27
4.
140
120
100
BO 60 40 20
o
2400
2300
2200
2100
2000
1900
1800
1700
1600
140
120
100
80 60 40 20
0 -20
o20
4060
8010
012
0
t27
. f75
1i27
5
2400
2300
2200
2100
2000
1900
1800
1700
1600 14
0
120
100
BO 60 40 20
0 -20
020
4060
BO
100
- t2
ß9
120
fEB
Ok2
BO
'4um
éro
Rég
ime
(tr/
mn)
Cou
ple
(Nm
)
Pui
ssan
ce
(kW
)
Déb
it ai
r
(nm
3/h)
Con
s/co
upN
O
(ppm
)
289
1650
1868
322.
416
7528
3.7
739
Num
éro
Rég
ime
(tr/
mn)
Cou
ple
(Nm
)
Pui
ssan
ce
(kW
)
Déb
it ai
r
(nm
3/h)
Con
s/co
upN
O
(ppm
)
275
1650
1853
319.
716
6528
1.8
726
-20
o20
4360
8010
012
0-2
0o
2040
6080
100
120
2400
2300
2200
2100
2000
1900
1800
1700
1600
-20
a20
4060
8010
012
0
t.278
2400
2300
2200
2100
2000
1900
1800
1700
1600 14
0
120
100
80 60 40 20
o-20
020
4060
8010
012
0
-20
020
4060
8010
012
0
t29D
(29D
* k2
D
Num
éro
Rég
ime
(tr/
mn)
Cou
ple
(Nm
)
Puis
sanc
e
(kW
)
Deb
it ai
r
(nrn
3/b)
Con
s/co
up(w
is)
NO
(ppm
)
276
1500
1933
303.
815
4528
5.7
795
Num
éro
Rég
ime
(tr/
mn)
Cou
ple
(Nm
)
Puis
sanc
e
(kW
)
Déb
it ai
r
(nm
3/h)
Con
s/co
up i)N
O
(ppm
)
290
1504
1949
307.
015
6528
9.3
806
2400
2300
2200
2100
2000
1900
1600
1700
1600
t277
2400
2300
2200
2100
2000
1900
1800
1700
1600
Num
éro
Rég
ime
(tr/
mn)
Cou
ple
(Nm
)
Pui
ssan
ce
(kW
)
Déb
it ai
r
(nm
3/h)
Con
s/co
up 1)-
NO
(ppm
)
291
1350
2000
283.
114
0029
2.1
868
Num
éro
Rég
ime
Cou
ple
Pui
ssan
ceD
ébit
air
Con
s/co
up()
NO
(tr/
mn)
(Nm
)(k
W)
(nm
3/h)
(ppm
)
277
1350
1974
279.
513
8429
1.0
835
140
f277
1i27
74.
120
100
80 60 40
4-20
o-2
0o
2040
6080
loo
120
-20
o20
4060
8010
012
0
-20
o20
¿o60
riD10
012
012
010
0U
D6O
4020
o-2
0
140
120
100 80 60 40 20
D
2400
2300
2200
2100
2000
1900
1B00
1700
1600
140
120
100
BO 60 40 20
o
T
t27ß
127B
* k2
78
2400
2300
2200
2100
2000
1900
1800
1700
¶ 60
0
140
120
100 80 60 40 20
0
t22
Num
éro
Rég
ime
(tr/
mn)
Cou
ple
(Hm
)
Pui
ssan
ce
(kW
)
Déb
it ai
r
(nm
3/h)
Con
s/co
upS
)N
O
(jpm
)
278
1171
1985
243.
511
5129
3.7
930
Num
éro
1.ég
ime
Cou
ple
Pui
ssan
ceD
ébit
air
Con
s/co
upN
O
(sr/
inn)
(Hm
)(k
W)
(nm
3/h)
(ppm
)
292
1171
2022
248.
311
6829
4.5
967
-20
o20
4060
0010
012
0-2
0o
2040
6060
100
120
-20
o20
4060
-20
020
4060
8010
012
080
100
120
4O0
?300 20
O
2100
2000
1900
1500
1700
1600
140
120
100
BO 60 40 20
o-20
-20
o O
20 20
¿D 40
60 60
Do
BO
100
100
120
120
t27
L27
9
2400
2300
2200
2100
2000
1900
I BO
O
1700
1600 14
0
120
100
BO 60 40 20
-20
O
-20
o20
4060
BD
100
120
Num
éro
Rég
ime
(trl
mn)
Cou
ple
(Nm
)
Puis
sanc
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(kW
)
Déb
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r
(nm
3Th)
Con
s/co
up(,
1N
O
(ppm
)
293
1050
1985
218.
298
629
9.0
976
Num
éro
Rég
ime
(tr/
mn)
Cou
ple
(Nm
)
Puis
sanc
e
(kW
)
Déb
it ai
r
(nm
3/h)
,cou
pN
O
(ppm
)
279
1052
1940
212.
896
330
2.9
930
120
100
BD
6040
O20
2400
2300
2200
2100
2000
1900
1800
1700
1600
-20
O20
4080
BD
100
20
-20
020
4060
0010
012
0
t2aD
1280
L2B
D
2400
2300
2200
2100
2000
1900
1800
1700
1600
-20
O20
4060
8010
012
0
t294
1204
L294
Num
éro
Réi
ipe
(tr/
mn)
CpH
pc
(Nm
)
Pui
ssan
ce
(kW
)
Déb
it ai
r
(run
3/b)
Con
s/co
upN
O
(ppm
)
280
901
1848
174.
375
630
3.9
830
tum
éro
¡tém
eC
oupl
eP
uiss
ance
Déb
it ai
rC
ons/
coup
(mm
)N
O
(tr/
mn)
(Nm
)(k
W)
(nm
3lh)
(ppm
)
294
903
1870
176.
976
229
9.5
871
-20
O20
4060
BO
100
120
140
120
100
BO 60 40 20
0
140
120
100
BO 60 40 20
O
- 87 -
En particulier, la première série a été menée avec un hublot fortement encrassé au
départ. Les résultats sont regroupés deux à deux et dans l'ordre des régimes décroissants de
façon à pouvoir comparer les deux séries de mesures. Les signaux obtenus sont de très bonne
qualité sur une grande plage de rotation du vilebrequin mais, malheureusement, comme pour
les mesures précédentes, ils se détériorent après environ 80 degrés vilebrequin et les quantités
calculées perdent alors toute signification physique.
En observant ces résultats, on constate tout d'abord une bonne concordance entre
les deux séries de mesures et une grande reproductibilité des résultats. En effet, la comparaison
des courbes précédentes deux à deux montre que les variations des différentes quantités ne
sont pas aléatoires. Cependant, de faibles écarts sur les températures maximales sont relevés à
chaque régime comme le montre la figure IV.28.
2320 -
2300
2280 -
2260 -
2240
2220 -régime de rotation (tr/mn)
2200 I
800 900 1000 1100 1200 1300 1400 1500 1600 1700 1800
Figure IV.28 Températures instantanées maximales pour des points de
fonctionnement du moteur à pleine charge.
L'origine de ces différences peut être une évolution parallèle des paramètres de
fonctionnement du moteur (température et pression de l'air à l'admission, température du
combustible, température du circuit de refroidissement) qui engendreraient des modifications
- 88 -
dans le déroulement de la combustion. L'observation des valeurs maximales des signaux de
pression montre en effet des écarts jusqu'à 6 bars entre les deux séries (Figure IV.29).
124
122 bars
120
118
116
114
112
110u
108 régime de rotation (tr/mn)
106800 900 1000 1100 1200 1300 1400 1500 1600 1700 1800
Figure IV,29 : Pressions instantanées maximales pour des points de
fonctionnement du moteur à pleine charge.
Un second résultat important est la confirmation du caractère quasi invariable de la
température à pleine charge, quelle que soit la vitesse choisie (de 1800 tr/mn à 900 tr/mn),
aussi bien en valeur absolue que relative. La figure IV.30 regroupe les évolutions des
températures mesurées aux points de fonctionnement pleine charge de la première série de
mesures après les avoir décalées de quelques degrés vilebrequin par rapport au point mort haut
pour permettre leur comparaison malgré des délais d'inflammation différents. Il est clair que les
écarts restent faibles, même tard dans la combustion.
- 89 -
Figure IV.30 : Comparaison des résultats de températures instantanées (décalés)
des points de fonctionnement à pleine charge.
