FR 2999712 A1 20140620 FR 1203421 A 20121214 La présente invention concerne le domaine du contrôle des moteurs thermiques, en particulier des moteurs thermiques équipés d'actionneurs non directement actionné par une came pour l'entraînement des soupapes d'admission. L'industrie automobile doit faire face à une réglementation anti-pollution toujours plus sévère (EURO V et VI) tout en assurant une réduction des émissions de CO2 conforme aux engagements pris par l'Association des Constructeurs Européens d'Automobiles (ACEA), soit une moyenne de 130 g/km par constructeur à échéance 2012/15. Par comparaison au moteur diesel, le moteur à allumage commandé souffre d'un handicap sérieux sur le plan de la consommation en carburant et donc des émissions de CO2. Cependant, ce moteur présente des atouts indéniables en termes de dépollution du fait des performances de la catalyse 3-voies. Il est donc de première importance de dégager les pistes conduisant à une réduction des émissions de CO2 du moteur à allumage commandé. Un des objectifs de l'industrie automobile est donc de concevoir un moteur à essence dont les émissions de CO2 sont équivalentes à celles d'un moteur diesel. Pour atteindre cet objectif, une architecture d'un moteur à essence suralimenté (injection indirecte), équipé d'un système d'actionneurs non directement actionné par une came pour commander les soupapes d'admission a été développé. Ces actionneurs peuvent être par exemple du type électromagnétiques, pneumatiques ou hydrauliques Ce type d'actionneur non directement actionné par une came est dit "sans came", ou "Camless" en anglais. Pour ce moteur, une désactivation de cylindre, facilitée par la présence de l'actionneur "Camless", est également permise. Le schéma d'un moteur équipé d'un tel actionneur est donné sur la figure 1. Cette figure représente un cylindre (1) équipé d'une soupape d'admission (2) et d'une soupape d'échappement (5). Selon cet exemple, la soupape d'admission est entraînée par un actionneur "Camless" électromagnétique (3) et la soupape d'échappement (5) par une came (6). Par conséquent, pour ce moteur, quatre actionneurs composent la boucle d'air : le papillon (4), la soupape de décharge (7) (en anglais wastegate), l'actionneur "Camless" (3) et la désactivation de soupape échappement (5) sur 2 des 4 cylindres (cette dernière n'est pas représentée sur la figure). L'actionneur électromagnétique (3) permet la modification des instants d'ouverture et de fermeture de la soupape admission (2). Par ailleurs, sur cette figure, on a représenté un turbocompresseur (8) et un refroidisseur à air suralimenté (9), ces dispositifs n'ont pas de lien avec l'actionneur "Camless" utilisé. La figure 2 présente une loi de levée (fixe) des soupapes échappement ) ainsi que les lois de levée des soupapes admission (Cman) avec variation de l'étalement et du phasage en fonction de l'angle de vilebrequin (0). Le dispositif "Camless" permet de modifier la loi de levée des soupapes admission, telle que montré sur la figure 2. Cette modification de la loi de levée des soupapes d'admission permet de réduire les pertes par pompage du moteur en permettant un fonctionnement en cycle de Miller et ainsi de réduire la consommation. Cette technologie "Camless" apporte donc des avantages au niveau de la consommation et des émissions. Étant donné la modification du type d'actionneur utilisé et la modification résultante des lois de levée de la soupape d'admission, on ne peut pas déterminer de manière précise, représentative et efficace la masse d'air aspiré par le cylindre avec les méthodes actuellement utilisées. La détermination précise de la masse d'air aspiré permet de réaliser un contrôle optimal du moteur. Pour résoudre ce problème, l'invention concerne un procédé de détermination de la masse d'air aspiré par un cylindre pour un moteur thermique équipé avec un actionneur non directement actionné par une came pour au moins