线圈参数

线圈参数（通用4篇）

线圈参数 篇1

目前,无线无源LC传感器因信号读取和能量传递不需直接进行有线连接的优点,被广泛应用于各种恶劣的工况环境中(如高温、潮湿、高旋等)[1—3]。但是在实际的应用环境中,读取线圈和传感器上的耦合线圈很小,电磁波能量的传递随着耦合距离的变化而变化,耦合距离的远近成为制约传感器的信号读取和应用的主要因素[4—6]。

通过制作各种不同规格的读取线圈和传感器,就线圈的内径、外径、线宽、匝数以及形状这五方面进行了相关实验。经对比分析,得出线圈和传感器在设计过程中的参数设计优化。

1 传感器耦合原理及模型

无线无源LC传感器是由电感线圈和可变电容组成的LC回路,读取天线是有电感线圈组成。传感器和读取天线之间利用电磁互感耦合连在一块,其模型结构如下图1所示。

在读取天线的前端加上连续的高精度的扫频源,在适当距离内,使天线线圈有足够的电磁能量传递到传感器[7]。当传感器所在的环境的目标参数改变(如压力、温度等),其可变电容值Cs将发生变化,从而造成传感器的自身的谐振频率随之变化。随着扫频源信号的连续的激励线圈天线,当扫频信号的频率fa与传感器的频率fs一致时,读取线圈端的能量最大限度的传至传感器,且其阻抗的幅值和相角都发生突变[8—10]。本文主要检测读取线圈端的阻抗相位的最低点来读取传感器的谐振频率。

2 耦合特性测试

两线圈之间的耦合距离是传感器应用的重要环节,为提高两线圈的耦合距离,主要从线圈的几何参数来验证传感器的设计并优化相应参数。

设计了如下的实验装置,如图2所示。主要有由安捷伦E5061B网络分析仪、天线、传感器、座槽、滑块、摆针、钢尺和滑座组成。在试验中,天线和传感器均是由PCB板模拟制作的,如图2所示。制作了几何参数各不同的电感线圈作为读取天线,通过在电感线圈上串联可调电容以代替传感器LC回路,电容的可调范围为2~10 p F,符合实际设计传感器时电容值的大小,搭建好的耦合距离特性实验装

置如图3所示。

3 耦合参数优化分析

3.1 线圈内径对耦合距离的影响

线圈的内径会影响自身线圈的自感和两线圈的互感,也就影响了两线圈的耦合距离。为了排除其他参数对耦合距离的影响,将线宽、外径、匝数和传感器的可调电容设为相同,其中线圈外径有非常小的差别,可以忽略由此对耦合距离造成的影响。传感器的可变电容设为6 p F。

由图4可知,当传感器内径为3.5 mm时,耦合距离最远为3.75 cm;内径10.5 mm时,耦合距离最远为3.65 cm;内径13.8 mm时,耦合距离最远为3.55 cm。内径增加为原来的3.9倍,耦合距离减小为原来的5.63%。因此,线圈的内径要尽量做小。

3.2 线圈外径对耦合距离的影响

线圈外径直接决定着线圈产生磁力线的作用范围,因此外径越大磁力线作用的范围也就越大,传感器线圈接收到得能量也就越多,也就能增大耦合距离。传感器的可变电容设为6 p F。

由图5可知,当传感器外径23 mm时,耦合距离最远为2.65 cm;外径27.5 mm时,耦合距离最远为3.4 cm;外径31 mm时,耦合距离最远为3.55 cm。当外径增加为原来的34.8%时,最远耦合距离增加为原来的33.96%,因此,外径大的传感器与天线耦合距离较远。但是,外径有27.5 mm变为31 mm时,耦合距离增加了4.41%,过大的外径并不能有效的增大耦合距离,还增大了传感器的尺寸。

3.3 线圈宽度对耦合距离的影响

当线圈宽度越宽时,电阻越小,从而在线圈上消耗的能量也就越小,这样更利于电磁能量和信号的传递。将三组线圈宽度不同的天线与传感器进行测试来研究线圈宽度对耦合距离的影响。传感器的可变电容设为6 p F。

由图6可知,传感器线宽1 mm时,耦合距离最远为4.1 cm;传感器线宽0.5mm时,耦合距离最远为3.4 cm;传感器线宽0.5mm时,耦合距离最远为3.4 cm。可以得出,当先宽度增加为原来的2.33倍时,耦合距离增加25.59%。但是线宽0.5 mm和0.3 mmm的传感器耦合距离近乎一样因此,线圈宽度为1 mm时,其耦合距离更大。