Les remarques faites au paragraphe précédent, concernant les évolutions
temporelles générales de T, FyI et K, restent valables pour le cas particulier du fonctionnement
à pleine charge. Les variations relatives de ces trois paramètres calculés présentent les mêmes
phases caractéristiques. L'apparition de la fiamme de diffi.ision est brutale (quelques degrés
vilebrequin) et les concentrations en suies, très élevées, varient très rapidement dans le temps.
Lorsque ces fortes quantités de suies brûlent, la température se trouve à des niveaux élevés et
la fiamme semble occuper toute la zone de visée. Cette phase s'étend sur une vingtaine de
degrés vilebrequin quelle que soit la vitesse de rotation choisie sur la courbe pleine charge.
Le déroulement de la combustion qui suit dépend par contre de cette vitesse de
rotation. Une remontée de la fraction volumique des suies apparaît sauf pour le régime de
rotation maximum. Dans ce cas, l'accroissement de la vitesse peut être un moyen d'augmenter
le mélange air-combustible et ainsi de limiter la formation des suies durant cette période. Nous
ne nous avancerons pas plus dans l'interprétation de ce phénomène car il apparaît souhaitable
- 90 -
que des mesures supplémentaires soient réalisées pour déterminer plus précisément l'influence
de chaque paramètre du moteur.
L'exploitation des résultats de nos mesures en matière de polluants peut être
réalisée directement à partir de la quantité Fv pour l'étude des concentrations de suies et à
partir de la température instantanée pour celle des oxydes d'azote que nous aborderons dans la
partie V.
La mesure de particule à l'échappement est souvent réalisée par la prise de l'indice
Bosch à la sortie du moteur. La mesure de Fv que nous obtenons présente des valeurs
inexploitables après environ 80 degrés vilebrequin. Or pour pouvoir comparer ces deux
méthodes de mesure, il faudrait pouvoir fournir une valeur fiable de Fv à l'ouverture des
soupapes d'échappement (à 130 degrés vilebrequin). Le matériel que nous avons utilisé et les
choix technologiques que nous avons fait ne le permettent pas actuellement et devraient être
optimisés pour réaliser la mesure de signaux de très bas niveaux. Par contre, la mesure des
fractions volumiques effectuée permet de suivre en continu la production de suies et ainsi d'en
évaluer les paramètres. En effet, malgré quelques évolutions erratiques, nous observons une
bonne reproductibilité des résultats pour ce paramètre.
W-8 CONCLUSION
Les problèmes, liés à l'aménagement d'un accès optique à la chambre de
combustion d'un moteur Diesel industriel et concernant à la fois sa réalisation technologique et
sa tenue dans des conditions de fonctionnement sévères, ont été examinés avec succès et la
possibilité d'utilisation d'un tel accès pour nos mesures pendant plusieurs centaines d'heures de
fonctionnement du moteur est démontrée. Afin de pouvoir exploiter pleinement les mesures
réalisées, il apparaît important de se placer le plus près possible de la zone de démarrage de la
combustion.
91
Les résultats, obtenus avec les options choisies pour cette étude, montrent
clairement l'existence de trois phases dans le déroulement des phénomènes observés:
une phase rapide d'apparition de la fiamme de diffusion fortement chargée en
suie,
un déroulement relativement constant, uniforme et bien délimité dans le temps
de la combustion avec une forte consommation de particules,
une dégénérescence régulière de la fiamme qui est souvent entachée d'une
seconde phase de formation de suies.
La qualité des signaux mesurés est très bonne mais elle reste limitée à une plage du
cycle moteur. Ainsi, l'utilisation de la quantité de suies instantanée mesurée par notre système
en vue de prédire les "fumées" présentes à la sortie du moteur passe par l'augmentation du
rapport signal sur bruit des chaînes de mesure.
V-1 PRESENTATION
Parmi les polluants émis par les moteurs Diesel, les oxydes d'azote, ainsi que les
suies, font partie des plus importants. Les réglementations sont de plus en plus strictes et un
grand nombre d'études et de projets sont développés pour pouvoir y satisfaire [2]. La mesure
expérimentale de la température de fiamme que nous avons développée peut permettre d'une
part d'étudier la formation des oxydes d'azote au cours du temps et d'autre part d'émettre un
diagnostic rapide quant à la production finale. En effet la formation des oxydes d'azote dépend
essentiellement de la température atteinte et son utilisation dans un modèle simple permet,
suivant certaines hypothèses, de calculer les quantités produites à chaque instant.
V-2 PROCESSUS DE FORMATION DES OXYDES D'AZOTE
Dans un milieu en réaction résident trois sortes de mécanisme de formation des
NO [16, 17] (notons que le terme NO représente tous les oxydes d'azote présents et que
l'espèce majoritaire est le NO).
Formation de NO à partir des espèces azotées (autres que l'azote moléculaire de
l'air). L'azote présent dans le combustible peut former du NO par combinaison avec l'oxygène
de l'air : il est appelé "fiel NO". Ce mécanisme apparaît dans la zone occupée par la fiamme
avec une vitesse très élevée. Dans le cas des moteurs Diesel, les combustibles sont peu chargés
en azote, ce qui nous permet de négliger ce phénomène.
- 92 -
V APPLICATION DES RESULTATS DE LA
MESURE DE TEMPERATURE A L'ETUDE DE LA
FORMATION DES OXYDES D'AZOTE
- 93 -
Formation de NO dans la zone réactionnelle à partir de l'azote moléculaire de
l'air. Dans cette zone, certains radicaux sont capables de briser la triple liaison N2 avec une
vitesse très élevée. Ce processus est connu sous le nom de "prompt NO" ou "NO précoce" et
est négligeable dans les flammes pauvres, fl ne sera pas pris en compte dans la présente étude,
lacombustion Diesel relevant de ce type de fiamme.
Formation de NO dans les produits de combustion à partir de l'azote
moléculaire de l'air. Dans ces produits, le mécanisme de formation est fortement dépendant de
la température : c'est le "NO thermique". Il est courant de considérer que c'est le mécanisme
principal dans la combustion Diesel ; c'est donc à lui que nous nous intéresserons dans notre
étude.
Y-3 UTILISATION D'UN MODELE SIMPLE DE FORMATION DES "NO
rHkRMIQUES"
Le mécanisme radicalaire de Zeldovich [16, 17, 56] est composé de deux réactions
réversibles {1} et (2)
N2+O NO+N {1}(K1,K1)
NO + O <-> N +02 (2}(K2,K...2) (V.1)
Nous tirons des relations d'équilibre l'expression de la vitesse temporelle de
fórmation de NO:
d{NO}= 2K1(N2)(0) - 2K2K - i(NO)2
K -2(02)(V.2)
où la quantité entre crochets est la concentration instantanée et celles entre
parenthèses, les concentrations à l'équilibre en moles par centimètre cube.
Le temps de réaction de NOx est grand par rapport aux phénomènes présents dans
la chambre de combustion et la concentration instantanée de NO reste faible. Dans la relation
(V.2) la seconde partie de la relation, qui est un terme de destruction, peut alors être omis
[1 6J. La concentration de l'espèce O peut être déterminée en utilisant l'équilibre entre les
- 94 -
espèces H2, 02 et H20 mais nous n'avons pas actuellement suffisamment d'éléments pour le
faire, ce qui nous oblige à considérer, en première approximation, cette concentration
proportionnelle à celle de 02. Ainsi, nous avons:
d{N01 = A[ex( 76000 )](N2)(02) (V.3)
où la constante "A" prend en compte tous les termes constants apparus en facteur.
La valeur et l'unité de "A" changera dans les développements suivants pour tenir compte de
nouvelles constantes apparues en facteur.