une soupape d'admission. Le procédé repose sur la construction d'un modèle de remplissage prenant en compte les angles d'ouverture et de fermeture de la soupape d'admission pour prendre en compte les particularités de l'actionneur non directement actionné par une came. Le procédé selon l'invention L'invention concerne un procédé de détermination de la masse d'air aspiré masp dans au moins un cylindre d'un moteur thermique, ledit cylindre étant équipé d'au moins une soupape d'admission entraînée par un actionneur non directement actionné par une came. Pour ce procédé, on réalise les étapes suivantes : a) on construit un modèle de remplissage dudit cylindre, ledit modèle reliant ladite masse d'air aspiré masp à l'angle d'ouverture O de ladite soupape d'admission et à l'angle de fermeture de ladite soupape d'admission ; b) on détermine lesdits angles d'ouverture 61,w, et de fermeture O de ladite soupape d'admission au moyen dudit actionneur non directement actionné par une came ; et c) on détermine ladite masse d'air aspiré masp au moyen dudit modèle de remplissage et desdits angles d'ouverture OhO et de fermeture Oi' de ladite soupape d'admission. Selon l'invention, on construit ledit modèle de remplissage qui relie ladite masse d'air aspiré masp à l'angle d'ouverture OR,o de ladite soupape d'admission, l'angle de fermeture O de ladite soupape d'admission au moyen dudit régime Ne dudit moteur, de ladite pression d'admission P',,e, et de ladite température d'admission T',,e,. Selon un premier mode de réalisation de l'invention, on construit ledit modèle de remplissage au moyen d'une relation du type p = a1 (N e 5 man e 1(6 e i') a2 (N ,Pman)OF , t to) avec R la constante des Pman as R - Tman Y N e gaz parfaits, 1/cy1(0) le volume du cylindre pour un angle de vilebrequin O, OF le facteur de croisement et a1,a2 des paramètres de calibration. Selon un deuxième mode de réalisation de l'invention, on construit ledit modèle de 5 remplissage au moyen d'une relation du type Ne 0 V 0,1(0 ,' fve(N e» cr2(N e Pman) 0F(,0) e avec R la constante des gaz parfaits, r'1 (o) le volume du cylindre (1) pour un angle de vilebrequin O, OF le facteur de croisement, Sive (Ne) un terme additif fonction du régime moteur Ne pour la prise en compte de phénomènes physiques et ot1,a2 des paramètres de calibration. 10 Avantageusement, lesdits paramètres de calibration a1,cx2 et/ou ledit terme additif givc Ove) sont déterminés au moyen de mesures expérimentales. De préférence, lesdits paramètres de calibration ot1,a2 sont déterminés au moyen d'une régression linéaire à partir desdites mesures expérimentales. Préférentiellement, ledit terme additif ivc(N e) est déterminé au moyen d'une 15 optimisation non-linéaire à partir desdites mesures expérimentales. De manière avantageuse, ledit volume du cylindre est défini par une relation du type : 1 Vol (0) = Vmm + - Vinin - (e -1) - (Rb. +1 - cos(0) - NtRb.2 - sin 2 (9) ) avec 0 l'angle du 2 vilebrequin, T/min le volume mort, Rbm le rapport bielle sur manivelle et e le taux de compression. 20 En outre, ladite pression P','', et ladite température T men d'admission peuvent être déterminées au moyen de capteurs placés dans le collecteur d'admission. L'invention concerne également un procédé de contrôle d'un moteur thermique comprenant au moins un cylindre équipé d'au moins une soupape d'admission entraînée par 25 un actionneur non directement actionné par une came et d'au moins une soupape d'échappement entraînée par une came, le circuit d'admission d'air comprenant une vanne papillon et le circuit d'échappement comprenant une soupape de décharge. Pour ce procédé, on réalise les étapes suivantes : a) on détermine la masse d'air aspiré mas?, dans ledit cylindre au moyen du procédé tel Pman m asp = a i(N P man)R Tman 30 que décrit ci-dessus ; et b) on contrôle ledit actionneur non directement actionné par une cameet/ou ladite came et/ou ladite vanne papillon