高壓共軌噴油器驅(qū)動(dòng)電路的優(yōu)化設(shè)計(jì)

雷霖，唐成達(dá)，賴真良，趙永鑫，張鵬

(1. 西華大學(xué)電氣與電子信息學(xué)院，四川 成都 610039；2.成都大學(xué)信息科學(xué)與工程學(xué)院，四川 成都 610106)

高壓噴油器是新一代GDI汽油發(fā)動(dòng)機(jī)和柴油發(fā)動(dòng)機(jī)燃油噴射系統(tǒng)的核心部件，通過(guò)精確控制高壓噴油器電磁閥開斷時(shí)間，實(shí)現(xiàn)噴油量靈活可調(diào)，達(dá)到高效節(jié)能的目的。電磁閥驅(qū)動(dòng)電路的合理設(shè)計(jì)是實(shí)現(xiàn)電磁閥快速關(guān)斷的關(guān)鍵。

理想汽油機(jī)電磁閥驅(qū)動(dòng)電路采用Peak&Hold驅(qū)動(dòng)方式[1]，目前有關(guān)電磁閥驅(qū)動(dòng)電路的研究較多[2-14]。文獻(xiàn)[2]指出按照保持電流的方式，可以劃分為單段保持、二段保持、多段保持。文獻(xiàn)[3]按照驅(qū)動(dòng)電源的個(gè)數(shù)將驅(qū)動(dòng)電路劃分為單電源驅(qū)動(dòng)方式和多電源驅(qū)動(dòng)方式；文獻(xiàn)[4]根據(jù)高邊和低邊是否存在開關(guān)，將驅(qū)動(dòng)拓?fù)鋭澐譃閱芜咈?qū)動(dòng)和高低邊驅(qū)動(dòng)。文獻(xiàn)[5]采用高低壓分時(shí)驅(qū)動(dòng)的方式，設(shè)計(jì)了滿足工程應(yīng)用的驅(qū)動(dòng)電路。文獻(xiàn)[6]通過(guò)對(duì)比電磁閥打開時(shí)線圈電流和電源電壓之間的關(guān)系，指出電源電壓開啟值并非越大越好，而是設(shè)定為50～70 V比較合理。文獻(xiàn)[7]分析了不同傳統(tǒng)驅(qū)動(dòng)電路的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，提出了結(jié)合D型和Buck型的續(xù)流模式可轉(zhuǎn)邊的驅(qū)動(dòng)電路。文獻(xiàn)[8-9]通過(guò)控制開關(guān)時(shí)序的方式，將電壓源反接至續(xù)流回路，實(shí)現(xiàn)了減小電磁閥關(guān)閉時(shí)間及減小線圈發(fā)熱的目的。文獻(xiàn)[10]分析了線圈內(nèi)阻、電感、續(xù)流電流、續(xù)流回路電阻和電源電壓對(duì)驅(qū)動(dòng)電路性能的影響，設(shè)計(jì)了基于斬波電路的升壓電路和電流反饋控制電路，解決了電磁閥線圈電流不可控的問(wèn)題。文獻(xiàn)[11]利用電流反饋形成閉環(huán)控制，實(shí)現(xiàn)對(duì)雙電源驅(qū)動(dòng)的多段電流保持控制。文獻(xiàn)[12]在雙邊雙電源的RD續(xù)流方式基礎(chǔ)上，提出改進(jìn)D-TVS續(xù)流方式，使驅(qū)動(dòng)電路電流響應(yīng)特性得到提高。文獻(xiàn)[13]分析了導(dǎo)致不同噴油器噴油不一致的因素，發(fā)現(xiàn)驅(qū)動(dòng)電路各元件參數(shù)應(yīng)盡量保持一致，同時(shí)采用較小的保持電流可提高噴油一致性。文獻(xiàn)[14]在文獻(xiàn)[3]拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)基礎(chǔ)上，提出了在高邊S級(jí)和公共電源地線之間加上一個(gè)電容，避免了電磁閥關(guān)閉階段高邊管子S級(jí)出現(xiàn)負(fù)脈沖現(xiàn)象。文獻(xiàn)[15]通過(guò)分析不同續(xù)流方式、驅(qū)動(dòng)電源電壓、回饋電源電壓對(duì)電磁閥時(shí)間響應(yīng)的影響，提出了一種基于雙電源雙邊驅(qū)動(dòng)的雙嵌位拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，該拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)具有噴油高度一致性和響應(yīng)時(shí)間特性好的優(yōu)點(diǎn)。

