楊守建

直噴發(fā)動(dòng)機(jī)系統(tǒng)中高壓噴油器驅(qū)動(dòng)設(shè)計(jì)與仿真

楊守建

（聯(lián)合汽車電子有限公司，上海 201206）

高壓噴油器是汽油直噴（GDI）發(fā)動(dòng)機(jī)系統(tǒng)的核心零部件，在四沖程發(fā)動(dòng)機(jī)的進(jìn)氣或壓縮沖程將汽油直接噴入缸內(nèi)，進(jìn)而提升發(fā)動(dòng)機(jī)燃油效率。其驅(qū)動(dòng)電路設(shè)計(jì)既要滿足在高壓噴油器開(kāi)啟瞬間的高能量要求，又要滿足穩(wěn)態(tài)工作時(shí)低能耗要求，還要滿足停止噴油時(shí)可以快速關(guān)斷要求。論文通過(guò)對(duì)高壓噴油器的工作原理進(jìn)行了詳細(xì)分析，掌握了其驅(qū)動(dòng)能量的計(jì)算方法和不同運(yùn)行階段的驅(qū)動(dòng)控制策略，并通過(guò)Saber RD仿真加以驗(yàn)證。

GDI發(fā)動(dòng)機(jī)；高壓噴油器；驅(qū)動(dòng)能量；時(shí)序控制；Saber RD

汽油直噴（Gasoline Direct Injection, GDI）起源于20世紀(jì)30年代，由于當(dāng)時(shí)技術(shù)限制以及汽油價(jià)格低廉的原因而沒(méi)有得到普遍的應(yīng)用。現(xiàn)在，面對(duì)汽油價(jià)格上升和排放法規(guī)趨嚴(yán)的壓力以及電噴技術(shù)的提升，汽油直噴技術(shù)重回市場(chǎng)，且所占市場(chǎng)份額不斷提升。汽油直噴技術(shù)可將燃油效率提高20%，可提高壓縮比以輸出更強(qiáng)勁動(dòng)力，同時(shí)有效降低碳?xì)浠衔铮℉C）和一氧化碳（CO）的排放[1-2]。

論文首先對(duì)高壓噴油器的結(jié)構(gòu)和驅(qū)動(dòng)特性進(jìn)行了分析，然后基于其驅(qū)動(dòng)要求，提出了硬件控制方案，包含提供驅(qū)動(dòng)能量的Boost升壓電路，進(jìn)行驅(qū)動(dòng)時(shí)序控制的雙高邊半橋驅(qū)動(dòng)電路，以及快速關(guān)斷電路。對(duì)電路中的關(guān)鍵參數(shù)進(jìn)行了定量分析，并在Saber仿真環(huán)境下搭建系統(tǒng)電路仿真模型，對(duì)理論分析加以驗(yàn)證。

1 高壓噴油器工作原理

1.1 高壓噴油器結(jié)構(gòu)介紹

高壓噴油器的典型結(jié)構(gòu)如圖1所示，主要包含O形圈、濾網(wǎng)、支撐環(huán)、主彈簧、線圈、針閥組件、燃燒室密封圈和閥座等部件。其工作原理是：當(dāng)線圈未通電時(shí)，主彈簧彈力將針閥壓住，使閥球和閥座緊貼將燃油密封住，同時(shí)也密封了從小孔處進(jìn)來(lái)的燃燒氣體；當(dāng)線圈通電時(shí)，電線圈產(chǎn)生磁力，磁力提起銜鐵，銜鐵帶動(dòng)針閥向上運(yùn)動(dòng)，使閥球離開(kāi)閥座，進(jìn)而在高腔內(nèi)壓力作用下使汽油霧化噴出[3]。

圖1 高壓噴油器結(jié)構(gòu)