Pour l'application à un moteur Diesel industriel nous supposons que (N2)=[N2] et
(02){02]. L'hypothèse de concentration d'oxygène constante est la plus forte car celui-ci est
consommé pendant la combustion mais le fort excès d'air de la combustion Diesel permet de
justifier en partie cette hypothèse simplificatrice. La relation (V.3) devient:
Il nous faut déterminer le volume dans lequel a lieu cette réaction. On admet que
les N0 se forment dans un volume à définir entre le lieu de la réaction elle-même (caractérisée
par la température observée) et l'évolution des gaz brûlés. Nous formulons l'hypothèse que la
température des gaz brûlés décroît à partir de la valeur observée par mélange et diffusion de la
chaleur compte tenu des excès d'air habituels à la combustion Diesel. Cette hypothèse peut
s'avérer inexacte dans la phase de compression correspondant aux premiers stades de la
combustion. En effet, les premières fractions de gaz brûlés subissent alors une compression
susceptible de compenser et au-delà leur refroidissement. Par contre, après le maximum de
pression, il nous semble certain que la température réactionnelle observée est bien le maximum
disponible pour justifier la formation des NON. Compte tenu de la très rapide décroissance de
la formation des NO par rapport à la température, nous introduisons donc la notion d'un
volume limité de réaction Vr, qui permet de traduire en masse la cinétique exprimée en
concentration dans la relation (V.4). Le volume de la chambre de combustion dépend de la
position du piston et nous la notons Vol.
d[N0J r I 76000'\lI l[][0] (V.4)dt
=A[ex(RT )j
- 95 -
dM0 VrA r ' 76000
)]expl MN2MO2
dt 2Vol L RT
AD2 Vr [( 76000"ì1- ' Jio TVo12V' RT
Enfin, la concentration de NOx exprimée en parties par million est:
NOppm cx-M0
NOAD 'V r 76000
)ldecoYVol2[e RT j]
Nous faisons l'hypothèse que les masses d'azote et d'oxygène sont proportionnelles
à Ia masse d'air présente dans la chambre de combustion à la fermeture des soupapes
d'admission qui est elle aussi proportionnelle à ., où D est le débit d'air entrant dans le
moteur exprimé en normaux mètres cube par unité de temps. S'il existe un balayage (passage
direct de l'air d'admission à l'échappement) ou un contre-balayage (retour de gaz brûlés dans la
chambre de combustion), nous supposerons qu'il est proportionnel à
(V.8)
(V.9)
Nous exprimons le volume de réaction sous une forme différente : supposons que
Ia quantité de combustible soit brûlée pendant l'intervalle dO ; le nombre de moles
döxygène nécessaires à sa combustion lui est proportionnel; sachant qu'il y a moles d'air
Nous réalisons
des degrés vilebrequin
dM0
e
un changement
vitesse de
76000\1
de variable pour exprimer cette relation en fonction
rotation du moteur).
i iMr.Mo (V.6)VrA
= Q
[ (i expiL
=U) Vol2 RT }J
Cette équation est intégrée sur un cycle moteur complet
Vr r 1 76000"IN/mo
U)JV01L2
explRT
)]rvíN2Mo2de (V.7)
(V.5)
- 96 -
dans le volume Vol, la variation du volume de la zone de réaction pourra s'exprimer par la
relation de proportionnalité:
dg _VolD1dODO) Vol
En utilisant les relations V.9 et V.10, nous obtenons:
VrcC
dg
NOppm = -_[exp( 76O0O'ldO(i) Vol[ RT
(V.10)
(V.11)
Dans la relation précédente, le terme ne peut pas être calculé sans un modèle
de combustion. Cependant, ce terme peut être pris constant et proportionnel à la quantité
totale de carburant injectée en première approximation. La relation V.11 peut alors être
exprimée de la façon suivante:
NOppmcc (V.12)
Agç i I ( 76000"\lou = pI expl i idO
c J VolL RT )J
En limitant à une partie du cycle, nous pouvons étudier l'évolution de la
concentration instantanée dNO durant toute la combustion (figure V.1).
La figure V.1 montre que la réaction de formation des NO est arrêtée aux
alentours de la position 30 ou 40 degrés du vilebrequin après le point mort haut (PMH) comme
l'a observé Alatas et al. [11 ; ceci est dû à la présence de la températurç (T) dans l'exponentielle
et à celle du volume (Vol) au dénominateur dans l'expression L En comparant ces résultats
avec les variations de température, il apparaît que la formation de NO peut être négligée en
dessous d'une limite proche de 2050 K.
700
600
500
400
300
200
100
o
-100ioDEGRES VIL
w
o
- 97 -
10 20 30 40 50 60
Figure V.1: Z et (unités arbitraires), pour * 1800 et 1170 tr/mn, 100% de charge.
V-4 COMPARAISON AVEC LES MESURES REALISEES A L'ECHAPPEMENT
Nous comparons sur différents points de fonctionnement les mesures de
concentration de NO réalisées à l'échappement et les valeurs de E représentées sur les figures
V.2 et V.3. Ces deux figures montrent qu'il existe une relation linéaire entre les deux quantités
représentées pour une charge fixée (quantité de carburant injectée fixe) et Pon peut écrire:
NOppm calculée = a+b (V.13)
- 98 -
1200
O
O 200 400 600
quantité calculée (unité arbitraire)
800
Figure V.2 Comparaison entre les mesures de [NOJ et les calculs correspondants,
de 1800 à 1000 tr/mn et à 100% de charge.
selon la charge.
Figure V.3 : Comparaison entre les mesures de [NO} et les calculs correspondants,
de 1800 à 800 tr/mn et à 75% de charge.
Ceci conduit aux résultats de la figure V.4 où les coefficients a et b sont différents
1800 tr/mnu 1600 tr/mn
1400 tr/mn
1170 tr/mnX 1000 tr/mn
+ X
G 1800 tr/mn
1600 tr/mn
1400 tr/mn
1170 tr/mn
X 1000 trlmn
o 900 tr/mn
+ 800 tr/mn
0 200 400 600 800 1000
quantité calculée (unité arbitraire)
1000
4è
=600
400
200
1400
1200
1000
800
600
400
200
O
- 99 -
1400
1200
1000
800
600
400
200
O
O
nD
D
o 100%D 75%
200 400 600 800 1000 1200 1400
ppm calculées
Figure V.4: Comparaison entre ppm mesurées et calculées, de 1800 à 800 tr/mn.
V-5 CONCLUSION
Les résultats obtenus montrent que la production des oxydes d'azote peut être
correctement prédite par l'utilisation d'un modèle de formation simple et l'utilisation de la
température expérimentale obtenue par notre système de mesure. Néanmoins, cette étude ne
permet pas d'obtenir des résultats absolus satisfaisants car d'importantes hypothèses ont été
nécessaires et elles doivent être approfondies, notamment celles concernant ltinfluence de la
concentration d'oxygène, la détermination du volume de réaction ou la quantité de carburant
brûlé à chaque instant.
- loo -
VI CONCLUSION GENERALE
Pour étudier le déroulement de la combustion et la production des polluants dans
les moteurs Diesel, nous avons développé une méthode de mesure instantanée par pyrométrie
qui utilise trois signaux monochromatiques et permet d'obtenir la température de la fiamme
observée ainsi que sa concentration en particules de suie. Elle repose sur l'utilisation d'un
modèle d'émissivité monochromatique des particules de suie établi par Rayleigh dans
l'hypothèse des particules de petite taille.
Le domaine spectral est adapté pour permettre des mesures sur la totalité de la
phase de combustion dans un moteur Diesel, c'est à dire jusqu'à l'ouverture des soupapes
d'échappement, à condition que le rapport signal sur bruit des chaînes de mesure soit
acceptable. Les choix technologiques que nous avons présentés ont révélé quelques limitations
dans ce domaine mais l'utilisation de systèmes de détection plus performants devrait résoudre
facilement ce problème.
La méthode de mesure proposée nécessite l'introduction d'un coefficient
multiplicatif (appelé K) appliqué aux signaux mesurés de façon à prendre en compte d'une part
la transmission du système d'adaptation des chaînes de mesure sur le moteur et d'autre part le
niveau d'encrassement instantané du hublot d'accès mais surtout la part de la zone de visée
occupée par la fiamme.
Les difficultés d'accès direct à la chambre de combustion d'un moteur limitent le
choix d'emplacements de fenêtre optique. L'utilisation d'une fibre optique unique pour
véhiculer le signal hors de la chambre de combustion apparaît comme un atout important qui
permet d'élargir ce choix d'emplacements. Néanmoins, le système d'adaptation, plus
encombrant, d'un premier pyromètre a été conservé pour les mesures car il semblait situé à un
endroit propice à l'observation des différents phénomènes qui se déroulent durant la
combustion Diesel.
- 101 -
L'encrassement moyen du hublot a été étudié sur une période suffisamment étendue
dans le temps pour observer une afténuation régulière du signal transmis. Un fort encrassement
est constaté lorsque les points de fonctionnement sont à faible charge mais il disparaît après
quelques dizaines de minutes de fonctionnement du moteur fortement chargé. Cela nous
permet de penser que la période de transmission correcte d'un hublot placé en permanence sur
unnioteur peut dépasser plusieurs centaines d'heures.