本研究基于文獻(xiàn)[14]雙電壓源驅(qū)動(dòng)電路，提出了一種新的噴油器驅(qū)動(dòng)電路拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，該電路回路中不使用電阻元件，能夠?qū)崿F(xiàn)驅(qū)動(dòng)電路的最大能源利用效率，可以改善整個(gè)驅(qū)動(dòng)電路的散熱條件，能夠滿足Peak&Hold驅(qū)動(dòng)電流質(zhì)量的要求。

1 噴油器驅(qū)動(dòng)電流特性

1.1 Peak&Hold方式對(duì)驅(qū)動(dòng)電流的要求

Peak&Hold電流驅(qū)動(dòng)模式是噴油器常用驅(qū)動(dòng)方式，該模式分為三個(gè)階段(見圖1)。第一階段要求電流快速上升至峰值電流使電磁閥快速動(dòng)作，為避免電磁閥在大電流情況下燒毀，必須以一定速率下降至第二階段較小的維持電流；第二階段只需要維持電流在一個(gè)較小值即可保持電磁閥打開，同時(shí)要求維持電流紋波盡可能的小，這樣做可以減小第三階段電磁閥關(guān)閉時(shí)間誤差；第三階段要求電磁閥線圈中的電流盡可能快速下降。噴油器電氣參數(shù)如下[1]：峰值電流Ipeak高達(dá)10～18 A，維持電流Ic只有2～3 A，為方便理論分析，在此設(shè)定其峰值電流Ipeak=14 A，維持電流Ic=3 A；第三階段當(dāng)電流小于電磁閥關(guān)閉電流(ioff_c=1 A)時(shí)電磁閥完全關(guān)閉；電磁閥線圈電感L=0.2 mH；電阻R0=1.06 Ω。

圖1 理想噴油器驅(qū)動(dòng)電路電流波形

1.2 噴油器關(guān)閉延時(shí)一致性要求

電控噴油系統(tǒng)由若干噴油器組成，由于噴油器自身電氣參數(shù)不一致等因素，不同噴油器之間在由第二階段向第三階段過(guò)渡時(shí)刻的電流值會(huì)出現(xiàn)不一致的現(xiàn)象。圖2示出第二階段向第三階段過(guò)渡的放大圖，可以看出當(dāng)?shù)诙A段電流最大值Ic2與最小值Ic1相差過(guò)大，在第三階段以相同的時(shí)間常數(shù)衰減至ioff_c將產(chǎn)生一個(gè)關(guān)斷誤差延時(shí)Δt。隨著噴油次數(shù)的增多，誤差將逐漸積累，最終將導(dǎo)致各個(gè)噴油器噴油時(shí)間不一致，進(jìn)而影響發(fā)動(dòng)機(jī)效率。因此，為減小噴油器之間的關(guān)斷延時(shí)誤差，應(yīng)盡量保證第二階段的保持電流波動(dòng)在一個(gè)較小的范圍內(nèi)。

圖2 第二、三階段電流過(guò)渡圖

2 新型噴油器驅(qū)動(dòng)電路分析

2.1 驅(qū)動(dòng)電路拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)

在現(xiàn)階段噴油器驅(qū)動(dòng)電路中，通過(guò)改變不同續(xù)流回路中的續(xù)流電阻，可以改善Peak&Hold方式中一個(gè)或兩個(gè)階段的性能指標(biāo)，但改善了一個(gè)階段的性能指標(biāo)后，其他階段的性能指標(biāo)將受到不同程度的影響。

本研究基于文獻(xiàn)[14]中的驅(qū)動(dòng)電路，在低壓電源回路中增加了2個(gè)開關(guān)管，新的驅(qū)動(dòng)電路能夠滿足Peak&Hold性能要求，實(shí)現(xiàn)驅(qū)動(dòng)電路能量的最大利用效率。圖3a示出新拓?fù)潆娐穲D，分別采用高壓65 V和低壓12 V直流電源作為驅(qū)動(dòng)電源，Q1～Q4為MOS管，D1～D4為續(xù)流二極管，L和R0分別為電磁閥線圈的電感和電阻，R1和R2為不同續(xù)流回路等效電阻。圖3b示出新拓?fù)潆娐稱1～Q4的PWM驅(qū)動(dòng)信號(hào)波形。

圖3 驅(qū)動(dòng)電路及驅(qū)動(dòng)信號(hào)