3.4 线圈匝数对耦合距离的影响

线圈匝数对线圈的电感值和电阻值有一定影响,匝数越多电感越大,但匝数越多线圈的总长度越长,也就带来了较大的电阻。通过对三组线圈匝数不同的天线与传感器进行测试来研究线圈匝数对耦合距离的影响。

由图7可知,传感器线圈匝数为16时,耦合距离最远是3.55 cm;传感器线圈匝数为10时,耦合距离最远是3.5 cm;传感器线圈匝数为4时,耦合距离最远是3.2 cm,传感器匝数为16时,耦合距离最远,但是只比匝数为10的传感器增加了1.43%。可以得出,过多的线圈匝数并不能较大的增大耦合距离,反而会带了较大的电阻降低了传感器的品质因数。同时线圈匝数较少时,会大大降低耦合距离,建议设计电感线圈时匝数取10左右。

3.5 线圈形状对耦合距离的影响

当两个线圈参数相同时,线圈的形状对耦合效果也会产生影响,传感器线圈一般设计的是螺旋方形线圈和螺旋圆形线圈,下面对这两种形状的线圈的耦合距离进行测试。

由图8可知,圆形电感线圈的传感器耦合距离最远是4.03 cm;方形电感线圈的传感器耦合距离最远是2.85 cm。可以看出,在线圈参数基本相同的条件下,圆形电感线圈的传感器的耦合距离明显大于方形电感线圈的传感器,并且在相同耦合距离下圆形电感线圈的传感器的耦合效果要好于方形电感线圈的传感器。

4 结束

本文为提高读取线圈和传感器的耦合距离,就线圈的内径、外径、线宽、匝数以及形状这五个方面进行了相关实验。实验结果表明,内径越小,其影响的耦合距离越大;外径并不是越大越好,取27.5 mm时,即可增大耦合距离,又可控制传感器大小;线圈的线宽越宽,耦合距离越远,取1 mm为宜;线圈匝数取10时,为优化参数;线圈的形状为圆形时,耦合距离最大。因此,以上实验结果可以为读取线圈和传感器在设计过程中的设计参数进行优化,实现传感器的有效应用。

摘要：通过对比实验,研究了无源LC传感器的相关电感线圈参数对耦合距离的影响,为传感器的参数优化设计提供指导。实验得出,线圈内径小的传感器耦合距离较远,但增加不明显;线圈外径越大的传感器的耦合距离越远,但是外径过大增强效果不明显;线宽1 mm的传感器相比线宽0.5 mm和0.3 mmm的传感器耦合距离增大较明显。由于线圈电阻的增加,匝数10以上的传感器并不能较大的增大耦合距离。圆形电感线圈传感器的耦合距离明显大于方形电感线圈的传感器,并且在相同耦合距离下圆形电感线圈的传感器的耦合效果要好于方形电感线圈的传感器。综上,在进行无源LC传感器电感线圈设计时,在一定的尺度范围内,线圈的内径要做小,外径和线宽要做大,匝数取10为宜,形状选取圆形。

关键词：无源LC传感器,互感耦合,耦合距离,相位差,参数优化

参考文献

[1] Tan E L,Ng W N,Shao R,et al.A wireless,passive sensor for quantifying packaged food quality.Sensors,2007;7:1747—1756

[2] English J M,Allen M G.Wireless micromachined ceramic pressure sensors.Micro Electro Mechanical Systems,Twelfth IEEE International Conference on,IEEE,1999:511—516

[3] Fonseca M A,English J M,Von Arx M,et al.Wireless micromachined ceramic pressure sensor for high-temperature applications.Journal of Microelectromechanical Systems,2002;11(4):337—343

[4] Radosavljevic G J,Zivanov L D,Smetana W,et al.A wireless embedded resonant pressure sensor fabricated in the standard LTCC technology.Sensors Journal,IEEE,2009;9(12):1956—1962

[5] 李莹.基于LTCC的电容式高温压力传感器的设计、制作与测试.太原:中北大学,2013LI Y.Design,Fabrication and Measurement of LTCC capacitive hightemperature pressure sensor.Taiyuan:North University of China,2013

[6] Su Y,Tang C,Wu S,et al.Research of LCL resonant inverter in wireless power transfer system.Power System Technology,International Conference on,IEEE,2006:1—6

