直噴發動機系統中高壓噴油器驅動設計與仿真

楊守建

直噴發動機系統中高壓噴油器驅動設計與仿真

楊守建

（聯合汽車電子有限公司，上海 201206）

高壓噴油器是汽油直噴（GDI）發動機系統的核心零部件，在四沖程發動機的進氣或壓縮沖程將汽油直接噴入缸內，進而提升發動機燃油效率。其驅動電路設計既要滿足在高壓噴油器開啟瞬間的高能量要求，又要滿足穩態工作時低能耗要求，還要滿足停止噴油時可以快速關斷要求。論文通過對高壓噴油器的工作原理進行了詳細分析，掌握了其驅動能量的計算方法和不同運行階段的驅動控制策略，并通過Saber RD仿真加以驗證。

GDI發動機；高壓噴油器；驅動能量；時序控制；Saber RD

汽油直噴（Gasoline Direct Injection, GDI）起源于20世紀30年代，由于當時技術限制以及汽油價格低廉的原因而沒有得到普遍的應用。現在，面對汽油價格上升和排放法規趨嚴的壓力以及電噴技術的提升，汽油直噴技術重回市場，且所占市場份額不斷提升。汽油直噴技術可將燃油效率提高20%，可提高壓縮比以輸出更強勁動力，同時有效降低碳氫化合物（HC）和一氧化碳（CO）的排放[1-2]。

論文首先對高壓噴油器的結構和驅動特性進行了分析，然后基于其驅動要求，提出了硬件控制方案，包含提供驅動能量的Boost升壓電路，進行驅動時序控制的雙高邊半橋驅動電路，以及快速關斷電路。對電路中的關鍵參數進行了定量分析，并在Saber仿真環境下搭建系統電路仿真模型，對理論分析加以驗證。

1 高壓噴油器工作原理

1.1 高壓噴油器結構介紹

高壓噴油器的典型結構如圖1所示，主要包含O形圈、濾網、支撐環、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：當線圈未通電時，主彈簧彈力將針閥壓住，使閥球和閥座緊貼將燃油密封住，同時也密封了從小孔處進來的燃燒氣體；當線圈通電時，電線圈產生磁力，磁力提起銜鐵，銜鐵帶動針閥向上運動，使閥球離開閥座，進而在高腔內壓力作用下使汽油霧化噴出[3]。

圖1 高壓噴油器結構

1.2 銜鐵和針閥的運動過程

如圖2所示，過程①為噴油器線圈被施加一定的高電壓，產生的電磁力吸起銜鐵向上運動，針閥保持不動；過程②為銜鐵達到針閥機械上止點后，帶動針閥一起向上運行，閥球離開閥座，汽油在腔內高壓力作用下可沿小孔霧化噴出；當銜鐵帶動針閥到達噴油器機械上止點后，在有效噴油窗口期內，將維持該物理狀態以保持輸出恒定的噴油量；過程③為噴油器由打開轉入關斷的起始階段，在重力和反向電磁力的作用下銜鐵向下運行，針閥亦向下運動；過程④針閥向下運動結束，銜鐵繼續向下運動，閥球落入閥座，但未完全密封；過程⑤銜鐵向下運動達到針閥機械下止點，將閥球完全頂入閥座，達到完全密封狀態，噴油停止。

以BOSCH HDEV5和HDEV6高壓噴油器為例，其負載電流特性通常包含了Boost、Pick up、Hold on和Shut off四個階段，分別如圖3(a)和圖3(b)所示，其中boost表示Boost階段持續時間，1/anzug表示Boost階段加Pick up階段持續總時間，2表示從Pick up至Hold on的切換時間，t表示一個沖程內噴油時間，boost為Boost階段噴油器供電電壓，batt為蓄電池電壓，discharge/abschalt為噴油器快速關斷時施加的反向電壓，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階段噴油器驅動電流平均值，hys/hysterese為hold_eff/halt_eff控制精度范圍。

圖3 負載特性

在Boost階段①，需要較大的瞬時能量將噴油器內的銜鐵進行提升，進而帶動針閥運動，因此，驅動電路上需要給噴油器線圈施加約65 V高電壓，以快速生產較大的驅動電流。在Pick up階段②，銜鐵和針閥到達噴油器機械上止點，噴油嘴達到全開。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狀態；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，驅動電路上需要給噴油器線圈施加約負65 V反向電壓，以達到快速關斷的目的[4]。

2 高壓噴油器驅動控制方案

2.1 BOOST升壓模塊原理

高壓噴油器驅動控制包含兩部分，第一部分為BOOST升壓模塊，為噴油器快速打開或迅速關斷提供能量，BOOST升壓模塊電路拓撲結構如圖4所示[5]，車載蓄電池經過主繼電器后的電壓（Vol- tage after Battery Relay（U is the symbol for voltage）, URA）；UBOOST為輸出電壓。

圖4 BOOST電路拓撲結構

BOOST升壓模塊主要由儲能電感， MOSFET開關T1，續流二極管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控制策略。通過控制使能信號EN，shunt電流采樣信號和輸出電壓采樣信號UBOOST來控制開關T1，控制方法如圖5所示。

當使能信號EN有效，流過shunt電阻的電流低于放電電流最小設定值low且輸出電壓低于Boost設置電壓值，開關T1導通，UBR對儲能電感L進行充電；當使能信號EN有效，流過shunt電阻的電流大于充電電流最大設定值high，開關T1關斷，由于電感電流不能突變，UBR和儲能電感對輸出電容充電，抬升輸出電容電壓。按此過程不斷循環直至輸出電壓UBOOST達到設定電壓值。