Dans un premier temps, la dispersion cyclique, très présente dans nos mesures, a
été écartée par l'utilisation de moyennes de signaux sur un nombre suffisant de cycles moteur.
Les résultats obtenus par l'utilisation de trois signaux permettent d'observer des
valeurs de température, de fraction volumique et de coefficient K de très bonne qualité mais
sur une plage qui ne s'étend malheureusement pas au delà de 80 degrés après le PMH.
Néanmoins, l'étude de ces signaux permet de penser que la distance de la zone visée à
l'injecteur joue un rôle important dans les délais d'apparition du signal lumineux lié à la fiamme
de diffusion et à la turbulence dans la chambre de combustion. De plus, l'analyse des différents
résultats fait ressortir la présence de trois phases dans les phénomènes observés. La première
caractérise le développement très rapide de la fiamme de diffusion (quelques degrés vilebrequin
soit, entre 0,5 à i ms suivant les régimes de rotation) qui est à l'origine d'une formation
importante de particules de suie qui sont rapidement brûlées. Durant cette combustion, on
remarque une seconde étape pendant laquelle la fiamme présente une température élevée et
occupe la totalité de la zone observée. Enfin, la combustion qui n'est plus alimentée en
combustible s'estompe et la zone occupée par la fiamme dans l'angle solide d'observation se
résorbe progressivement tandis que la température chute régulièrement. La fraction volumique
locale des suies, dans cette dernière phase et pour un grand nombre de nos mesures, présente
une remontée plus ou moins prononcée qui influence sensiblement le coefficient K et la
température. Une analyse plus poussée des phénomènes qui se déroulent lors de cette phase
nécessite une optimisation des signaux et surtout la réalisation d'un grand nombre de mesures.
Les résultats actuels ne permettent pas de mettre en relation la quantité instantanée
de particules de suie et les mesures faites à l'échappement car cela nécessite une amélioration
du rapport signal sur bruit des chaînes de mesure, mais ils permettent de suivre en continu la
- 102 -
production de suies. D'autre part, par l'utilisation d'un modèle simple, on observe une très forte
corrélation entre le calcul de la quantité d'oxydes d'azote produits suivant un processus
thermique au cours du cycle moteur et les mesures effectuées à la sortie du moteur.
L'outil que nous avons développé permet de fournir des mesures très riches en
informations. Il peut être adapté à la conduite des moteurs Diesel mais il apparaît surtout
comme un moyen d'investigation important pour le développement de ces moteurs (en
particulier en matière de dépollution) et plus généralement pour l'étude de la combustion dans
les flammes chargées de particules.
- 103 -
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I1023auei
cosmiques
I?'1021 2c io io" io" ionc's
onsZ jrayons X
- 108 -
ANNEXES
i DEFINITIONS ET RAPPEL DE LOIS DU RAYONNEMENT THERMIQUE
[27,49,511
Nous présentons, dans cette partie, les principales définitions et lois du
rayonnement thermique qui nous sont utiles pour notre étude.
Rayonnement thermique:
On réunit sous l'appellation de rayonnement l'ensemble des échanges d'énergie par
ondes électromagnétiques entre les corps. Ce rayonnement peut être décomposé en un spectre
constitué de radiations monochromatiques caractérisées par leur fréquence y ou leur lòngueur
d'onde A.. Ces deux grandeurs sont liées par la relation : C = A. y, dans laquelle C est la vitesse
de propagation des ondes dans le milieu traversé. Cette dernière est déterminée par rapport à la
vitesse dans le vide C0 : C = où n est l'indice de réfraction du milieu traversé. La figure
A. 1.1 représente le spectre des ondes électromagnétiques.
fayonnement
,jmique1,0pm 1 cmi' 10'Z IA lOA 0.1 1pm
i0' IO"
1m 1Km
i& ;& io4 io4 io-' i° io' io' io 1o6,a mtrsrI 10's 10" 100 IO 10 iO' 106 i0 IO' Hz
-. t t 'basses
IR IMRO ONDES ONDES RADIO TELEPHONIE ftequences
I 11.11111 t
Figure A.I.1 Spectre des ondes électromagnétiques [49].
- 109 -
Le rayonnement thermique est celui émis par la matière du fait de sa température et
au détriment de son énergie calorifique. Il n'occupe qu'une très faible portion du spectre des
ondes électromagnétiques, située dans la fourchette de longueurs d'onde qui s'étend
approximativement de 0,1 à 100 microns. Celle-ci peut être divisée en trois parties qui sont
l'ultra-violet du côté des courtes longueurs d'onde, le visible situé environ entre 0,4 et 0,8 tm,
et l'infrarouge du côté des grandes longueurs d'onde.
Principales grandeurs physiques:
Les grandeurs physiques liées au rayonnement thermique peuvent être classées
selon deux critères indépendants:
la composition spectrale du rayonnement. Les grandeurs physiques relatives à
tensemble du spectre du rayonnement thermique sont appelées totales et celles relatives à un
intervalle spectral étroit dX, centré autour d'une longueur d'onde , sont dites
irionochromatiques.
la distribution spatiale du rayonnement. Les grandeurs sont dites hémisphériques
lorsqu'elles concernent l'ensemble des directions de l'espace, et directionnelles lorsqu'elles
caractérisent une direction donnée de propagation du rayonnement.
Les qualificatifs total et hémisphérique sont souvent facultatifs.
Grandeurs relatives aux surfaces émettant un rayonnement:
- Flux (total) d'une source. fl désigne la puissance émise par une source dans tout
respace où eile peut rayonner. Ce flux est généralement noté 4i et s'exprime en Watt.
- Intensité (totale) d'une source dans une direction donnée. On considère une
dfrection Ox issue de la surface d'un corps radiant. Si d40 est la portion du flux rayonné dans
un angle solide élémentaire d entourant la direction Ox, on désigne par intensité de la source,
-110-
dans la direction Ox, Io le flux par unité d'angle solide dans cette direction: 'Oxd0 dont
l'unité est W/sr.
- Exitance (totale). C'est le flux total émis par unité de surface dS de la source en
W/m2: M=.dS
- Luminance (totale) dans une direction Ox. On définit la luminance L0 d'une
source d'aire dS, dans la direction Ox comme l'intensité de la source dans cette direction
rapportée à l'aire apparente de cette source dans la même direction. Si O représente l'angle
entre la normale locale à la surface et la direction donnée L s'écrit : L 'f'Ox etOx Ox d dS cosO
s'exprime en W/m2sr.
- Loi de Lambert. Les sources dont la luminance est indépendante de la direction
sont dites obéir à la loi de Lambert, ou encore sources à émission isotrope ou diffl.ise. Dans ce
cas : L0 = L indépendante de la direction et on montre que l'on a dans ce cas : M = ir L.
- Flux, intensité, exitance et luminance monochromatiques. Toutes les grandeurs
totales introduites précédemment peuvent être rapportées aux échanges confinés dans un
domaine spectral étroit, de largeur d, centré sur la longueur d'onde . On définit ainsi
le flux monochromatique 4 en W/p.m,
l'exitance monochromatique M en W/m2i.tm,
l'intensité monochromatique en W/sr .tm,
la luminance monochromatique L0, en W/m2.tm sr.
Grandeurs relatives aux surfaces recevant un rayonnement
Les notions de flux, d'intensité et de luminance s'appliquent aussi bien au
rayonnement incident sur une surface qu'au rayonnement émis par celle-ci. Par contre, la
notion d'exitance est remplacée par celle d'éclairement de la surface réceptrice. Si dS est l'aire
de la surface recevant un flux d4, l'éclairement s'exprime par: E = en W/m2.
-111-
Lois du rayonnement thermique:
Après avoir défini le corps noir, nous ne rappelons ici qu'une partie des lois
générales du rayonnement.
Le corps noir, étalon de rayonnement thermique.
Les substances naturelles rayonnent thermiquement selon des lois différentes d'une
substance à l'autre. On a pu cependant évaluer, à partir de considérations thermodynamiques,
le maximum d'énergie calorifique pouvant être rayonné par la matière à chaque température et
longueur d'onde. L'émetteur idéal qui rayonnerait cette énergie porte le nom de corps noir et
sert d'étalon de rayonnement. Les lois physiques décrivent l'émission d'un tel corps et on évalue
l'énergie émise par les différents corps relativement à celle qu'émettrait le corps noir dans les
mêmes conditions, à l'aide de coefficients appelés émissivité.