[7] Xue N,Cho S H,Chang S P,et al.Systematic analysis and experiment of inductive coupling and induced voltage for inductively coupled wireless implantable neurostimulator application.Journal of Micromechanics and Microengineering,2012;22:75008—75017

[8] 罗涛,杨明亮,谭秋林,等.耦合系数对无线无源传感器信号读取的影响.传感技术学报,2014;3(27):327—330Luo T,Yang M L,Tan Q L,et al.Influence of coupling coefficient on signal readout of wireless passive sensor,Chinese Journal of Sensors and Actuators,2014;3(27):327—330

[9] Nopper R,Has R,Reindl,L.A wireless sensor readout system—circuit concept,simulation and accuracy.IEEE Transactionon on Instrumentation and Measurement,2011;60(8):2976—2983

[10] 康昊,谭秋林,秦丽,等.基于LTCC的无线无源压力传感器的研究.传感技术学报,2013;4(26):498—501Kang H,Tan Q L,Qin L,et al.Research on wireless passive pressure sensor based on LTCC.Chinese Journal of Sensore and Actuators,2013;4(26):498—501

线圈参数 篇2

文献介绍了S.C.Tang和Wing C.Hoo两人分别对双层和多层圆形PCB线圈的电感值进行了理论分析;文献介绍了基于线栅法计算矩形平面螺旋电感线圈的电感值与工作频率的关系;文献介绍了Greenhouse基于直导体电感的计算公式, 提出一种计算矩形螺旋电感的方法;文献介绍了Ram Rakhyani等人分析了多匝螺线管线圈的电感等关键电参数, 并对这些参数进行了分析验证, 得出了对无线传能系统效率的影响结果;以上的文献都只是在PCB线圈板上对电感进行了研究, 而没有研究谐振频率的特性。文献介绍了平面螺旋线圈的分布电容随频率的变化而变化;文献指出了系统频率波长λ、传输距离D和线圈半径r之间存在相互制约关系, 是设计无线电能传输系统必须考虑的问题;文献研究介绍了发生谐振时螺旋天线的谐振频率与其几何参数的经验公式;文献针对传输距离的变化引起的频率分裂现象所导致的传输效率剧变的问题进行了细致的研究, 提出来一种自动奇频率跟踪方法。文献利用互感电路模型, 对频率分裂现象的成因以及一般规律进行了研究, 并采用频率跟踪的方法提高了近距离传输效率。文献详细介绍了采用利兹线或镀银的导线减小趋肤效应的方法, 同时线圈的不同缠绕方式对谐振频率也会有影响。虽然以上文献对无线传能技术中的谐振频率特性进行了研究与分析, 但都不是基于矩形的平面PCB螺旋线圈研究的, 可见现在对矩形螺旋线圈电参数与谐振频率之间关系的研究成果还是很少的。

1 PCB线圈设计模型的等效电路及仿真模型的具体设计

1.1 PCB线圈设计模型的等效电路

PCB线圈设计模型的等效电路如图1所示, 谐振频率f与电感L和电容C有关, 电感和电容发生变化时, 谐振频率就会发生变化。L、C之间会产生互感, 而随着线圈层间距发生变化时, 互感就会发生变化, 也就使得L与C发生变化, 从而使f发生改变。

1.2 PCB矩形线圈仿真模型的具体设计

本文运用HFSS软件进行仿真实验。所设计的PCB平面螺旋线圈为正方形结构, 底层是由FR4材料构成的线圈支架, 螺旋线圈附于介质板表面, 共有8匝。模型如图2所示。

PCB线圈的设计的电参数值用字母表示:W为线宽;S为线圈中心距;L为矩形线圈边长;hf为层间距;n为线圈总匝数;h_c为履铜的厚度h_f为基板FR4的厚度, 其尺寸标注如图3所示。

2 PCB线圈的层间距、线宽对谐振频率影响的具体分析

基于HFSS仿真的PCB线圈的具体设计如图4和图5所示, 其具体的仿真参数设置如表1所示。

设置完毕后, 软件会自动的进行仿真实验。本文的实验结果是基于大量的仿真实验, 得出大量数据, 绘制关系图, 通过观察分析得出来的。其仿真数据如表2、表3, 此表中的数据表示电参数hf分别为0.1mm-1mm时对应的线宽W从5mil到65mil时各个谐振频率的值。

在十组仿真实验中, 我们选取当层间距hf为0.8mm时的仿真实验为例, 其仿真结果如图6所示。

图6中的X值为谐振频率值, 当线宽W从5mil到65mil时, 共分析13步, 所以会有13个波峰, 根据测得的数据, 可绘制出图7, 为线宽、层间距与谐振频率之间的关系图。