圖4示出了Q1～Q4在驅(qū)動(dòng)信號(hào)的控制下，新拓?fù)溥M(jìn)入不同階段時(shí)的等效電路。為方便分析，以下理論分析忽略各階段MOS管及二極管的導(dǎo)通壓降。

圖4 各階段等效電路

2.2 各階段電流特性分析

2.2.1第一階段

在第一階段電流上升階段a，Q1，Q2導(dǎo)通，Q3，Q4截止，此時(shí)有

(1)

式中：U65為65 V直流電源電壓；ion為噴油器開啟階段線圈中的電流。從式(1)可知，在噴油器電磁閥參數(shù)固定時(shí)，只能通過(guò)提升電源電壓來(lái)提高ion的上升速率。

在第一階段電流下降階段b，Q2導(dǎo)通，Q1，Q3和Q4截止，此時(shí)有

(2)

式中：U12為12 V直流電源電壓；ioff為噴油器續(xù)流階段線圈中的電流。由式(2)可知，為提高ioff的下降速率，可以增大R1或電源電壓。

2.2.2第二階段

第二階段由低壓電源驅(qū)動(dòng)，根據(jù)Q2的開斷，可分為第二階段充電階段和第二階段續(xù)流階段。在第二階段充電階段，Q2，Q3和Q4導(dǎo)通，Q1截止，此時(shí)有

(3)

在第二階段續(xù)流階段，Q3，Q4導(dǎo)通，Q1，Q2截止，此時(shí)有

(4)

由式(3)和式(4)可知，可通過(guò)改變R1和PWM的脈寬來(lái)改善該階段的電流特性。在脈寬固定的PWM驅(qū)動(dòng)信號(hào)控制下，若R1過(guò)大將導(dǎo)致第二階段的維持電流快速降低，電流紋波變大，不同噴油器之間在第三階段的斷電延時(shí)誤差將變大；若R1很小，驅(qū)動(dòng)電路損耗只在R0中產(chǎn)生，驅(qū)動(dòng)電路將在最小維持功率下工作，則有利于保持第二階段電流的平穩(wěn)特性及不同噴油器之間第三階段斷電一致性。在脈寬可調(diào)整的PWM驅(qū)動(dòng)信號(hào)控制下，若R1過(guò)大，為維持第二階段的電流值，須增大PWM的頻率或占空比，這會(huì)增加驅(qū)動(dòng)電路電能損耗，而這一部分損耗將產(chǎn)生大量熱量，不利于驅(qū)動(dòng)電路散熱。因此，為改善第二階段電流質(zhì)量，理論上R1值設(shè)定得越小越好。

2.2.3第三階段

第三階段噴油器關(guān)閉，Q1～Q4截止，電磁閥線圈經(jīng)過(guò)時(shí)間t電流由Ic減小至ioff_c，此時(shí)有

(5)

同時(shí)Q2的源極在斷電瞬間將產(chǎn)生一個(gè)峰值電壓Upeak，此時(shí)有

Upeak=IcR2+U65。

(6)

通過(guò)噴油器電氣參數(shù)可以計(jì)算Upeak。R2取不同值時(shí)電磁閥斷電延遲時(shí)間與電壓源和R2的關(guān)系見圖5a，Q2峰值電壓Upeak與R2的關(guān)系見圖5b。

圖5 第三階段理論計(jì)算

圖5a和圖5b中，當(dāng)R2=0 Ω，續(xù)流回路分別采用65 V電源與12 V電源時(shí)，電磁閥關(guān)閉延遲時(shí)間分別為7 μs和28 μs，電磁閥關(guān)閉延遲時(shí)間大大降低；當(dāng)增大R2時(shí)電磁閥關(guān)閉延遲時(shí)間差距縮小，但當(dāng)R2值較大時(shí)，延遲時(shí)間的變化也變得緩慢，同時(shí)Q2源極出現(xiàn)的峰值電壓將明顯增大。圖5c示出當(dāng)R2=0 Ω時(shí)，由式(5)計(jì)算得到的不同過(guò)渡電流與斷電延時(shí)對(duì)應(yīng)關(guān)系，從圖中可以看出，當(dāng)電流紋波系數(shù)達(dá)到5%與10%時(shí)，第三階段斷電延時(shí)誤差分別為Δt=0.9 μs和Δt=1.7 μs。因此，為保護(hù)Q2源極，在第三階段中不能將R2值設(shè)定得過(guò)大。