Loi de Planck. exitance monochromatique du corps noir.
Cette loi relie l'exitance monochromatique du corps noir à la longueur d'onde A., et
à sa température absolue T. Elle s'exprime sous la forme:
2ic h C2 X5M hC
elT 1avec: . C la vitesse des ondes électromagnétiques dans le milieu où se propage le
rayonnement,
h, la constante de Planck, h = 6,6255 10 J s,
k, la constante de Boltzmann, k = 1,3 805 lOE23 JfK.
Lorsque le rayonnement se propage dans un milieu dont l'indice de réfraction n est
égal à l'unité (c'est le cas de l'air en première approximation), cette loi s'exprime de la façon
suivante:
-112-
o.- C2
1où C1 et C2 sont des constantes, C1 = 3,742 108 Wim4/m2, C2 = 14388 tmK. C'est sous cette
forme et avec ces hypothèses que nous l'utilisons.
La loi de Planck admet une approximation simplificatrice pour les courtes
longueurs d'onde (A.<5 .tm) dite formule de Wien, obtenue en négligeant le i du dénominateur
devant l'exponentielle, ainsi
C2
M=C1?5e ?T
Loi de Wien.
Une des deux lois de Wien permet d'exprimer la valeur de la longueur d'onde 2'm
qui correspond au maximum d'exitance monochromatique du corps noir pour chaque
température T m T = 2898 tmK. Cette valeur de longueur d'onde se déplace vers les
courtes longueurs d'onde lorsque la température croît.
Emission d'un corps réel
L'évaluation des propriétés émissives des substances réelles se fait par rapport à
celles du corps noir placé dans les mêmes conditions de température et de longueur d'onde, à
l'aide de coefficients appelés émissivités, totales ou monochromatiques, hémisphériques ou
directionnelles. Ainsi : M = g M° et M = c M° où c et c sont les émissivités
hémisphériques du corps (totale et monochromatique) toujours inférieures à 1.
Lorsque l'émissivité est supposée indépendante de la longueur d'onde et de la
direction, on dit qu'il s'agit respectivement de substance grise et à émission diffi.jse.
- 113 -
Réception du rayonnement par un corps:
Lorsqu'un rayonnement atteint la surface d'un corps, une fraction p de la puissance
totale incidente est réfléchie, une autre fraction a est absorbée dans la masse du récepteur,
constituant un apport énergétique pour ce dernier, et une troisième fraction t peut être
transmise. Si 4j, 4a' 4r et t sont respectivement les flux totaux incident, absorbé, réfléchi et
transmis, on désigne sous les nom de:
absorptivité la quantité c =
réflectivité la quantité p =
transmittivité la quantité t =
Ces grandeurs sont liées par la relation : a + p + t = 1. Elles varient avec la
longueur d'onde, et pour en rendre compte, on peut introduire des grandeurs analogues
monochromatiques ou directionnelles qui sont liées par la même relation.
La loi de Kirchhoff relie les propriétés émissives et absorbantes d'un corps. Elle
indique que, pour chaque longueur d'onde et chaque direction de propagation du rayonnement
émis par une surface ou incident sur celle-ci, les émissivités et absorptivités monochromatiques
directionnelles sont égales : =
- 114-
2 INTERACTION ENTRE UNE ONDE ELECTROItAGNETIQUE ET UNE
SPhERE, ThEORIE DE RAYLEIGH, PROPRIETES OPTIQUES DES SUIES
Interaction entre une onde électromagnéticiiie et une sphère:
Une onde électromagnétique monochromatique plane polarisée linéairement qui
rencontre une particule en O conserve la direction de son champ électrique formé d'une
composante horizontale et d'une composante verticale. La figure A.2.1 montre ces
composantes ainsi que la polarité du faisceau incident (angle x) par rapport au plan horizontal
d'observation (O,Y,Z). La lumière diffusée est observée dans la direction O.
O : localisation de la sphère diffusante(O,Y,Z): plan de diffusionO : direction d'observation dans le plan (O,Y,Z)
H
onde incidente
A X
O
Figure A.2i Géométrie théorique de la diffusion de la lumière [3].
onde
H" diffusée
z--
- 115
On définit, pour une direction d'observation donnée e et un angle solide autour
de cette direction, des coefficients CyQ qui représentent pour une onde incidente polarisée
selon X la puissance du flux incident diffusé dans l'angle solide fl avec la polarisation Y. Ce
coefficient est appelé section efficace de diffusion angulaire et a les dimension d'une surface par
unité d'angle solide.
Sur l'ensemble de l'espace, après intégration sur ), on définit le coefficient de
diffusion global. Par exemple, pour une onde incidente à polarisation verticale et une particule
unique produisant une onde diffusée à polarité verticale, ce coefficient est:
Cd = 5Cdespace
La puissance absorbée par la particule est elle aussi proportionnelle à la densité de
flux incidente. On définit ainsi la section efficace d'extinction:
Ce, Ca + Cd
Pour un nuage de particules de même taille, on définit le coefficient d'extinction qui
représente l'atténuation du flux incident à travers le nuage de particules par unité de longueur:
Ke = N Ce,
Théorie de RAYLEIGH:
Nous considérons une onde électromagnétique monocliromatique plane polarisée
linéairement qui rencontre une sphère diélectrique, homogène, isotrope, de diamètre d très
petit devant la longueur d'onde ?. On se place donc dans un domaine où le paramètre de taille
a est petit7rda = «1
Cette hypothèse (qui peut être d « suivant les auteurs [511) permet de dire que
le champ électrique instantané est uniforme à travers la particule et que celle-ci se polarise dans
la même direction que le champ électrique. La particule agit alors comme un dipôle oscillant et
rayonnera une onde électromagnétique de même polarisation que l'onde incidente.
On détermine ainsi les sections globales de diffusion et d'absorption:
2 it5d6Cd=3
x4 m2 +2
itd3 24nka - (2 k2 +2)2 +4n2k2
où m = n - ik est l'indice complexe de réfraction des suies.
On remarque facilement que, pour la suie (n et k du même ordre de grandeur), le
rapport de ces deux coefficients est proportionnel à qui est très faible dans le domaine où
nous sommes placés; donc:
Ce, Ca
Ainsi, en généralisant cela à un nuage de particules, nous obtenons:
it2d3Ke N
24 nk
-116-
4 ( k +2)2 +4n2k2
Nous introduisons la fraction volumique des particules de suie : Fv Nitd3et
nous obtenons:
_Fv 36irnkKe -
(n2 k2 +2)2 +4n2k2
Propriétés optiques des suies [24, 321
Nous nous intéressons à la détermination de l'indice complexe de réfraction des
suies. La théorie classique des électrons permet de représenter l'interaction d'un rayonnement
avec un solide par une série d'oscillateurs ayant chacun une fréquence propre bien déterminée.
On assimile les particules de suie au graphite car ces deux structures possèdent des types
d'oscillateurs très proches. Trois des 4 électrons de valence forment des covalences très fortes
avec ceux des atomes voisins; ils correspondent à des fréquences propres d'oscillation situées
dans une bande (U.V.) qui ne nous concerne pas. Le dernier électron est assimilé à deux types
m2-12
d'oscillateurs de fréquences propres à 0,26 et 1,5 Jim. Les électrons libres quant à eux n'ont pas
de fréquence particulière d'oscillation.
En utilisant un modèle de dispersion pour ces deux bandes et les électrons libres,
nous obtenons l'expression formelle de l'indice complexe m = n - ik:
18):
-117-
0)2)+ N2(o) 0)2)rnNf
]
N20)g2 rnNfgf i+( _2)2 +2g
+m0(o)2 +gfl]
22+0) g1 (_2)2+0)2g m0(w2+g)
avec:
e: charge de l'électron (1,602189 10.19 C),
e0 : permittivité du vide (8,0854 1878 10-12 F/rn),
m: masse de l'électron (9,10953 iO' kg)
m0 : masse effective de l'électron libre rendant compte du fait que le
déplacement des électrons libres dans le solide ne correspond pas à celui dans le
vide,
N : densité d'électrons associée (m3),
: pulsation propre (s-')
co : pulsation (s1)
gj: constante d'amortissement (sd).