et/ou ladite soupape de décharge en fonction de ladite masse d'air aspiré masp déterminée. Présentation succincte des figures D'autres caractéristiques et avantages du procédé selon l'invention, apparaîtront à la lecture de la description ci-après d'exemples non limitatifs de réalisations, en se référant aux figures annexées et décrites ci-après. La figure 1, déjà décrite, illustre un moteur équipé d'un actionneur électromagnétique entraînant une soupape d'admission. La figure 2, déjà décrite, représente les lois de levée des soupapes d'admission et d'échappement pour le moteur illustré en figure 1. La figure 3a) illustre l'impact du régime sur le temps d'ouverture de la soupape d'admission. La figure 3b) illustre l'impact du moment d'ouverture de la soupape d'admission et du régime sur le facteur de croisement utilisé dans le modèle de remplissage selon l'invention. La figure 4 représente le rendement volumétrique 77 en fonction de l'angle de fermeture 0 de la soupape d'admission pour différents régimes du moteur : 1500, 2000, 2500, 3000, 3500, 4000 et 4500 tr/min. La figure 5 représente le rendement volumétrique i01 en fonction de l'angle de fermeture 0 de la soupape d'admission pour un cylindre équipé d'une seule soupape d'admission (1s) et pour un cylindre équipé de deux soupapes d'admission (2s). Les figures 6a) à 6c) illustre les valeurs prises par les paramètres de calibration et le terme additif 5 du modèle de remplissage selon l'invention pour un exemple de réalisation d'un moteur équipé de quatre cylindres et d'une soupape d'admission par cylindre. Les figures 7 représentent une comparaison du modèle de remplissage selon l'invention à des données de référence pour un exemple de réalisation pour un moteur 4 cylindres, une soupape. Les figures 8 sont des extraits des figures 7 limités à un régime moteur de 2000 tr/min. La figure 9 est un histogramme représentant la distribution de l'erreur pour l'exemple de réalisation de la figure 7. Les figures 10 à 12 correspondent aux figures 7 à 9 pour un deuxième exemple de réalisation d'un moteur équipé de quatre cylindres et de deux soupapes d'admission par cylindre. Les figures 13 représentent le régime du moteur, la pression d'admission et les angles d'ouverture et de fermeture des soupapes d'admission à pleine charge pour le deuxième exemple de réalisation. La figure 14 représente la loi de levée des soupapes d'admission et d'échappement. Les figures 15 illustrent une comparaison du modèle de remplissage selon l'invention et des données de référence sur les points de pleine charge. Description détaillée de l'invention L'invention concerne un procédé de détermination de la masse d'air aspiré par un cylindre comportant au moins une soupape d'admission entraînée par un non directement actionné par une came (actionneur "Camless"). Il peut s'agir d'un moteur tel qu'illustré en figure 1, pour lequel l'actionneur "Camless" est un actionneur électromagnétique. Toutefois d'autres types d'actionneurs, tels que les actionneurs hydrauliques. Le procédé se base sur la construction d'un modèle de remplissage du cylindre et sur la détermination des angles d'ouverture et de fermeture de la soupape d'admission. On appelle modèle de remplissage du cylindre un modèle illustrant les phénomènes physiques mis en jeu lors du remplissage en air du cylindre. Ce modèle permet donc d'estimer la masse d'air entrant dans le cylindre. Ce modèle dépend notamment de l'ouverture et la fermeture des soupapes d'admission et d'échappement. Il peut dépendre également des pressions et des températures à l'admission et à l'échappement, et du régime du moteur. Notations Au cours de la description, les notations suivantes sont utilisées : - Pmam : pression à l'admission du cylindre (en Pa). Tel que représenté en figure 1, cette pression peut être mesurée au moyen d'un capteur de pression placé dans le collecteur d'admission. - Tmam : température à l'admission