根据图7进行分析后, 得出的结论是:在层间距hf固定不变的情况下, 随着线宽W的不断增加, 谐振频率f是逐渐减小的;但当谐振频率f减小到一定程度时, 则不再发生变化。对于“减小到一定程度”, 则作进一步的分析, 设置一个函数:

fi-fi+1为前、后两个谐振频率f之差, 此函数表示谐振频率的变化率。通过观察关系图, 取各条曲线上看似不再变化的区域的数值点, 带入函数中, 以层间距hf=0.2mm为例, 通过观察, 其在线宽40mli-50mil之间是谐振频率f是几乎不变的, 这之间的数值点有:f=15.7MHz和f=15.46MHz, 计算得:

按着以上的算法, 对其余9条曲线作同样的算法分析, 进行分析验证, 发现同样也是满足公式 (3) :

各个曲线的谐振频率f值几乎不发生改变。从而可以确定此分析可以适用于所有的情况。

同时在关系图中可以发现, 谐振频率在保持不变的后, 在60mil—65mil之间会有一点小小的上升趋势。

通过纵向观察图7, 并且举例绘制出线宽W=5mil与W=10mil时层间距与谐振频率之间的关系图, 如下图8、图9所示。

由图8、图9可观察出:在线宽W固定不变的情况下, 随着层间距hf值的不断增大, 谐振频率f的值也是不断增大的, 但是前后两点谐振频率值之差是越来越小的, 说明其增长趋势是越来越缓的。同样在图7中可以看出谐振频率在增大的同时, 随着层间距hf值越大, 每条曲线的纵向间距是不断缩小的, 这就说明谐振频率f的值增长也是的越来越缓的。

3 PCB线圈的层间距、线圈中心距对谐振频率影响的具体分析

本组实验中, 基于HFSS仿真的PCB线圈的具体设计如图10和图11所示, 其具体的仿真参数设置如4所示。

仿真数据如表5、表6, 此表中的数据表示电参数hf分别为0.1mm-0.8mm时对应的线圈中心距S从30mil到75mil时各个谐振频率的值。

当线圈中心距S从30mil到75mil时, 共分析10步, 所以会有10个波峰, 其结果如图12所示。

根据测得的数据, 可绘制出图13, 为线圈中心距、层间距与谐振频率之间的关系图。

从图13中可以看出, 随着线圈中心距的不断增大, 谐振频率也是不断增大的, 前一个点的数值总比后一个点的数值大。设置一个函数:

fi-fi+1为前、后两个谐振频率f之差, 此函数表示谐振频率的变化率。取点 (s, hf) = (50, 0.4) 和 (s, hf) = (55, 0.4) 所对应的谐振频率值, 带入函数f (i) , 可得:

再取 (s, hf) = (55, 0.4) 和 (s, hf) = (60, 0.4) 所对应的谐振频率值, 再次带入函数f (i) , 可得:

通过观察曲线, 可得出在线圈中心距S不变的情况下, 随着层间距hf值的不断增大, 谐振频率f的值也是不断增大的, 但是曲线的增长趋势是越来越缓的。

4总结

本文主要研究了在人体植入式无线充电系统中所使用的PCB线圈。通过使用HFSS仿真软件, 重点分析总结了PCB线圈的线圈中心距、线宽、层间距和谐振频率之间的关系, 最终得出了可靠的实验结论, 为在人体植入式设备无线传能系统中提高无线传能的效率提供了很大的帮助。

参考文献

[1]S.C.Tang, S.Y.Hui, and H.S.-H.Chung, "Characterization of coreless printed circuit board (PCB) transformers, "IEEE Trans.Power Elec tron., vol.15, no.6, pp.746-752, 2000.

[2]W.C.Ho and M.H.Pong, "Analysis and design of printed windings of power transformers using partial inductance method, "Proc.IECON'95-21st Annu.Conf.IEEE Ind.Electron., vol.1, pp.376-380, 1995.

[3]Modified inductance calculation with current redistributionin spiral inductors.Microwaves, Antennasand Propagation, IEEE Proceed ings, 2003, 150 (06) :445-450.

[4]H.M.Greenhouse.Design of Planar Rectangula-r Microelectronic Inductors.IEEE Trans.on Parts, Hybirds, And Packaging, P HP-1974, 10 (02) :101-109.