Les valeurs et les expressions de N, (Of, m0 et gj varient suivant les auteurs (32, 24,
- k2 = i
e22nk=
e2 Ni(o)+
me0 (»2o)2
N1ag,
2
me0( +2g
- 118-
Tableau A.2. 1: Coefficients des modèles de dispersion.
Nous utiliserons, pour notre étude, les coefficients de Lee et Tien pour une
température de 2000 K.
Les calculs sont réalisés à l'aide des étapes suivantes:
choix et calcul des coefficients et des constantes des corrélations,
choix de la longueur d'onde,
1112_k2.As nous posons:
1 2nk = Boù A et B sont connus et ainsi:
peut facilement être résolu.
k=2n
I BV=1 A+
II\ 4n2
N Co g m°
Libre
Lee et Tien 4,OOE+25 1,2E J T+15 m118V 1450
Daizell et Sarofim 4,OOE+27 6,OE+1 5 m
Habib et Vervisch 7,OOE+24 1,2E JT
+15 m/181450
Lié i
Lee et Tien 4,07E+27 1,25E+15T
5,9E+15 f_V 1450
Daizell et Sarofim 2,69E+27 1,25E+15 6,OE+15
Habib et Vervisch 2,OOE+28 / 12 1,25E+15IT
7,OE+15
Lié 2
Lee et Tien 4,47E+28 7,25E+15T5,6E+15 _
V 1450
Daizell et Sarofim 2,86E+28 7,25E+15 7,25E+15
Habib et Vervisch 2,OOE+28-N1 -N1 7,25E+ 15T
5,6E I+15 _V 1450
3 CARACTERISTIQUES TECHNIQUES DU PYROMETRE
A Perte = 5.7 dB VOIE: 21.00 1250.75
-119-
197.42nm
875.00 937.50 1000.00 1062.50 1125.00 nm
1.00
0.75
0.50
0.25
ori
0.00
1375.00 1437.50 1500.00 1562.50 1625.00 nm
91.15 nm 0.50
0.25
0. 00
33.15 nm
0.75
91.19 nm 0.50
0.25
192.99 nm
1125.00 1187.50 1250.00 1312.50 1375.00 nm
189.76 nm0.00
1625.00 1687.50 1750.00 1812.50 1875.00 nm
Figure A.3.1 : Bandes passantes des voies du démultiplexeur STIMAX utilisé.
30.67 nm
86.96 nm
Perte = 5.8 dB VOIE: 3 A Perte = 5.7 dB VOIE: 41497.41 1.00 1747.32
A Perte = 7.9 dB VOIE: 11.00 1000.98
32.76 nm
0.750.75
0.50
0.25
Fig. I Spectral response of Germanium Detectorsal 25 C.
SPECIFICATIONS/ORDERING INFORMATION
At I V bias, with i kLì load resistor. " At wavelength of peak response. At 400 Hz.
Figure A.3.2 Bande passante et caractéristiques des détecteurs au Germanium.
20
..rflT u.rntL. --___Iu.4II11_____ i..Uil_-____n________I..
IJZIU
m
- 120 -
Fig. 3 LInearity of Germanium Detectors at 25°C.
s,
ActtveArea
(mmZ)Capacitance
(pF)
RiseTime(ns)
NEP
(W Hz"y««
Radiant"Sensitivity,jA.Vd)
Detector
Model No.
only
Price
Detector71920 Housing
Model No.
In
Price
Detector71925 HousIng
in
PriceModel No.
5505000
28
8x10'32x10 t2
700700
7115071152
7115571157
7116071162
150 200 230 300 2 3 4 5
nm .Wellenlange i
1 pm *Wave lengthLongueur d'onde
Figure A.3.3 : Bande passante du quartz.
loo
80
00
40
4 ALGORITHME DE RESOLUTION DES SYSTEMIES D'EQUATIONS
Pour chaque point de mesure, nous cherchons les solutions du système suivant
(paragraphe m-5):
_- explÍKKVi= [1-exP(_36Fvi-'1 Ci( 14388'
J
J KKV= [1-exP(-36Fvi1 Ci 1 14388l--exp2T22)jit2
[3V3 [1exPi Ci ( 1438&
36icFi l--exp
soit, en regroupant les constantes des équations dans les coefficients K, et en
posant désormais: K K1
exp'ÍKKiVi= [1_exP[_36itFvtX!.l14388
k
'expl2)]
KK2V2= [1-exP[-36Fvie-14388
KK3V3 [1exP[36itFv1--'hlexlf_14388x3)j
La résolution de ce système est ramenée à celle d'un système à deux équations dont
les inconnues sont la température T et la quantité de suies Fyi:
T=
?1A2ln
( r _'\i ( F211-expl -36itFi-
KiV1LK2v2r Fi
L'-exp(-36irFvi--
i I14388(? -
14388( - 2)
- 121 -
( rI -exp-36itFvi-1
?3 )jKiVi LK3V3 r
I1-exP-36tFvi)]
L
(111.2)
- 122 -
Ce système peut s'écrire plus simplement en introduisant des fonctions et F2
fortement non linéaires, et nous nous proposons de le résoudre par dichotomie:
J 1= F1(Fvl)
'ÌT= F2(Fvl)
Une représentation graphique de ces deux fonctions (figure A.4. 1) montre qu'il
existe une solution du système et une seule sur une plage de valeurs de Fyi physiquement
plausible (nous utilisons la plage O - 2,8 im pour la résolution).
2420 -
2400 -
2380 -
2360 -C'
2340 -
2320 -
2300 -
2280 -
2260 -
2240 -/
2220 -J
2200
4 3
Fyi (.tm)
Figure A.4. 1: Exemple de résolution par approximations successives.
Il est cependant nécessaire de montrer cela de manière plus rigoureuse. Nous allons
raisonner par l'absurde et supposer qu'il existe deux solutions pour le système 111.8 qui sont les
couples (T1, Fyi1) et (T2, Fvl2). Les indices de ces solutions sont choisis de telle façon que 12
0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8
Ti
T2
- 123 -
soit supérieure à T1. Avec ces deux couples de solutions, nous pouvons écrire les quatre
relations suivantes
T1 F1(Fv11)
T1 = F2(Fv11)
T2 = F1(Fv12)
T2 =F2(Fv12)
Nous pouvons éliminer, entre la première et la troisième équation de ce système, le
terme qui fait partie de la fonction F1 et que nous ne pouvons pas déterminer dans cette
étude. De la même façon, nous éliminerons entre les équations 2 et 4 du système. Après
transformation, nous obtenons les équations suivantes:
Soit, ne regroupant dans des fonctions les expressions obtenues:
Ii i G(Fvl1Fvl2)T1 T2
111
G2(Fv11,Fv12)T1 T2
Ce système suppose que:
G1(Fv11,Fv12)G2(Fv11,Fv12) = o
Si nous restons sur une plage raisonnable de quantité de particules de suie (Fyi
compris entre O et 3 tm), la solution de cette équation est : Fyi1 = FyI2. Les figures A.4.2 et
i 1__ini
(c.(Fv12Y1i ini
(c (Fvl1)
T1 T2 14388(X1?.2) 2(''12)) g,(Fvl1)
11-
13 ini(e(Fvi2Y
i ini(s(Fvi1)
=T2 14388(X1-3) c,(Fv12)) c,3(Fvl1)
- 124 -
A.4.3 représentent le premier terme de l'équation en fonction de Fv12 pour une valeur de Fyi1
fixée.
0.00002
0.000015
0.00001
0.000005
2 3 4
Fy12 (pm)
Fy11 = 0,1 pm
Fy11 = 0,5 pm
A FvIl=1,Opm
-X- Fy11 = 1,5 pm
O Fy11 = 2,0 pm
Figure A.4.2 : Résolution graphique de G1 G2 = O pour Fyi1 fixé.
0.00000008 -
0.00000006 -
0.00000004 -
0.00000002 -
I 15 .J'.5 3 3.5 4-0.00000002 -
Fy12 (pm)
-0.00000004 -
-0.00000006
-0.00000008
-0.0000001
Gi -G2(1/K)
Fv112
Fv112.5
A Fv113
Figure A.4.3 : Résolution graphique de G1 - G2 = O pour FyI1 fixé, de valeur élevée.