1.2 銜鐵和針閥的運(yùn)動(dòng)過(guò)程

如圖2所示，過(guò)程①為噴油器線圈被施加一定的高電壓，產(chǎn)生的電磁力吸起銜鐵向上運(yùn)動(dòng)，針閥保持不動(dòng)；過(guò)程②為銜鐵達(dá)到針閥機(jī)械上止點(diǎn)后，帶動(dòng)針閥一起向上運(yùn)行，閥球離開(kāi)閥座，汽油在腔內(nèi)高壓力作用下可沿小孔霧化噴出；當(dāng)銜鐵帶動(dòng)針閥到達(dá)噴油器機(jī)械上止點(diǎn)后，在有效噴油窗口期內(nèi)，將維持該物理狀態(tài)以保持輸出恒定的噴油量；過(guò)程③為噴油器由打開(kāi)轉(zhuǎn)入關(guān)斷的起始階段，在重力和反向電磁力的作用下銜鐵向下運(yùn)行，針閥亦向下運(yùn)動(dòng)；過(guò)程④針閥向下運(yùn)動(dòng)結(jié)束，銜鐵繼續(xù)向下運(yùn)動(dòng)，閥球落入閥座，但未完全密封；過(guò)程⑤銜鐵向下運(yùn)動(dòng)達(dá)到針閥機(jī)械下止點(diǎn)，將閥球完全頂入閥座，達(dá)到完全密封狀態(tài)，噴油停止。

以BOSCH HDEV5和HDEV6高壓噴油器為例，其負(fù)載電流特性通常包含了Boost、Pick up、Hold on和Shut off四個(gè)階段，分別如圖3(a)和圖3(b)所示，其中boost表示Boost階段持續(xù)時(shí)間，1/anzug表示Boost階段加Pick up階段持續(xù)總時(shí)間，2表示從Pick up至Hold on的切換時(shí)間，t表示一個(gè)沖程內(nèi)噴油時(shí)間，boost為Boost階段噴油器供電電壓，batt為蓄電池電壓，discharge/abschalt為噴油器快速關(guān)斷時(shí)施加的反向電壓，boost為Boost階段給噴油器施加的最大電流，p/anzug為Boost階段進(jìn)入Pick up階段的電流閾值，p_eff/anzug_eff為p/anzug閾值上限，hold_eff/halt_eff為Hold on階段噴油器驅(qū)動(dòng)電流平均值，hys/hysterese為hold_eff/halt_eff控制精度范圍。

圖3 負(fù)載特性

在Boost階段①，需要較大的瞬時(shí)能量將噴油器內(nèi)的銜鐵進(jìn)行提升，進(jìn)而帶動(dòng)針閥運(yùn)動(dòng)，因此，驅(qū)動(dòng)電路上需要給噴油器線圈施加約65 V高電壓，以快速生產(chǎn)較大的驅(qū)動(dòng)電流。在Pick up階段②，銜鐵和針閥到達(dá)噴油器機(jī)械上止點(diǎn)，噴油嘴達(dá)到全開(kāi)。在Hold on階段③，只需要輸出較小的能量即可使噴油嘴保持全開(kāi)狀態(tài)；在Shut off階段④，需要較大的方向能量使銜鐵和針閥快速落座，閥球頂住噴油嘴，停止噴油，因此，驅(qū)動(dòng)電路上需要給噴油器線圈施加約負(fù)65 V反向電壓，以達(dá)到快速關(guān)斷的目的[4]。

2 高壓噴油器驅(qū)動(dòng)控制方案

2.1 BOOST升壓模塊原理

高壓噴油器驅(qū)動(dòng)控制包含兩部分，第一部分為BOOST升壓模塊，為噴油器快速打開(kāi)或迅速關(guān)斷提供能量，BOOST升壓模塊電路拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖4所示[5]，車載蓄電池經(jīng)過(guò)主繼電器后的電壓（Vol- tage after Battery Relay（U is the symbol for voltage）, URA）；UBOOST為輸出電壓。

圖4 BOOST電路拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)

BOOST升壓模塊主要由儲(chǔ)能電感， MOSFET開(kāi)關(guān)T1，續(xù)流二極管D，輸出電容和電流采樣電阻shunt組成，并采用電壓電流雙閉環(huán)控制策略。通過(guò)控制使能信號(hào)EN，shunt電流采樣信號(hào)和輸出電壓采樣信號(hào)UBOOST來(lái)控制開(kāi)關(guān)T1，控制方法如圖5所示。