綜上所述，為得到理想驅(qū)動(dòng)電流，新拓?fù)渲蠷1和R2值應(yīng)盡量設(shè)置較小數(shù)值，以減小新拓?fù)浔３蛛A段的紋波，避免關(guān)斷階段對(duì)Q2的源極產(chǎn)生較大的正脈沖，提升電源能量利用效率。另外，實(shí)際的高壓驅(qū)動(dòng)電源是由低壓電源升壓得來(lái)，在關(guān)閉階段將電能反饋至高壓電源可提高下一周期電源的響應(yīng)速率。

3 仿真驗(yàn)證

為驗(yàn)證本研究所提出的噴油驅(qū)動(dòng)電路的合理性，在Matlab/Simulink中搭建如圖3的驅(qū)動(dòng)電路仿真模型，利用狀態(tài)機(jī)Stateflow來(lái)控制輸出圖4的觸發(fā)信號(hào)。電磁閥線圈參數(shù)采用固定參數(shù)，模型由第1節(jié)給出，仿真步長(zhǎng)為0.1 μs，理想噴油過(guò)程持續(xù)1 ms。

圖6示出第二階段Q2在相同占空比的PWM驅(qū)動(dòng)下，續(xù)流回路R1取不同阻值時(shí)對(duì)噴油器線圈電流的影響。從圖中可以看出，R1的值越大，電流由第一階段向第二階段過(guò)渡越快，同時(shí)第二階段的電流紋波也變大，由于在續(xù)流階段消耗線圈中的一部分能量，導(dǎo)致維持階段的電流減小。

圖6 R1與第二階段電流的關(guān)系

圖7示出將電能反饋至65 V電壓源，R2選取不同值對(duì)第三階段的影響，圖7a示出第三階段電磁閥電流由Ic減小至ioff_c過(guò)程延時(shí)情況，圖7b示出Q2源極在關(guān)斷瞬間出現(xiàn)不同峰值電壓的現(xiàn)象。從圖7a和圖7b中可以看出，增大R2斷電延遲時(shí)間并未明顯縮短，同時(shí)Q2的源極將出現(xiàn)較大峰值電壓。例如，當(dāng)R2取值分別為0.1 Ω和20 Ω時(shí)，斷電延遲時(shí)間分別為9.3 μs和7.1 μs，峰值電壓分別為65 V和125.8 V。當(dāng)峰值電壓為125.8 V時(shí)，必須選用耐壓能力更高的MOS管，不利于驅(qū)動(dòng)電路的絕緣和經(jīng)濟(jì)性。因此在考慮到電磁閥關(guān)閉延時(shí)、驅(qū)動(dòng)電路經(jīng)濟(jì)性和安全性的情況下，R2值的選取應(yīng)越小越好。

圖7 R2對(duì)第三階段的影響

圖8示出R1=R2=0 Ω時(shí)，第三階段續(xù)流回路分別采用65 V和12 V電壓源時(shí)電磁閥線圈電流特性，電磁閥關(guān)閉延時(shí)分別為9.3 μs和28.7 μs。由于理論計(jì)算忽略了MOS管和二極管電阻，因此仿真結(jié)果與第2節(jié)的理論計(jì)算一致。仿真結(jié)果驗(yàn)證了續(xù)流回路采用65 V電壓源時(shí)電磁閥關(guān)閉快速性得到提高。

圖8 不同電壓源續(xù)流對(duì)斷電延時(shí)影響

綜合以上仿真結(jié)果，驗(yàn)證了第2節(jié)的理論分析，新拓?fù)渲锌梢灾苯訉1和R2值取為0。

4 結(jié)論

a) 第一階段電流下降階段b將電能回收至低電壓源，低壓電源表現(xiàn)出電阻特性，可有效改善電磁閥線圈散熱條件；

b) 在不改變驅(qū)動(dòng)信號(hào)占空比的條件下，通過(guò)減小第二階段的時(shí)間常數(shù)可以有效改善該階段的電流紋波質(zhì)量，提升不同噴油器噴油的一致性；

c) 第三階段直接去掉續(xù)流回路中的電阻，可避免底邊MOS管源極出現(xiàn)過(guò)電壓的危險(xiǎn)，同時(shí)將線圈中的電能回收至高電壓源，可實(shí)現(xiàn)電能回收和線圈中的電流快速下降，提升高壓電源下一周期的打開速率。