- 125 -
Nous remarquons que la solution Fvl1 = Fyi2 apparaît clairement pour les faibles
valeurs de Fy11, c'est-à-dire pour des flammes optiquement peu épaisses, mais lorsque l'on se
rapproche de valeurs relativement élevées telles que 2,0 im et plus, la méthode que nous
employons devient difficile d'utilisation car elle peut présenter plusieurs solutions et des
problèmes de précision apparaissent. Cependant, des quantités de suies au-dessus de 2 jim
correspondent à des émissivités très proches de I et ces cas ne sont qu'exceptionnellement
observés lors de nos calculs. Nous limiterons donc la plage de résultats pour Fyi de O à 2,8 jim.
Revenons à la résolution du système 111.8 qui ne possède donc au plus qu'une
solution. Nous nous donnons deux valeurs initiales de sorte que la différence des températures
calculées change de signe lorsque l'on passe de l'une à l'autre, par exemple 0,1 et 0,8 jim pour
le cas représenté par la figure A.4, 1. Puis, en déterminant le signe de la différence des deux
températures calculées pour la quantité de particules de suie moyenne, on progresse par bons
successifs en remplaçant par la valeur moyenne soit la valeur la plus élevée de Fyi (étapes 1, 3
ou 4), soit la valeur la plus faible (étape 2) selon les cas. La solution est obtenue lorsque la
différence entre les quantités de particules est inférieure à 0,001 jim (12 itérations), ce qui
correspond à une précision de calcul de 0,25 K sur la valeur de la température obtenue.
- 126 -
5 CARACTERISTIQUES DU BANC D'ESSAI [52]
Matériels fixes
Frein hydraulique SCHENCK 1200 kW: D 1200-le.
Balance de consommation de carburant AVL: 713 1-18
Baie d'analyse de gaz COSMA avec lignes chauffées, pompe de prélèvement,
groupe de condensation et filtration:
analyseur CO
analyseur CO2
analyseur 02
analyseur HC
analyseur NO
diluteur 0-100%
gaz étalons correspondants
Matériels mobiles
mesure de pression cylindre : capteur de pression à quartz AVL : 12 QP
300cvk, amplificateur de charge VIBROMETER.
Injecteur levée d'aiguille Bosch modifié par MS LEO.
Centrale d'acquisition rapide 10 voies 200 kHz KRENZ TRC 6010 et micro-
ordinateur pour contrôle en temps réel, stockage et traitement.
Centrale d'acquisition lente 70 voies SAM 70 AOIP et micro-ordinateur pour
contrôle en temps réel, stockage et traitement.
Codeur angulaire ]DEACOD HOHNER n°73 78 : PH90290A/360/l 800.
Tuyère GARRET 2,4".
- 127 -
6 CARACTERISTIQUES DU MOTEUIR UTILISE
Définition du moteur:Constructeur BAUDOUIN
Type 6M26SR
Nombre de cylindres :6Puissance nominale 330kW
Régime nominal 1800 tr/mn
Cylindrée 15,9 litres
Alésage 150mm
Course 150mm
Turbo compresseur Schwitzer
Caractéristiques de base:
Rapport volumétrique 14/1
Avance statique 29 degrés vilebrequin
Echappement refroidi
Refroidissement échangeur
Matériel d'injection:Type de pompe PE6P120A320
Type injecteurs DLLA 145S 1019
Trous 8x0,28 mm
Angle des jets 145 degrés
Tarage 250 bars
Régulateur RQV
Diamètre tubes 2x7 mm
Longueur tubes 1470 mm
Arbre à cames:Avance ouverture admission 65 degrés vilebrequin
Retard fermeture admission 51 degrés vilebrequin
Avance ouverture échappement 65 degrés vilebrequin
Retard fermeture échappement 51 degrés vilebrequin
- 128-
Figure A.6. I : Schéma du moteur Baudouin 6M26 SR de face.
- 129-
Figure A.6.2 Schéma du moteur Baudouin 6M26 SR de côté.
- 130 -
Figure A.6.3 : Schéma du moteur Baudouin 6M26 SR de dos.
- 131 -
7 PRINCIIAUX POINTS DE MESURE ET RESULTATS
Les graphes présentés dans cette partie sont les résultats de mesures pyrométriques
réalisées sur le moteur pour des points de fonctionnement qui varient par le régime de rotation
et le couple mesurés sur le frein hydraulique. Chacun de ces essais possède un numéro qui le
classe par ordre chronologique. Deux types de séries de mesures ont été réalisés:
variation du régime pour un couple constant,
variation du régime à charge maximale.
Les tableaux suivants permettent de mieux situer les points de mesure. Notons
cependant que les points dont les numéros sont grisés ne sont pas présentés car les niveaux de
signal observés n'étaient pas suffisants pour permettre la résolution des équations dans de
bonnes conditions.
Tableau A.7. 1: Récapitulatif des points de mesure.
Numéros des points de mesures pour divers couples et vitesse de rotation
Couple\régime (tr/mn) 1800 1650 1500 1350 1170 1050 900
2010 Nm 201
2000 Nm 202 203 204
[950 Nm 205 206 207 208
l900Nm 209 210 211 212
1850 Nm 213 214 215 216 217 218
1800 Nm 219 220 221 222 223 224
1700 Nm 225 226 227 228 229 230 231
1500 Nm 232 233 234 235 236 237 238
1250 Nm 239 240 241 242 243 244 245
1000 Nm 246 247 248 249 250 251 252
750 Nm 253 254 255 256 257 - 259
500 Nm 26 261 262 263 264 265 266
250 Nm 267 268 269 270 271
.4
. 272y
273
- 132 -
Tableau A.7.2 : Récapitulatif des points de mesure pleine charge.
Les résultats des points n° 274 à 294 sont présentés au paragraphe IV.7. Pour
chaque point, la première courbe représente la température (en K), et la seconde la fraction
volumique des particules de suie (en 10 m3/m3) et le coefficient K (en sr1).
Avant tout résultat, nous présentons le schéma qui regroupe les valeurs maximales
du signal recueilli en fonction des numéros d'ordre des points, c'est à dire du temps (figure
A.7. 1). La durée de fonctionnement du moteur entre le premier et le dernier point de mesure
est d'environ 40 heures. Les quatre courbes montrent que l'encrassement et le vieillissement du
hublot évoluent peu dans le temps mais aussi, que les types de mesures antérieures au point
considéré influencent les niveaux de signal reçus. Cela est très visible lorsque l'on mesure des
points à pleine charge après des points très peu chargés (par exemple, les points 274, 275 et
276). Ensuite, le hublot se nettoie et le signal retrouve son niveau initial après une heure de
fonctionnement à pleine charge.
On observe une décroissance des valeurs maximales des signaux jusqu'au point de
mesure numéro 273 car la charge du moteur est alors régulièrement diminuée. De même, les
oscillations pseudo cycliques sont dues à des variations du régime de rotation du moteur.
Numéros des points de mesures pour diverses vitesses de rotation à loo % de charge
1800 1650 1500 1350 1170 1050 900
274 275 276 277 278 279 280
288 289 290 291 292 293 294
- 133 -
Figure A.7. 1: Tensions instantanées maximales pour les quatre voies suivant l'ordre
chronologique de l'acquisition.
- 134 -
O 20 40 60 60 100 120
*f2Dlk2O1
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
201 1170 2012 246.9 1161 294.6 1012
140
120
100
BO
BO
40
20
o
- 135 -
* f2D2+ 12D2
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
202 1347 1997 281.4 1391 288.4 915
-20 O 20 ¿O 60 BO 100 120
- 136 -
O 20 40 60 60 ioa 120
*f2oak2O3
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
203 1172 2003 245.5 1162 293.9 1008
140
120
100
60
40
20
0
- 137 -
* f204'k2D4
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
204 1050 1977 217.7 975 297.7 1004
-20 a 20 40 63 na 100 120
- 138 -
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
205 1500 1951 306.4 1554 285.7 870
140
120
100
80
60
40
20
o
- 139 -
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
206 1346 1948 174.8 1370 285.7 918
-20 ci 20 40 BO 80 100 120
* f206k20ß
140
120
100
ac
60
20
o
- 140 -
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
207 1172 1948 2390 1136 2881 1000
-20 0 20 40 60 60 100 120
*k2O7
140
120
100
BO
60
40
20
o-20 o 20 4°
- 141 -
60 BO 100 120
* f208k20ß
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
208 1052 1956 215.3 972 293.4 1016
- 142 -
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
209 1500 1899 298.3 1517 280.3 876
- 143 -
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
210 1351 1904 269.3 1347 278.8 917
o-20
- 144 -
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
211 1167 1897 232.4 1108 281.5 1031
140
120
100
80
60
20
* f211+ k2 11
a 20 40 60 60 100 120
2400
2300
2200
2100
2000
1900
1800
1700
o
- 145 -
*t212
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
212 1050 1903 209.1 943 289.6 1037
140
120
100
80
60
40
20
O
- 146 -
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
213 1647 1850 319.2 1671 275.1 764
-20 a 20 40 60 80 100 120
* f213+ k2 13
- 140
120
100
BO
60
40
20
o
- 147 -
* f214.+ k2 14.