du cylindre (en K). Tel que représenté en figure 1, cette température peut être mesurée au moyen d'un capteur de température placé dans le collecteur d'admission. - Masp masse d'air aspiré (en kg). - Ne : régime du moteur (en tr/min). - Pexh : pression échappement (en Pa). -Texh : température échappement (en K). - R : constante des gaz parfaits (en J/kg/K), qui est la même pour tous les gaz concernés ici (air et gaz d'échappement), et qui vaut 288 J/kg/K. - Vol (9) : volume cylindre (1) à l'angle 0 (en m3). - 17nmi : le volume mort (en m3), il s'agit du volume dans le cylindre quand le piston est au point mort haut. - Rbm : le rapport bielle sur manivelle. - e : le taux de compression. - Oivo : angle d'ouverture de la soupape admission (en °). Cet angle est déterminé en fonction de l'actionneur non directement actionné par une came (3). - Oh : angle de fermeture de la soupape admission (en °). Cet angle est déterminé en fonction de l'actionneur non directement actionné par une came (3). - 0 : angle de fermeture de la soupape échappement (5) (en °). Cet angle evc dépend de la came (6) d'actionnement de la soupape d'échappement (5). - Y() : débit d'air passant à travers la soupape d'admission et échappement durant la période de croisement (ou overlap en anglais), c'est à dire quand elles sont ouvertes en même temps (en kg/s). Le débit peut être positif ou négatif (dépend de la différence de pression admission/échappement). - OF(.) : facteur de croisement (en m2.°). Il représente l'aire sous les soupapes admission et échappement lorsqu'elles sont ouvertes en même temps. - a1,a2,a3 : paramètres de calibration. - 45 : terme additif permettant de prendre en compte certains phénomènes physiques dans le modèle de remplissage (en °). - C : course (ou levée) des soupapes d'échappement (5) ou d'admission (2) (en mm). Ces notations, indexées par la mention -MOI), représentent les valeurs déterminés au moyen du procédé selon l'invention. La mention -REF indique les valeurs de référence mesurées expérimentalement. À partir des conditions extérieures aux cylindres (conditions thermodynamiques dans le répartiteur admission, distribution...), le modèle de remplissage permet d'estimer la quantité d'air aspirée dans les cylindres. Dans l'application "Camless", en plus d'être représentatif vis-à-vis de l'impact de la distribution sur le remplissage, le modèle doit être valable pour toutes les configurations du système d'air (une ou deux soupapes admission, deux ou quatre cylindres). Le modèle de remplissage est construit en fonction de relations simples de la 5 thermodynamique, de données géométriques de la chambre de combustion ainsi que des lois de levée des soupapes d'admission et d'échappement. La masse d'air aspirée dans le cylindre à chaque cycle peut être donnée par une formule du type : Pman V (0 ) a ki (P P T T )0F (Omo,t9e,') Texh PexhVod(ee') m as = a3 P R - man N e Tman R - Tman Selon l'invention, dans l'application "Camless", les mesures de pression et de température à 10 l'échappement ne sont pas disponibles. De plus, le terme Oevc est fixe (la levée échappement est fixe). Ceci permet dans un premier temps de simplifier la formule suivante, et le modèle de remplissage selon une première variante de réalisation de l'invention peut prendre la forme suivante : "man V (0 )(N P )0* e,0,,°) masp = (N e Man) R .Tman N 15 Ainsi, le troisième terme de l'expression disparaît. La fonction IP est incluse dans le paramètre de calibration a2. Il est à noter que les paramètres de calibration al et a2 peuvent être cartographiés en fonction du régime et de la pression d'admission suite à des mesures expérimentales sur banc d'essai (comme pour le rendement volumétrique dans un moteur à distribution fixe). Pour le procédé selon l'invention, on détermine Oivo et 0 en 20 fonction de la commande de l'actionneur non directement actionné par une came (3). Alternativement et/ou simultanément, on