[5]a K.Ramrakhyani, S.Mirabbasi, Mu Chiao, and C.M, "Design and optimization of res-onance-based efficient wireless power delive-ry systems for biomedical implants., "IEEE Trans.Biomed.Circuits Syst., vol.5, no.1, pp.48-63, 2011.

[6]WANG Xin, WANG Zong-xin, YUAN Xiaojun.SSE, 2000, 20 (4) :424-432. (王昕, 王宗欣, 袁晓军.圆形螺旋线圈自感和分布电容的计[J].固体电子学研究与进展, 2000, 20 (04) :424-432.)

[7]野泽哲生.蓬田宏树, 林咏.伟大的电能无线传输技术[J].电子设计应用, 2007 (06) :42-54.

[8]曹志宇.袖珍通讯机用天线的设计和制作[J].现代通信技术, 1991 (12) :26.

[9]Kim K Y, Kim K Y, Kim C W.Automated frequency tracking system for efficient mid-ran-ge magnetic resonance wireless power transf-er[J].MICROWAVE AND OPTICAL TECHNOLOGY LETTERS, 2012, 54 (06) :1423-1426.

[10]张献, 杨庆新, 陈海燕, 等.电磁耦合谐振式传能系统的频率分裂特性研究[J].中国电机工程学报, 2012, 21 (09) :167-172.

[11]李阳, 杨庆新, 闫卓, 等.磁耦合谐振式无线电能传输系统的频率特性[J].电机与控制学报, 2012, 16 (07) :7-11.

线圈参数 篇3

1 点火线圈工作过程

在汽车发动机点火系统中, 点火线圈是点燃发动机气缸内空气和燃油混合物从而提供点火能量的执行部件。本文以RUV4点火线圈为例介绍其工作过程, 其结构如图1。

点火线圈基于电磁感应原理工作, 在单个点火周期内其工作过程可分为3个阶段:达林顿管导通, 初级电流按照指数规律增长, 磁路中产生一个很强的磁场;达林顿管截止, 磁场迅速衰减, 次级绕组产生高压;次级电压击穿火花塞, 点燃燃烧室内油气混合物。

2 测试条件物理意义

在对点火线圈的性能参数进行测试时, 必须对其提供一定的测试条件, 包括点火电源电压、点火信号和测试负载。这些测试条件都是用来模拟汽车实际工作过程中的具体情况, 具有实际的物理意义。

2.1 点火电源电压

点火电源电压用来模拟汽车用电源, 包括蓄电池、交流发电机及其调节器。两者并联工作, 发电机是主电源, 蓄电池是辅助电源。发电机配有调节器, 其主要作用是在发电机转速增高时, 自动调节发电机的电压使之保持稳定。汽油机普遍采用12 V电系, 在发动机起动时, 蓄电池向起动机和点火系统供电;在发动机怠速运转时, 发电机向除起动机以外的所有用电设备供电, 并向蓄电池充电。在点火线圈性能参数的测试中, 所提供的电源电压分别为6 V、14 V、20 V, 其物理意义分别如下。

(1) 6 V是一种极限情况, 适用于发动机冷起动状况。发动机起动时, 蓄电池向点火系统供电。在寒冷天, 由于润滑油粘度增高, 曲轴转动阻力增大, 加上蓄电池在低温时电解液粘度增加, 引起内电阻增大, 造成蓄电池端电压下降, 使起动机的输出功率减小, 火花塞跳火能量变弱, 再加上进气管和气缸等温度下降, 所以燃油气化不良, 发动机起动困难。

(2) 14 V适用于发动机正常工作状况。在发动机怠速运转时, 交流发电机向点火系统供电。当发动机转速及负载在很大范围内变化时, 均可引起发电机的输出电压发生较大变化, 因而不能满足用电设备的工作要求。基于上述原因, 为了保证用电设备正常工作, 防止蓄电池过充电, 交流发电机必须配用电压调节器, 使其输出电压保持稳定。电压调节器将交流发电机输出电压固定在某一值附近, 对于12 V电系, 该电压值为13.5～14.8 V。

(3) 20 V是极限电压。蓄电池相当于一个容量很大的电容器, 在发电机转速和用电负载发生较大变化时, 可保持汽车电网电压的相对稳定, 同时, 还可以吸收电网中随时出现的瞬时过电压, 以保护用电设备尤其是电子元器件不被损坏。但当调节器失调或因故障 (如触点粘结或电子调节器中功率三极管击穿) 而使发电机磁场电流失控时, 即使接有蓄电池, 端电压也会升至17V以上, 又如蓄电池因某种原因而脱开时, 端电压还将更高甚至达到80～100 V以上。这将造成全车用电设备大量损坏, 蓄电池也将因过充电而过早报废。因此, 必须设置保护装置以避免这种现象的发生。