當(dāng)使能信號(hào)EN有效，流過(guò)shunt電阻的電流低于放電電流最小設(shè)定值low且輸出電壓低于Boost設(shè)置電壓值，開(kāi)關(guān)T1導(dǎo)通，UBR對(duì)儲(chǔ)能電感L進(jìn)行充電；當(dāng)使能信號(hào)EN有效，流過(guò)shunt電阻的電流大于充電電流最大設(shè)定值high，開(kāi)關(guān)T1關(guān)斷，由于電感電流不能突變，UBR和儲(chǔ)能電感對(duì)輸出電容充電，抬升輸出電容電壓。按此過(guò)程不斷循環(huán)直至輸出電壓UBOOST達(dá)到設(shè)定電壓值。

圖5 BOOST電路控制方法

2.2 輸入電感與輸出電容的參數(shù)配置

設(shè)BOOST電壓目標(biāo)值為Boostmax；噴油器Boost階段所需能量為Boost；BOOST電壓允許電壓跌落至Boostmin，則

則輸出電容的選取臨界最小值min為

Boost可從噴油器負(fù)載特性曲線及性能參數(shù)手冊(cè)中得到，輸出電容可采用鋁電解電容。以BOSCH、CONTI、DELPHI和HITACHI四家供應(yīng)商的某型號(hào)噴油器為例，針對(duì)單次噴射應(yīng)用場(chǎng)景，輸出電容參數(shù)配置理論計(jì)算如表1所示。

表1 Boost輸出電容驗(yàn)證

SupplierEBoost /mJUBoost max/VUBoost min/VC理論值/uF BOSCH876562456.7 CONTI1506562787.4 DELPHI1436562750.6 HITACHI1526562797.9

若將輸出電容設(shè)計(jì)為2個(gè)680 uF，70 V耐壓的電解電容并聯(lián)，等效容值為1 360 uF，則可兼容多款噴油器驅(qū)動(dòng)單次噴射的能量需求。當(dāng)設(shè)計(jì)需求出現(xiàn)變更，如：噴油器型號(hào)、噴射次數(shù)等，則需重新評(píng)估輸出電容值。

根據(jù)能量守恒定律，電感L上儲(chǔ)存的能量大部分轉(zhuǎn)移到輸出電容，剩余能量以熱損耗的方式消耗掉，設(shè)充電電流最大值為high，放電電流最小值為low，經(jīng)過(guò)N個(gè)充放電周期將電容電壓由Boostmin抬升至Boostmax，Boost電路工作效率為，BR為蓄電池電壓。則

設(shè)在單個(gè)充放電周期內(nèi)，1為電感充電時(shí)間；2為電感放電時(shí)間。

在充電過(guò)程中，由基爾霍夫電壓定律（Kirch- hoff laws, KVL）[6]可得

在放電過(guò)程中，由KVL可得

式中，c為單獨(dú)充放電后輸出電容上的電壓值，但不能與最終的Boostmax劃等號(hào)，只有在經(jīng)過(guò)個(gè)充放電周期后，輸出電容上的能量不斷疊加才會(huì)使電壓被抬升至Boostmax。

設(shè)充電至Boostmax的時(shí)間為charge，則有

由式（9）可得，charge與噴油器Boost階段所需能量Boost（含C、BoostminBoostmax因素），電池電壓BR，充放電電流設(shè)定值high和low，BOOST工作效率及c有關(guān)，c同時(shí)受電感，2影響。所以從式（9）中無(wú)法直接判斷電感取值與充電時(shí)間charge的關(guān)系。

對(duì)于時(shí)間charge還可以從能量守恒的角度分析，對(duì)于BOOST電路由Boostmin充電至Boostmax過(guò)程，根據(jù)能量守恒定律有：

式中，BAT為電池提供能量；C為輸出電容儲(chǔ)存能量；Ldis為電感寄生電阻消耗能量；Cdis為輸出電容寄生電阻消耗能量；diode為續(xù)流二極管消耗能量；MOSFET為開(kāi)關(guān)管消耗能量；shunt為shunt電阻消耗能量；DGDI-S為驅(qū)動(dòng)控制芯片DGDI-S BOOST PIN腳消耗能量。則有：

式中，r、f為MOSFET導(dǎo)通時(shí)電壓上升時(shí)間和關(guān)斷時(shí)電壓下降時(shí)間；Boost為DGDI-S Boost PIN腳上消耗的電流。由式（6）、式（8）、式（11）—式（19）聯(lián)合求解得charge。