peut utiliser un capteur de position. Le facteur de croisement OF (ou fonction d'overlap) n'est pas fonction du moment de fermeture de la soupape échappement (fixe) mais du régime (puisque la levée de la soupape 25 admission dépend du régime), voir figures 3. La figure 3a) montre la levée C des soupapes d'admission Cman et d'échappement C exh en fonction de l'angle du vilebrequin. Pour la soupape d'admission, on a considéré deux régimes du moteur : 1000 et 6000 tr/min. On distingue bien la dépendance de la levée de la soupape d'admission en fonction du régime. La figure 3b) montre quant à elle les variations du facteur de croisement en fonction du 30 régime et de l'angle d'ouverture de la soupape d'admission. Il peut donc être intéressant de prendre en compte ces effets inertiels dans la modélisation du remplissage. La figure 4 représente le rendement volumétrique en fonction de l'angle de fermeture de la soupape d'admission pour différents régimes pour une même pression d'admission de 500 mbar. À 2000 tr/min, le remplissage est maximal pour un IVC à 540 degrés, correspondant au PMB (Point Mort Bas) moteur. Lorsque le régime augmente, le remplissage maximal se déplace vers les fermetures tardives. Ceci s'explique par l'inertie de la colonne des gaz qui devient de plus en plus importante. De même la figure 5 représente l'impact du nombre de soupapes d'admission sur le remplissage. Pour cette figure 5, on étudie le cas une soupape (1s) et le cas deux soupapes (2s) à iso-régime (3000 tr/min) et iso-pression d'admission (500 mbar). On constate que la vitesse des gaz est plus importante lorsqu'une seule soupape d'admission s'ouvre, il s'ensuit un décalage vers les fermetures tardives dans la courbe de remplissage. Pour prendre en compte ces effets liés notamment au régime du moteur et au nombre de soupapes d'admission, on peut construire une deuxième variante de réalisation du modèle de remplissage selon l'invention en prenant en compte un terme additif 8,' qui est fonction du régime. Ce terme additif 8 est utilisé dans le calcul du volume du cylindre au moment de la fermeture de la soupape d'admission. Selon cette variante de réalisation, le modèle de remplissage peut s'écrire : Pnian OF (A r e , 0 ivo) asp ai (N e Pinan) R - T',an Veyi(Oi' 8 i' e)) az (Ne Pman) e Les paramètres de calibration a1, a2 et 8 sont optimisés pour chaque configuration moteur, notamment par des mesures expérimentales réalisées au banc moteur. A partir de ces mesures expérimentales, les paramètres de calibration , a2 peuvent être obtenues grâce à une régression linéaire, alors que le terme additif peut être le résultat d'une optimisation non-linéaire. Pour ces deux variantes de réalisation du modèle de remplissage selon l'invention, le volume du cylindre Vcy, à l'angle 0 peut être défini par une formule géométrique du type : Vo,/ (0) Vmin + -21 Vinin - (e - 1) - (Rb. + 1 - cos(9) - NIRb.2 - sin 2 (0)) Application Le procédé de détermination de la masse d'air aspiré dans un cylindre peut être utilisé au sein d'un procédé de contrôle d'un moteur thermique, en particulier pour un moteur à essence. Par exemple, le moteur thermique peut être du type celui représenté en figure 1, le moteur peut alors comporter une vanne papillon (4), un actionneur électromagnétique ou un actionneur hydraulique (3) d'entraînement d'au moins une soupape d'admission (2), une came (6) d'entraînement d'une vanne d'échappement (5), et une soupape de décharge (7). Le procédé de contrôle thermique peut commander alors un de ces éléments en fonction de la masse d'air aspiré déterminée dans le but d'atteindre un point de fonctionnement (régime, couple ...) recherché. Par exemple, ce procédé peut commander l'actionneur non directement actionné par une came (3) de manière à modifier les angles d'ouverture et de fermeture de la soupape d'admission. Exemples d'application Des essais au banc moteur ont permis d'obtenir une base de