圖5 BOOST電路控制方法

2.2 輸入電感與輸出電容的參數配置

設BOOST電壓目標值為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可從噴油器負載特性曲線及性能參數手冊中得到，輸出電容可采用鋁電解電容。以BOSCH、CONTI、DELPHI和HITACHI四家供應商的某型號噴油器為例，針對單次噴射應用場景，輸出電容參數配置理論計算如表1所示。

表1 Boost輸出電容驗證

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

若將輸出電容設計為2個680 uF，70 V耐壓的電解電容并聯，等效容值為1 360 uF，則可兼容多款噴油器驅動單次噴射的能量需求。當設計需求出現變更，如：噴油器型號、噴射次數等，則需重新評估輸出電容值。

根據能量守恒定律，電感L上儲存的能量大部分轉移到輸出電容，剩余能量以熱損耗的方式消耗掉，設充電電流最大值為high，放電電流最小值為low，經過N個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

設在單個充放電周期內，1為電感充電時間；2為電感放電時間。

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

在放電過程中，由KVL可得

式中，c為單獨充放電后輸出電容上的電壓值，但不能與最終的Boostmax劃等號，只有在經過個充放電周期后，輸出電容上的能量不斷疊加才會使電壓被抬升至Boostmax。

設充電至Boostmax的時間為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，充放電電流設定值high和low，BOOST工作效率及c有關，c同時受電感，2影響。所以從式（9）中無法直接判斷電感取值與充電時間charge的關系。

對于時間charge還可以從能量守恒的角度分析，對于BOOST電路由Boostmin充電至Boostmax過程，根據能量守恒定律有：

式中，BAT為電池提供能量；C為輸出電容儲存能量；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為續流二極管消耗能量；MOSFET為開關管消耗能量；shunt為shunt電阻消耗能量；DGDI-S為驅動控制芯片DGDI-S BOOST PIN腳消耗能量。則有：

式中，r、f為MOSFET導通時電壓上升時間和關斷時電壓下降時間；Boost為DGDI-S Boost PIN腳上消耗的電流。由式（6）、式（8）、式（11）—式（19）聯合求解得charge。

對式（10）兩邊同時除以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開關T1上升下降時間r和f，續流二極管導通壓降diode均確定的條件下，式（20）等式左邊為定值，右邊除第2項和第5項外也均為定值。

當儲能電感增大時，由式（6）和式（8）可知（1+2）增大，T1的開關頻率降低，式（20）等式右邊第5項減小，要使等式（20）仍保持成立，則式（20）等式右邊第2項必須要增大，因為C值不變，所以充電時間charge減小。反之當儲能電感減小時，T1的開關頻率增大，充電時間charge增大。

圖6 L=5 uH；C=1 360 uF工況下仿真結果

圖7 L=50 uH，C=1 360 uF工況下仿真結果

圖8 L=5 uH，C=680 uF工況下仿真結果

同理，當其他設定值固定，僅輸出電容變化時，式（20）左邊為定值，式（20）右邊除第2項外均為定值，當輸出電容增大時，電容儲存能量C增大，要使式（20）仍成立，充電時間charge相應增大。

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

當輸出電容為1 360 uF，儲能電感為5 uH時對應的charge時間約為4.8 ms，而當電感值增大到50 uH時，charge時間約為4.4 ms。

當儲能電感為5 uH時，輸出電容為1 360 uF時對應的charge時間約為4.8 ms，輸出電容為680 uF時對應的charge時間約為2.4 ms。與前文理論分析結果一致。

2.3 噴油器半橋橋驅模塊

高壓噴油器驅動控制第二部分為半橋橋驅電路，用以控制噴油器按其負載電流特性進行工作。區別于傳統半橋驅動結構，其上半橋包含2路高邊開關，連接不同電源電壓，下半橋為1路低邊開關，并帶shunt電阻進行電流采樣，其電路拓撲結構如圖9所示。

圖9 噴油器半橋橋驅電路

以BOSCH噴油器 HDEV5和HDEV6為例，依據其負載特性分別介紹其控制時序，并通過Saber仿真加以驗證。HDEV5，HDEV6的負載特性如圖3(a)、圖3(b)所示。從負載特性中可以看出，兩者驅動均采用電流+時間控制，主要區別在于Pick up階段過渡至Hold on階段的續流階段的控制方式不同，整理兩者半橋開關控制時序如表2所示。

表2 HDEV5和HDEV6開關控制時序

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

在saber RD仿真環境中，搭建上述仿真模型，并通過狀態機模擬開關控制邏輯，仿真結果如圖10、圖11所示。輸出電流曲線與兩者的負載電流特性基本一致，驗證了該仿真模型能夠正確模擬噴油器負載驅動特性，為進一步研究噴油器驅動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

高壓噴油器是汽車直噴系統中的核心零部件，BOOST升壓模塊和半橋橋驅模塊是驅動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，半橋驅動模塊為噴油器能按其特定負載特性曲線工作提供驅動和時序控制功能。論文結合噴油器驅動要求和BOOST升壓模塊設計要點，論述了儲能電感和輸出電容的設計方法，并通過仿真加以驗證。同時通過搭建噴油器驅動控制系統的仿真模型，驗證了噴油器的負載特性和半橋驅動模塊技術方案的可行性，為后續汽油直噴技術研究提供設計參考與經驗借鑒。

[1] 蔣曉寒,譚建偉,徐長建,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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[4] 劉晨,劉振明,陳萍,等.壓電噴油器動態響應特性試驗研究[J].車用發動機,2021(5):28-33.

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[6] 邱關源.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，研究方向為汽車電子控制器硬件架構設計與平臺開發，E-mail: shoujian.yang@uaes.com。

10.16638/j.cnki.1671-7988.2023.011.022