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
214 1505 1853 291.9 1505 272.4 833
-20 O 20 40 60 30 100 120
140
120
100
6cl
40
20
o
- 148 -
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
215 1352 1853 262.2 1324 266O 881
20 o 20 4cl 60 60 100 120
* f215+ k2 15
- 149 -
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
216 1172 1848 227.1 1097 272.1 979
140
120
100
aa
20
0
- 150 -
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
217 1050 1850 203.3 925 276.1 991
-20 a 20 40 so so 100 120
*+ k2 17
140
120
100
go
20
Q
-20
- 151 -
*t21g+ k2 i B
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
218 910 1847 174.9 765 288.4 862
Ro 10040 6020o 120
14a
t2a
to
6C
Za
a
- 152
* f219+ k2 19
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
219 1650 1807 312.2 1658 268.2 782
-20 u 20 40 60 30 100 120
140
120
100
80
60
40
20
a-20
- 153 -
120
* f220k220
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
220 1506 1804 284.4 1501 269.6 848
100906020a
- 154 -
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
221 1355 1806 256.2 1321 260.5 944
140
120
100
BO
60
40
20
0
- 155 -
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
222 1174 1804 221.6 1081 261.5 1051
-20 O 20 ¿o 60 60 100 120
* f222k222
140
- 156 -
100 120
* f2231k223
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
223 1052 1806 199,5 920 268.4 1071
- 157 -
20 40 60 60 100 120
* f224k224
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
224 898 1804 169.7 758 289.2 922
-20 O
140
120
100
80
60
20
o
- 158 -
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
225 1804 1701 321,1 1753 265.4 716
140
t20
100
60
40
20
o
159 -
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
226 1649 1697 292.9 1615 251.6 801
-20 o 20 40 60 60 100 120
* f226k226
24.00
2300
2200
2100
2000
1900
i aoo
1700
140
120
100
60
60
40
20
O
1600-20 0 20 40 60 BO 100 120
160 -
°viL
* t227
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
227 1504 1699 267.6 1441 235.7 898
-20 0 20 40 60 60 100 120
* f227k227
-20
- 161 -
* f228k22ß
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
228 1351 1696 240.2 1250 247.6 995
o 20 40 60 BO 100 120
140
120
too
ao
ac
40
20
o
140
120
loo
80
60
za
a
- 162 -
* f229'k229
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
229 1173 1706 2093 1019 2513 1151
20 o 23 40 63 60 100 120
140
120
100
80
60
40
20
o
163 -
* f230k23D
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
230 1052 1703 187.6 857 253.9 1182
-20 o 20 40 60 60 100 120
- 164 -
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
231 903 1700 16OE8 694 265A 1049
140
120
100
BO
60
40
20
O
-20
- 165 -
O 20 40 60 BO 100 120
'k232
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
232 1803 1504 283.6 1696 235.5 642
140
120
100
BO
60
40
20
O
- 166-
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
233 1650 1497 2585 1528 226A 719
-20 O 20 40 60 BO 100 120
* f233k233
- 167 -
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
234 1503 1501 236.4 1340 215.1 807
140
120
100
80
60
40
20
0
- 168 -
* f235k235
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
235 1353 1500 212.5 1156 2159 881
-20 o 20 40 60 80 100 120
- 169 -
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
236 1176 1502 184.9 946 220.4 1056
-20 0 20 40 60 60 100 120
t40
120
100
BO
SO
40
20
O
- 170 -
* f237+ 37
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
237 1052 1497 164.9 784 225.8 1181
-20 u 20 40 60 no 100 120
140
120
100
80
60
40
20
o
- 171 -
* f238k238
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
238 903 1507 142.7 626 241.0 1123
-20 o 20 40 60 80 100 120
- 172 -
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
239 1801 1257 237.1 1555 206,1 578
1600-20
140
120
1cc
60
40
20
o-20
0
- 173 -
20 40 60 60 100 120
* t240
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
240 1649 1253 216.6 1374 193.3 642
o 20 40 60 60 100 120
2400
2300
2200
2100
2000
tc0
taco
t70(
* f24Dk24O
140
120
100
BO
60
40
20
O
- 174 -
*f241'k241
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
241 1501 1254 197.0 1181 184.1 744
-20 a 20 40 60 RO 100 120
140
120
100
80
60
40
20
O
- 175 -
* f242k242
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
242 1351 1252 177.0 1002 191.5 846
-20 a 20 40 60 Ba 100 120
140
120
100
80
60
40
20
- 176 -
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
243 1173 1243 1527 813 182.9 1020
0-20 o 20 40 60 no 100 120
140
120
100
BO
60
40
20
o
- 177 -
* f24,6
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
246 1799 998 188,1 1393 163.0 512
-20 o 20 40 60 BO tao 120
140
120
100
50
2
Q
- 178 -
-20 0 20 40 60 BO 100 120
* £247+ k247
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
247 1652 1004 173.5 1203 158.7 628
140
120
100
80
60
40
20
a
- 179 -
120
*t24ß+ k248
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3fh)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
248 1503 999 156.9 1007 1549 737
80 100604020a-20
140
12cl
ao
5cl
4a
- 180 -
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Mm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
249 1352 1000 141.5 855 153.9 897
o-20 o 20 40 60 60 100 120
140
120
1CC
80
60
40
20
Q
- 181 -
* f250k25D
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
250 1173 1006 123.6 693 147.4 1120
-20 o 20 40 sa 30 .100 120
140
120
100
80
60
20
O
-20 0 20 40
182 -
60
iL
80 100 .120
* f253h253
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
253 1802 749 141.4 1212 134.5 412
140
12
iüa
60
za
a-20 0
- 183 -
60
ovi'
60 100 120
* f254+ k254
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
254 1651 753 130.2 1029 126.1 515
20 40
14C
120
100
60
60
40
20
184-
0
Numéro Régime
(tr/mn)
Couple
(Nm)
Puissance
(kW)
Débit air
(nm3/h)
Cons/coup
(mm3)
NO
(ppm)
255 1504 752 118.5 847 1175 644
-20 o 20 4° 60 BO 100 120
RESUME
Afin d'étudier la formation des polluants et le déroulement de la combustion dans les moteurs
Diesel, nous avons développé une méthode de mesure pyrométrique qui permet d'obtenir, à
tout instant, la température et la quantité de suies observées mais aussi un coefficient
représentatif de la densité de fiamme. Cette méthode repose sur l'utilisation de trois mesures
monochromatiques placées dans le proche infrarouge entre i et 2 j.im. Les émissivités
monochromatiques des suies sont déterminées par la formulation de Rayleigh.
Un pyromètre a été élaboré et placé sur un moteur Diesel industrie! à injection directe. Il se
compose, pour l'essentiel, d'un démultiplexeur qui utilise des fibres optiques et des détecteurs
au germanium refroidis. L'accès à la chambre de combustion est réalisé par un hublot en quartz
dont l'encrassement reste faible et relativement stable au cours du temps pour permettre des
mesures pendant plusieurs centaines d'heures de fonctionnement. L'emplacement de cet accès
joue un rôle important dans les mesures.
Les courbes de température et de densité sont mesurées pour un moteur industriel de 350 kW
pour l'ensemble des points de fonctionnement pleine charge ou charge partielle. Leur analyse
montre clairement trois phases dans le déroulement de la combustion. Nous observons tout
d'abord le développement de la fiamme de diffusion qui est brutal et fortement chargé en suies.
Puis la combustion est pleinement établie et enfin, la fiamme disparaît de façon régulière
pendant la recombustion progressive des suies accompagnée de concentrations locales élevées.
Un modèle de formation des oxydes d'azote (NO thermiques) est proposé sur la base de la
température mesurée et conduit à des corrélations satisfaisantes avec les analyses réalisées à
l'échappement.
Mots-clés : Pyrométrie, Infrarouge, Flamme Diesel, Mesures instantanée - s Accès
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optique, Formation des polluants, Combustion