對(duì)式（10）兩邊同時(shí)除以charge，可得

在噴油器Boost工作階段（不含初始上電階段）C處于Boostmin和Boostmax之間，如果兩者遲滯很小，可將C取為兩者的中間值作近似分析，如下：

因此，當(dāng)電池電壓BR，充電電流上限high，放電電流下限low，充電電壓上限Boostmax，放電電壓下限Boostmin，輸出電容值，DGDI-S Boost PIN腳工作電流Boost，電感電容寄生電阻L、C，shunt電阻值shunt，MOSFET開(kāi)關(guān)T1上升下降時(shí)間r和f，續(xù)流二極管導(dǎo)通壓降diode均確定的條件下，式（20）等式左邊為定值，右邊除第2項(xiàng)和第5項(xiàng)外也均為定值。

當(dāng)儲(chǔ)能電感增大時(shí)，由式（6）和式（8）可知（1+2）增大，T1的開(kāi)關(guān)頻率降低，式（20）等式右邊第5項(xiàng)減小，要使等式（20）仍保持成立，則式（20）等式右邊第2項(xiàng)必須要增大，因?yàn)镃值不變，所以充電時(shí)間charge減小。反之當(dāng)儲(chǔ)能電感減小時(shí)，T1的開(kāi)關(guān)頻率增大，充電時(shí)間charge增大。

圖6 L=5 uH；C=1 360 uF工況下仿真結(jié)果

圖7 L=50 uH，C=1 360 uF工況下仿真結(jié)果

圖8 L=5 uH，C=680 uF工況下仿真結(jié)果

同理，當(dāng)其他設(shè)定值固定，僅輸出電容變化時(shí)，式（20）左邊為定值，式（20）右邊除第2項(xiàng)外均為定值，當(dāng)輸出電容增大時(shí)，電容儲(chǔ)存能量C增大，要使式（20）仍成立，充電時(shí)間charge相應(yīng)增大。

因此，在BOOST電路正常工作時(shí)，且相關(guān)控制變量不變前提下，充電時(shí)間長(zhǎng)短與儲(chǔ)能電感值大小成反相關(guān)，與輸出電容值大小成正相關(guān)。在Saber RD中設(shè)置Boostmax=65 V；Boostmin=62 V；high=8 A；low=2 A仿真輸出結(jié)果如圖6—圖8所示，上方曲線為流過(guò)shunt電流信號(hào)，下方曲線為輸出電壓BOOST信號(hào)。

當(dāng)輸出電容為1 360 uF，儲(chǔ)能電感為5 uH時(shí)對(duì)應(yīng)的charge時(shí)間約為4.8 ms，而當(dāng)電感值增大到50 uH時(shí)，charge時(shí)間約為4.4 ms。

當(dāng)儲(chǔ)能電感為5 uH時(shí)，輸出電容為1 360 uF時(shí)對(duì)應(yīng)的charge時(shí)間約為4.8 ms，輸出電容為680 uF時(shí)對(duì)應(yīng)的charge時(shí)間約為2.4 ms。與前文理論分析結(jié)果一致。

2.3 噴油器半橋橋驅(qū)模塊

高壓噴油器驅(qū)動(dòng)控制第二部分為半橋橋驅(qū)電路，用以控制噴油器按其負(fù)載電流特性進(jìn)行工作。區(qū)別于傳統(tǒng)半橋驅(qū)動(dòng)結(jié)構(gòu)，其上半橋包含2路高邊開(kāi)關(guān)，連接不同電源電壓，下半橋?yàn)?路低邊開(kāi)關(guān)，并帶shunt電阻進(jìn)行電流采樣，其電路拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖9所示。

圖9 噴油器半橋橋驅(qū)電路

以BOSCH噴油器 HDEV5和HDEV6為例，依據(jù)其負(fù)載特性分別介紹其控制時(shí)序，并通過(guò)Saber仿真加以驗(yàn)證。HDEV5，HDEV6的負(fù)載特性如圖3(a)、圖3(b)所示。從負(fù)載特性中可以看出，兩者驅(qū)動(dòng)均采用電流+時(shí)間控制，主要區(qū)別在于Pick up階段過(guò)渡至Hold on階段的續(xù)流階段的控制方式不同，整理兩者半橋開(kāi)關(guān)控制時(shí)序如表2所示。