données conséquente permettant de valider le modèle de remplissage selon la variante de réalisation. Deux configurations ont été testées : le mode quatre cylindres avec une et deux soupapes d'admission. Pour ces essais, on balaie plusieurs régimes du moteur : entre 1000 et 5000 tr/min. Pour chaque régime, on balaye plusieurs pressions d'admission. Pour chaque pression d'admission, on balaye trois positions d'IVO. Pour chaque position d'IVO, on balaye tous les angles d'IVC atteignables (en mode précoce ou en mode tardif). Pour ces essais, l'actionneur non directement actionné par une came est un actionneur électromagnétique. Pour chaque point de fonctionnement régime-pression d'admission, les paramètres ai et a2 sont obtenus grâce à une régression linéaire. Le paramètre gn est le résultat d'une optimisation non-linéaire. Dans un premier temps, à partir des essais on calibre ledit modèle. Si on prend par 20 exemple le cas une soupape. La base de données totale est composée de plus de 1200 points de fonctionnement. Sur chaque point régime - pression d'admission, on calcule les paramètres de calibration a1, a2 et gi' qui permettent d'obtenir la meilleure représentativité pour le modèle de remplissage. La figure 6 présente les trois paramètres de calibration du modèle de remplissage. 25 Le paramètre al peut être vu comme un rendement volumétrique. Il inclut les effets ne pouvant pas être modélisé avec un modèle simplifié, tel que l'acoustique par exemple. Le paramètre a2 prend lui des valeurs positives et négatives. En effet, ce paramètre inclus le sens du débit à travers les deux soupapes durant le croisement (overlap). Il est donc positif lorsque la pression d'admission est inférieure à la pression échappement (dans 30 ce cas, le back-flow des gaz brûlés impacte négativement le remplissage en air). Il est négatif lorsque la pression d'admission est supérieure à la pression échappement (dans ce cas, le balayage des gaz brûlés impacte positivement le remplissage en air). Le paramètre 8, permet d'évaluer l'influence du régime sur le remplissage. En effet, l'inertie de la colonne des gaz d'air frais est d'autant plus importante que le régime est élevé. On a bien un décalage du maximum de remplissage après le PMB lorsque l'on monte en régime. Dans un deuxième temps, on peut comparer les résultats obtenus avec le modèle de remplissage. La figure 7 présente une comparaison entre les données de référence issues d'essais au banc moteur et le modèle de remplissage selon la deuxième variante de réalisation. Ces résultats correspondent à une configuration quatre cylindres et une soupape admission. On voit sur la figure du haut les valeurs de masse d'air aspirée du banc moteur (ref) et du modèle (model) en fonction du numéro (N°) du point de fonctionnement. La figure du bas donne l'erreur relative de modélisation sur tous les points de fonctionnement dans un graphique traçant les valeurs de la masse d'air aspiré modélisé (m') en fonction des asp valeurs expérimentales ( maRsEpF). On constate sur la figure du haut que les courbes sont sensiblement superposées et on constate sur la figure du bas qu'une large partie des points modélisés sont dans une plage d'erreur de moins de 5 %. La figure 8 présente un zoom de la figure 7 pour le régime de 2000 tr/min. La figure du haut présente la masse d'air aspiré expérimentale (ref) et modélisée (model). La figure du milieu et du bas rappelle les entrées correspondantes : la pression d'admission ( Pman) et les angles (0) d'ouverture (IVO) et de fermeture (IVC) de la soupape d'admission. On constate également sur cette courbe une très bonne représentativité du remplissage sur tous les points, même pour des variations très importantes de la loi de distribution. La figure 9 présente l'histogramme des erreurs relatives obtenues (entre le modèle et les valeurs expérimentales) sur toute la plage de variation. Sur cette figure, N pts indique le nombre