2.2 点火信号

点火信号由点火信号发生器在发动机工作时产生, 其频率和占空比可以确定达林顿管的导通和截止时间。达林顿管的导通时间决定初级线圈的电流, 从而决定点火能量的大小。为保证火花塞在恰当的时刻点火, 点火信号与活塞在气缸中所处的位置、凸轮轴位置等信息密切相关。

2.3 测试负载

测试负载主要包括标准负载 (1 MΩ/50 pF并联负载, 100 kΩ/50 pF并联负载, 50 pF电容负载等) 和齐纳二极管放电负载。

高压负载电阻是模拟使用中火花塞不同程度的积碳、积铅等污染情况而设置的。发动机工作时, 若润滑油过多, 在火花塞绝缘体上会造成积碳, 碳层是具有一定电阻的导体, 因此相当于在火花塞电极间并联了一个分路电阻, 使次级电路形成闭合回路。当达林顿管截止、次级电压增长时, 在次级电路内会产生泄漏电流, 消耗了一部分电磁能, 从而使次级电压最大值降低。当积碳严重时, 由于泄漏严重, 会使次级电压最大值低于火花塞跳火电压, 迫使发动机停止工作。

测试负载总电容是模拟点火系在汽车发动机上工作时 (实际使用) 所用电缆和火花塞等电容 (包括分布电容) 总和。

在负载为模拟负载的情况下, 如果点火能量一定, 对点火线圈来说, 次级电压最大值越高, 火花持续时间越短, 因此将使用模拟负载时所测得的火花持续时间作为检验参数标准无实际意义。由于每个产品的次级电压最大值不同, 要建立产品在该参数上的检验标准, 使测得的火花持续时间具有可比性, 就必须将次级电压钳位在一定的值。因此在测量点火线圈火花持续时间时, 不能像次级电压常规测量那样使用同样的标准模拟负载, 而应该使用专用的钳位负载 (齐纳二极管放电负载) 。

3 性能参数物理意义

点火系统在各种工况和使用条件下, 能够在气缸内适时、准确、可靠地产生电火花, 以点燃可燃混合气, 使汽油发动机实现做功。为了实现此点火特性, 点火系统应满足如下基本要求:能产生足以击穿火花塞两电极间隙的电压、电火花应具有足够的点火能量以及点火时刻应与发动机的工作状况相适应。

因此, 需要测量的性能参数主要有初级断电电流、初级线圈电流上升时间、次级线圈电压最大值、次级线圈电压上升率、霍尔延迟时间、点火持续时间、点火电流和点火能量。其物理意义分析如下。

3.1 初级线圈电流

初级断电电流与次级电压峰值成正比关系, 它表征了线圈的储能能力。而初级线圈电流的上升时间, 则表征了线圈充电速度的快慢。为了增大初级电流值, 保证发动机在任何工况下都能实现稳定的高能点火, 专用点火线圈初级绕组电阻值较小, 一般多为0.65Ω。

初级绕组持续通过大电流, 如不适当加以控制, 特别是在低转速时长时间通过大电流, 不但浪费电能, 更重要的是会使点火线圈以及点火电子组件过热而烧坏, 为此在点火电子组件内设置点火线圈限流控制保护电路, 其目的是将初级电流限制在某一值并保持恒定不变。

初级绕组的限流值也称为峰值电流。在满足发动机使用要求的前提下, 保持峰值电流不变, 即可保持次级电压和点火能量恒定不变, 这是一种比较理想的工作状况。限流值大小的确定应以满足发动机的使用要求为前提, 不能太大, 也不能太小。过小达不到高能点火的目的, 过大会增加点火线圈的功耗, 浪费电能。通常取6～8 A, 桑塔纳轿车取7.5 A。

在电子点火系统中, 闭合角是指点火电子组件末级大功率开关管导通期间分电器轴转过的角度。图2为装与未装闭合角控制电路时的初级电流波形图。由图2看出, 如果闭合角保持不变, 则低转速时初级电路接通时间较长, 高转速时初级电路接通时间较短, 导通时间tb与分电器转速成反比。而在电源电压一定时, 由于初级电流从0上升到限流值的时间t1是个定值, 它不随转速变化, 因而必然形成低转速时限流时间t2长, 高转速时t2短, 甚至在高转速时达不到限流值会出现断火现象。