表2 HDEV5和HDEV6開(kāi)關(guān)控制時(shí)序

開(kāi)關(guān)管噴油器類型BOOST階段①①至②續(xù)流階段Pick up階段②②至③續(xù)流階段Hold on階段③③至④續(xù)流階段Off階段④ T2(BOOSTHSD)HDEV5ONOFFOFFOFFOFFOFFOFF HDEV6ONOFFOFFOFFOFFOFFOFF T1(UBAT HSD)HDEV5ONOFFONOFFON/OFFOFFOFF HDEV6ONOFFONOFFON/OFFOFFOFF T3 (LSD)HDEV5ONONONOFFàONONOFFOFF HDEV6ONONONONONOFFOFF

在saber RD仿真環(huán)境中，搭建上述仿真模型，并通過(guò)狀態(tài)機(jī)模擬開(kāi)關(guān)控制邏輯，仿真結(jié)果如圖10、圖11所示。輸出電流曲線與兩者的負(fù)載電流特性基本一致，驗(yàn)證了該仿真模型能夠正確模擬噴油器負(fù)載驅(qū)動(dòng)特性，為進(jìn)一步研究噴油器驅(qū)動(dòng)性能提供理論仿真支持。

圖10 HDEV5噴油特性曲線

圖11 HDEV6噴油特性曲線

3 總結(jié)

高壓噴油器是汽車直噴系統(tǒng)中的核心零部件，BOOST升壓模塊和半橋橋驅(qū)模塊是驅(qū)動(dòng)控制高壓噴油器的核心電路。BOOST升壓模塊為噴油器在Boost工作階段能夠快速提起針閥提供所能能量，半橋驅(qū)動(dòng)模塊為噴油器能按其特定負(fù)載特性曲線工作提供驅(qū)動(dòng)和時(shí)序控制功能。論文結(jié)合噴油器驅(qū)動(dòng)要求和BOOST升壓模塊設(shè)計(jì)要點(diǎn)，論述了儲(chǔ)能電感和輸出電容的設(shè)計(jì)方法，并通過(guò)仿真加以驗(yàn)證。同時(shí)通過(guò)搭建噴油器驅(qū)動(dòng)控制系統(tǒng)的仿真模型，驗(yàn)證了噴油器的負(fù)載特性和半橋驅(qū)動(dòng)模塊技術(shù)方案的可行性，為后續(xù)汽油直噴技術(shù)研究提供設(shè)計(jì)參考與經(jīng)驗(yàn)借鑒。

[1] 蔣曉寒,譚建偉,徐長(zhǎng)建,等.基于粒徑分布的直噴汽油車顆粒物排放特性研究[J].汽車工程,2022,44(10): 1609-1618.

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[6] 邱關(guān)源.電路[M].5版.北京:高等教育出版社.2006.

Design and Simulation of High Pressure Injector Driver in GDI Engine System

YANG Shoujian

( United Automotive Electronic Systems Company Limited, Shanghai 201206, China )

High pressure fuel injector is the key component of gasoline direct injection (GDI) engine system. It directly injects gasoline into the cylinder during the intake or compression stroke of a four stroke engine, thereby improving the fuel efficiency of the engine. The design of its driving circuit should not only meet the requirements of high energy at the moment when the high- pressure fuel injector starts, but also meet the requirements of low energy consumption during steady state operation, and also meet the requirements of fast shutdown when fuel injection is stopped. In this paper, the working principle of the high-pressure fuel injector is analyzed in detail, and the calculation method of its driving energy and the driving control strategies in different operating stages are researched, which are also verified by Saber RD simulation.

GDI Engine; High pressure fuel injector; Driving energy; Sequential control; Saber RD

U464

A

1671-7988(2023)11-119-08

楊守建（1989－），男，碩士，工程師，研究方向?yàn)槠囯娮涌刂破饔布軜?gòu)設(shè)計(jì)與平臺(tái)開(kāi)發(fā)，E-mail: shoujian.yang@uaes.com。

10.16638/j.cnki.1671-7988.2023.011.022