de points compris pour chaque plage d'erreur. L'erreur moyenne est inférieure à 3 % et vaut environ 2,86 % et la majorité des points se situent en dessous d'une erreur de 5%. Les figures 10 à 12 correspondent aux figures 6 à 9 pour la configuration quatre cylindres deux soupapes. La figure 10 présente une comparaison entre les données de référence (ref) issues du banc moteur et le modèle de remplissage (model) selon la deuxième variante de réalisation du modèle. La base de donnée est moins conséquente que pour le cas une soupape puisqu'on parcourt ici uniquement les fort régimes ; la base de données comporte environ 500 points de fonctionnement. Il est à noter que la plage de variation de l'IVC est ici aussi beaucoup plus limitée puisque le dispositif "Camless" ne permet pas des IVC tardifs pour de fortes pression d'admission. On voit sur la figure du haut les valeurs de masse d'air aspirée de référence (ref) et du modèle (model). La figure du bas donne l'erreur relative de modélisation sur tous les points de fonctionnement. On constate une bonne concordance entre le modèle et les valeurs expérimentales, on constate aussi qu'une large partie des points modélisés sont dans une plage d'erreur de moins de 5 %. La figure 11 présente un zoom de la figure 10 pour le régime de 3000 tr/min. La figure du haut présente la masse d'air aspirée expérimentale (ref) et modélisée (model). Ces deux courbes sont sensiblement superposées. La figure du milieu et du bas rappelle les entrées correspondantes : la pression d'admission (P.) et les angles (0) d'ouverture (IVO) et de fermeture (IVC) de la soupape d'admission. On constate une très bonne représentativité du remplissage sur tous les points, même pour des variations très importante de la loi de distribution. La figure 12 présente l'histogramme des erreurs relatives obtenues (entre le modèle et les valeurs de référence expérimentale) sur toute la plage de variation. L'erreur moyenne est proche de 2 % (environ 2,1%) et la majorité des points se situent en dessous d'une erreur de 5%. Par ailleurs, des essais de pleine charge ont été réalisés indépendamment de la base de données ayant été utilisé pour le remplissage. Il est donc intéressant de regarder la représentativité du modèle sur ces points de pleine charge, cela permet de voir la capacité d'extrapolation du modèle. Ces points de pleine charge sont représentés sur la figure 13. La figure du haut représente le régime en fonction du numéro du point de pleine charge, la figure du milieu indique la pression d'admission (P.) et la figure du bas les angles (0) d'ouverture (IVO) et fermeture (IVC) de chacune des soupapes s1 et s2. Pour les faibles régimes, on constate qu'une seule soupape (s1) est utilisée. Sur les points à 2000 et 2250 tr/min, la deuxième soupape (s2) est utilisée pour faire du balayage. Enfin, à plus haut régime, les deux soupapes sont utilisées de la même manière. La figure 14 présente les lois de levée des soupapes d'admission dans ces cas. La courbe (C.) épaisse représente la loi de levée nominale (soupape s1 en référence à la figure 13). La courbe (C.) fine représente la loi de balayage (soupape s2 en référence à la figure 13). La figure 15 présente les résultats de représentativité du modèle de remplissage sur ces points de pleine charge. Il est important de noter que le modèle est purement extrapolé et n'a subit aucun recalage pour ces données. Cela montre la représentativité physique du modèle proposé (l'erreur reste quasiment toujours inférieur à 5%). Deux cas sont présentés sur cette figure, un cas utilisant le modèle (model) selon la deuxième variante de réalisation, et un cas (model (scav)) utilisant l'angle d'ouverture de la soupape balayé (soupape s2) au lieu de la soupape s1 pour mieux représenter l'overlap. On voit qu'en utilisant un overlap plus représentatif, la représentativité du modèle est améliorée.35 REVENDICATIONS1) Procédé de détermination de