为了保证点火系有足够的点火能量和次级电压, 若满足高转速时初级电流能上升到限流值并能稳定一定时间, 则会出现低转速时限流时间t2过长的现象, 将使点火线圈迅速发热, 同时由于限流期间点火电子组件大功率达林顿管在未饱和区工作, 承受着较高的管压降, 将产生较大的功率损耗, 使限流期间大功率达林顿管发热量很大, 造成点火电子组件加速损坏并浪费电能, 为此必须设置闭合角控制电路。

闭合角控制实质上是导通时间 (初级电路接通时间) 的控制, 控制其导通时间在一定范围内基本保持不变, 以确保高转速时有足够的能量和次级电压, 不致发生断火, 又能防止低转速时点火线圈和点火电子组件达林顿管过热而损坏。

3.2 次级线圈电压

作用在火花塞间隙的电压 (即次级线圈电压) 只有达到一定值时, 才能击穿火花塞两电极间隙而点火, 从而使发动机在各种工况下均能可靠地点火。一般而言, 次级电压的最大值与初级断电电流成正比, 且当蓄电池电压和点火线圈一定时, 又与达林顿管的导通时间有关。

次级电压的最大值将随发动机转速的升高而降低。这是因为初级电流是按指数规律增长的, 当转速升高时, 由于达林顿管导通时间缩短, 初级电流来不及上升到较大数值, 而使初级断电电流减小, 次级电压最大值降低。图3为次级线圈最大电压随发动机转速而改变的曲线图。

次级电压随转速升高而降低的现象, 是发动机高速时容易断火的原因。如果在图3中做一条相当于发动机最不利情况下所需击穿电压的水平虚线, 则此水平虚线与特性曲线的交点即为发动机的极限转速, 超过此转速将不能保证可靠点火。

另外, 火花塞积碳会在次级电路内产生泄漏电流, 消耗了一部分电磁能, 从而使次级电压最大值降低;次级电压的最大值会随着初级电容和次级电容的增大而减小;使用中当点火线圈过热时, 由于初级绕组的电阻增大, 使初级断电电流减小, 也会使次级电压降低。

3.3 次级线圈电压上升率

次级电压的上升时间对火花塞的能量泄漏有很大的影响。次级电压上升时间越短, 则火花塞积碳引起能量的泄漏越少, 损失越小, 用于点火的能量就越多, 故对点火系点火性能的影响越小。次级电压上升率受初级电流断开速度、初次级线圈匝数比以及次级线圈的电感和电容值的影响。点火线圈耦合系数在简化等效电路及据此得出的表达式中, 被假定为1, 即在无损耗情况下得出。但事实上, 耦合系数远小于1, 因此如能设法提高转换效率, 无疑会使次级电压上升速度提高。

3.4 霍尔延迟时间

霍尔延迟时间是点火模块的性能指标, 对点火时间精度有影响。如果要想使发动机获得最佳的动力性和经济性等性能, 点火时刻至关重要, 需要点火正时, 达到最佳点火提前角。而霍尔延迟时间将会影响到点火时刻。

电子点火模块传输延迟时间一般为十几微秒至几十微秒之间。当发动机在低转速时, 由于发动机频率低, 点火周期时间长, 使得模块的传输延迟时间对点火时间精度影响不大。但随着发动机转速增加, 点火周期缩短, 又使得模块的传输延迟时间对点火时间精度影响较大, 表现为点火滞后。例如, 六缸发动机分火角为60°, 当点火频率为20 Hz时, 点火周期为50ms对应的角度为60°, 每度对应的时间为830μs, 若模块传输滞后假定为40μs, 则由于模块传输延迟而引起的附加点火滞后仅为0.048°, 可忽略不计。但当点火频率为200 Hz时, 点火周期为5 ms, 每度对应的时间为83μs, 由模块传输延迟而引起的附加点火滞后为0.5°, 其影响不可忽略。这就要求模块本身的传输延迟时间尽量短, 应提高模块的开关速度, 同时还要求模块传输延迟时间一致性要好, 否则会影响其与分电器配合后离心提前特性的精度。

3.5 点火能量

点火能量指发动机火花塞电极之间高压放电的能量, 是系统次级高压放电时作用在火花塞电极之间随时间变化的电压与电流的乘积对时间的积分。点火能量是发动机对点火系统性能要求的一个重要指标, 点火系统必须保证提供给发动机足够的能量以点燃不同工况下发动机燃烧室内的可燃混合气。点火能量过低, 发动机的功率、扭矩下降, 油耗上升, 排放变坏;点火能量过高会产生不必要的能量浪费, 同时降低点火系统的寿命。

