Évaluation et intégration du concept de groupe motopropulseur hybride (Partie 1 sur 2)

La possibilité de réduire simultanément les émissions de NOx et de CO2 via un système de post-traitement des gaz d’échappement amont turbo (PT-EATS), en combinaison avec un concept hybride léger a été étudiée par simulation. Les composants du moteur principal et du système hybride ont été spécifiés. Les stratégies d’exploitation pour la récupération et le contrôle du turbocompresseur ont été déterminées pour permettre au système d’atteindre une valeur définie des émissions de NOx de 40 mg/km, avec un facteur de conformité (CF) de 1 sur tous les cycles de conduite réels. Les performances et la maniabilité du démonstrateur sont définies comme étant équivalentes à celles du véhicule de base. 

L’idée principale était de placer le système de post-traitement des gaz d’échappement (EATS) directement en aval du collecteur, mais en amont du turbo, comme le montre la figure 1. Ainsi il a été obtenu simultanément le meilleur potentiel de réduction du CO2 et les meilleures performances de post-traitement.

Les composants du moteur et le PT-EATS ont été conçus et optimisés par simulation pour identifier la meilleure disposition des catalyseurs et quantifier les avantages potentiels en termes de réduction des émissions de CO2 et de NOX. Le système 48V, composé d’un alterno-démarreur (BSG) avec les composants de commande associés, d’un turbocompresseur électrique assisté (e-TC) et de la batterie 48V ainsi que du PT-EATS, a été intégré au modèle moteur existant. Les simulations ont optimisé la taille des composants EATS pour réussir l’intégration dans le compartiment moteur. L’e-Turbo a été dimensionné à l’aide de GT Power et la stratégie EGR a été optimisée pour atteindre les objectifs d’émissions de NOx extrêmement bas. De plus, le potentiel de récupération a été établi à l’aide du modèle de simulation. Le collecteur d’échappement d’origine a été tourné de 180° pour permettre l’intégration du turbocompresseur et un refroidisseur d’EGR plus grand a été inséré pour permettre l’utilisation de l’EGR à pleine charge.  D’autres modifications de conception ont été apportées au support du refroidisseur intermédiaire, aux conduites d’eau et aux conduites d’air pour permettre l’intégration complète dans le compartiment moteur du véhicule de démonstration du segment J choisi.

Impacts de l’enthalpie :

La mise en place du système de post-traitement en amont de la turbo entraîne une modification du profil d’enthalpie et d’inertie thermique du turbocompresseur par rapport à une disposition classique (Fig. 2). L’introduction d’un système électrique de 48 V dans le véhicule, permet l’incorporation d’un système de post-traitement amont turbo, via l’intégration d’un e-TC qui compense la perte de pression et de température causée par l’inertie thermique accrue du PT-EATS.

Dans les premières phases de fonctionnement, la température avant turbo est nettement plus basse que sans PT-EATS, en raison de l’augmentation de la masse thermique. Mais à mesure que le système d’échappement chauffe, un décalage de la température globale est observé. Cette réaction est due à l’inertie thermique supérieure en amont du turbo. Le profil de perte de chaleur sur le PT-EATS conduit à une perte d’enthalpie cumulée calculée d’environ 4 % sur un WLTC (figure 2). Afin de maintenir les niveaux de pression de suralimentation dans ces phases de faible enthalpie, le turbocompresseur électrique génère une pression de suralimentation supplémentaire, il est également utilisé pour récupérer l’énergie excédentaire lorsque cela est possible.

Potentiel de récupération :

Le potentiel de récupération du système a été étudié en deux points de de charge partielle, comme le montre la figure 3. La comparaison de la consommation carburant spécifique effective pour deux stratégies de récupération a été étudiée et montrée à la figure 3. La récupération au turbocompresseur via VGT est comparée à l’extraction de la même puissance sur le BSG via un déplacement du point de charge. Cette dernière stratégie montre un meilleur rendement énergétique, jusqu’à 3,3 %, car la fermeture du VGT augmente les pertes de la pompe, comme le montre la Fig. 3, à droite. Il convient toutefois de noter que l’augmentation de la récupération augmente la consommation de carburant, car une puissance supplémentaire est nécessaire pour produire la même puissance effective.

Dimensionnement du turbocompresseur :

Le dimensionnement de l’e-TC a été envisagé, car un turbo plus grosse pourrait réduire la consommation de carburant en optimisant les pertes par pompage. Cependant, comme les scénarios n’étaient pas affectés significativement par ces pertes, il était peu avantageux d’augmenter la puissance électrique pendant le fonctionnement transitoire. En conséquence, un plus petit turbo a été choisi, car l’augmentation du e-TC aurait été d’une efficacité minimale.