la masse d'air aspiré masp dans au moins un cylindre (1) d'un moteur thermique, ledit cylindre étant équipé d'au moins une soupape d'admission (2) entraînée par un actionneur non directement actionné par une came (3), caractérisé en ce qu'on réalise les étapes suivantes : a) on construit un modèle de remplissage dudit cylindre (1), ledit modèle reliant ladite masse d'air aspiré masp à l'angle d'ouverture Owo de ladite soupape d'admission (2) et à l'angle de fermeture 61,,, de ladite soupape d'admission ; b) on détermine lesdits angles d'ouverture O et de fermeture 0 de ladite soupape d'admission (2) au moyen dudit actionneur non directement actionné par une came (3) ; et c) on détermine ladite masse d'air aspiré masp au moyen dudit modèle de remplissage et desdits angles d'ouverture O et de fermeture 0,' de ladite soupape d'admission. 2) Procédé selon la revendication 1, dans lequel on construit ledit modèle de remplissage qui relie ladite masse d'air aspiré masp à l'angle d'ouverture O de ladite soupape d'admission (2), l'angle de fermeture de ladite soupape d'admission (2) au moyen dudit régime Ne dudit moteur, de ladite pression d'admission P. et de ladite température d'admission T 3) Procédé selon la revendication 2, dans lequel on construit ledit modèle de remplissage au moyen d'une relation du type EL ) masp = al (N e,1),,,an ) Pman Vo,/ (0,,,, ) a2 (N e,Pman) OF(Are, N e avec R la constante R - Tman des gaz parfaits, Vey/(61) le volume du cylindre (1) pour un angle de vilebrequin O, OF le facteur de croisement et a1,a2 des paramètres de calibration. 4) Procédé selon la revendication 2, dans lequel on construit ledit modèle de remplissage au moyen d'une relation du type =al (N ,,Pman) RP.an FO (AT '0) masp Vey1 (6 ) wc. '5 wc(N e)) a2 (N e , man) avec R la - T. N e constante des gaz parfaits, Vcy/(61) le volume du cylindre (1) pour un angle de vilebrequin0, OF le facteur de croisement, 8,,,,(Ne) un terme additif fonction du régime moteur Ne pour la prise en compte de phénomènes physiques et a1,a2 des paramètres de calibration. 5) Procédé selon l'une des revendications 3 ou 4, dans lequel lesdits paramètres de calibration a1,a2 et/ou ledit terme additif 81(Ne) sont déterminés au moyen de mesures expérimentales. 6) Procédé selon la revendication 5, dans lequel lesdits paramètres de calibration a1,a2 sont déterminés au moyen d'une régression linéaire à partir desdites mesures expérimentales. 7) Procédé selon les revendications 4 et 5, dans lequel ledit terme additif 8,' (Ne ) est déterminé au moyen d'une optimisation non-linéaire à partir desdites mesures expérimentales. 8) Procédé selon l'une des revendications 3 à 7, dans lequel ledit volume du cylindre est défini par une relation du type 1 Vcy/ (0) = Vinin + -2 Vni. - (e -1) - (Rb. + 1 - cos(0) - VRb.2 - sin 2 (0) ) avec 0 l'angle du vilebrequin, V., le volume mort, Rbm le rapport bielle sur manivelle et e le taux de compression. 9) Procédé selon des revendications 2 à 8, dans lequel ladite pression Pmell, et ladite température T., d'admission sont déterminées au moyen de capteurs placés dans le collecteur d'admission. 10) Procédé de contrôle d'un moteur thermique comprenant au moins un cylindre (1) équipé d'au moins une soupape d'admission (2) entraînée par un actionneur non directement actionné par une came (3) et d'au moins une soupape d'échappement (5) entraînée par une came (6), le circuit d'admission d'air comprenant une vanne papillon (4) et le circuit d'échappement comprenant une soupape de décharge (7), caractérisé en ce qu'on réalise les étapes suivantes :a) on détermine la masse d'air aspiré maw dans ledit cylindre au moyen du procédé selon l'une des revendications précédentes ; et b) on contrôle ledit actionneur non directement actionné par une came (3) et/ou ladite came (6) et/ou ladite vanne papillon (4) et/ou ladite soupape de décharge (7) en fonction de ladite masse d'air aspiré ma, déterminée.