Le critère clé pour déterminer la taille de la machine électrique utilisée a été le comportement de réponse transitoire du véhicule. Une accélération de 0 à 100 km/h a été simulée avec différentes tailles d’e-TC pour voir lequel pourrait atteindre un comportement d’accélération comparable à celui du véhicule de base (0 à 100 km/h en 8,7 s). Ces simulations sont présentées à la Fig. 4 illustrant que sans boost électrique, le temps d’accélération augmente jusqu’à 13.0 s, confirmant qu’un e-Turbo est nécessaire. Une augmentation de la puissance de la machine électrique supérieure à 11 kW n’a montré aucune réduction significative du temps de réponse (de 9,0 s à 9,4 s) car l’accélération est limitée par la vitesse maximale de la machine électrique (180 000 tr/mn)

Stratégie EGR :

En ce qui concerne la possibilité de réduire le coût et la complexité du circuit EGR, nous avons étudié l’utilisation d’une stratégie HP-EGR uniquement, qui consisterait à récupérer l’énergie excédentaire des gaz d’échappement tout en contrôlant la position du VGT, pour obtenir la contre-pression nécessaire et faire augmenter les taux de recyclage des gaz d’échappement à une pression d’admission comparable, a été étudiée. Les résultats ont montré que l’inclusion de la voie LP-EGR réduit l’énergie électrique nécessaire sur le WLTC d’environ 30%, les HP et LP- EGR sont donc tous les deux utilisés. Comme le volume du PT-EATS n’a qu’une incidence mineure sur la consommation de carburant, comparativement à l’influence de la stratégie EGR (figure 5), les volumes du PT-EATS ont été choisis pour remplir l’espace disponible.

Toutes ces variables ont été combinées pour créer une stratégie de flux d’air optimisé. La combinaison du LP et du HP-EGR avec un turbo relativement petite et un moteur électrique de 11 kW permet d’obtenir un besoin de suralimentation le plus faible possible dans des conditions de conduite transitoires. Le besoin en énergie supplémentaire pour cette configuration par rapport à un WLTC était d’environ 52 Wh en omettant la récupération au BSG ou au e-Turbo.

Contrôle du circuit d’air :

Le turbocompresseur électrique VGT nécessite une stratégie de contrôle dédiée pour optimiser les différents points de fonctionnement. Pour la configuration de ce concept, la machine électrique est principalement utilisée pour le support transitoire lors de l’augmentation de la pression de suralimentation et pour la récupération lors de la décélération ou lors de surrégime. Le contrôle conventionnel de la pression de suralimentation du VGT a été étendu avec un modèle de commande avancé de la puissance et du couple de la machine électrique. Dans cette approche, le couple de la machine électrique est calculé sur la base de la différence entre le couple souhaité et le couple réel du turbo. Un facteur de commande e-boost supplémentaire est introduit pour équilibrer et ajuster la réactivité de la demande de couple calculée par le modèle en fonction de la consommation d’énergie électrique de l’e-machine. La pénalité de consommation de carburant et les émissions de NOx du moteur en fonction du facteur de commande e-boost sont indiquées à la Fig. 6 pour le WLTC.

Lors de l’application de faibles valeurs du facteur de commande e-boost, la machine électrique ne supporte le turbocompresseur que lors de différences très élevées entre le couple souhaité et le couple réel du turbo. Tandis que pour des valeurs plus élevées du facteur de commande, l’e-machine supporte le turbocompresseur pour des deltas plus petits dans le couple du turbo. Ainsi, les émissions d’oxydes d’azote sont réduites à des valeurs plus élevées du facteur de contrôle e-boost, tandis que la consommation de carburant augmente considérablement en raison de l’augmentation de la demande en énergie électrique. Ces tendances ont été combinées pour déterminer la zone d’opération cible.

Optimisation de la stratégie hybride :

Les avantages supplémentaires de l’architecture du système mild hybrid 48 V présentée à la Fig. 7 ont été évalués. Un alterno-démarreur 48V remplace le générateur 12V conventionnel, une batterie 48V de 0,5 kWh et le turbocompresseur électrique VGT ont été intégrés, avec une alimentation du réseau de bord 12V via un convertisseur DC/DC bidirectionnel.

Lors de l’optimisation de la commande du turbocompresseur électrique VGT, un gestionnaire de priorités régit la puissance disponible pour les différents consommateurs, en fonction de l’état actuel du système électrique. Le modèle de simulation utilise une stratégie de gestion de l’énergie de plus haut niveau pour assurer une alimentation fiable du réseau de bord de 12 V dans toutes les conditions d’exploitation et maximise simultanément le potentiel des divers composants de 48 V pour équilibrer le soutien transitoire pendant l’augmentation de la pression de suralimentation et le potentiel de récupération en surrégime moteur et haute enthalpie en amont du turbo.

L’équilibre de l’énergie électrique dans le système 48V sur le WLTC est illustré à la Fig. 8. La récupération se fait presque exclusivement par la BSG, alors que la consommation d’énergie est répartie en parts à peu près égales entre l’alimentation des consommateurs du réseau 12V et le support de la suralimentation électrique. Comme l’énergie récupérée dépasse la consommation, environ 30% est utilisé pour charger la batterie 48V.

La deuxième partie du présent document décrira en détail l’optimisation du système PT-EATS et le rendement global du système au cours des principaux cycles RDE.

Rédigé par Dr. Lynzi Robb robb@fev.com

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