火花能量值是火花电压值与火花电流值的乘积在火花持续时间内的积分, 由此可知火花电压、火花电流以及火花持续时间是计算火花能量时必要的参数。在测试点火能量时, 应采用齐纳二极管作为钳位负载。

线圈参数 篇4

全等离子体通道[3]作为佳拉洁雅型磁约束装置的一个重要组成部分,主要负责输运和筛选等离子体。溜槽线圈是全等离子体通道的最后一个环节,其主要作用是削弱等离子体入射线上磁感应强度,使等离子体顺利注入磁阱。文献[4]给出了等离子体注射线路的分析,并指出等离子体是经全等离子体通道注入到磁阱中的,而全等离子体通道中的溜槽线圈产生一个与磁阱方向相反的磁场,从而将等离子体导入到磁阱中。但文献并未给出溜槽线圈的参数选择方法,也鲜见有文献分析溜槽线圈的参数对等离子注入效果的影响。基于此,对影响等离子体注入的因素进行了分析,研究了等离子体入射线角度和溜槽线圈与磁阱的距离对等离子体注入的影响。

1 佳拉洁雅装置的结构与分析

佳拉洁雅型磁约束装置的装置结构[5]如图1所示,图中1为高压脉冲电源系统;2为等离子体枪;3为全等离子体通道;4为磁阱[6]。各部分的作用为:等离子体枪负责喷射等离子体束,全等离子体通道负责分离将等离子束分为低能量的慢束等离子体和高能量的快束等离子体,并输运至磁阱,磁阱线圈负责产生的特殊磁场位形将等离子体约束其中。

等离子体通道的主体部分由19个半径为55 mm的铜质线圈组成,每个线圈匝数为10匝,工作时通入电流为200 A,功能为实现对等离子体束的输运和筛选,使快速等离子体最终注入磁阱。其结构示意图如图2所示,图中a为公共等离子体通道,b为截断器,c为快速等离子体束通道,d为所要研究的对象溜槽线圈[7]。

溜槽线圈是等离子体通道的最后一个部分,位于快速等离子体通道和磁阱之间。由于磁阱外部有障壁磁场,等离子体中的带电粒子若直接从快速等离子体通道中射入磁阱,在通过障壁磁场时会有大量粒子损失,溜槽线圈的作用即为产生与磁阱障壁磁场方向相反的磁场,对一定范围内的障壁磁场进行削弱,在障壁磁场上为快速等离子体打开一个入口,使等离子体顺利进入磁阱,待等离子体完全进入磁阱之后,关闭溜槽线圈电源[8]。

溜槽线圈半径与通道主体线圈相同,采用55 mm的铜质线圈,线圈匝数为10匝,工作时通入电流为150 A。

磁阱线圈负责产生约束等离子体的磁场,选取带有3个盲鳗线圈,1个补偿线圈和1个螺线管线圈[9]的多级佳拉洁雅磁阱作为研究对象,根据文献[3]实验所用的磁阱线圈,采用的各个线圈参数如表1所示。

仿真计算得到磁阱磁场磁力线分布如图3所示,从图中可看出,磁阱磁场的特点为各个线圈附近磁场最强,而内部盲鳗线圈1和外部盲鳗线圈2、4之间的区域磁场最弱,进入磁阱中的等离子体大部分被束缚在磁场较弱的区域。等离子体入射线为AB延长线指向盲鳗线圈2,AB为入射线上障壁磁场区域。

2 等离子体在溜槽线圈和磁阱中的运动分析

等离子体从通道进入磁阱的过程中,通道中等离子体的密度远大于磁阱,等离子体在通道和磁阱之间存在密度梯度,根据等离子体的性质,等离子体易从高密度区域向低密度区域扩散,这种性质也使得通道中的等离子体更易输运进入磁阱[10]。等离子体枪中喷射出来的等离子体粒子并不是完全电离的,等离子体在横越磁力线时会发生碰撞,由于带电粒子之间存在库仑力作用,所以带电粒子间碰撞的概率远小于带电粒子和中性粒子之间碰撞的概率,等离子体粒子间频繁的碰撞在宏观上的表现为等离子体在压力梯度、粒子速度和电场力的作用下输运扩散。

若等离子体所在空间不存在磁场B,等离子体会受电场力作用而漂移,受压力梯度作用扩散,粒子通量可表示为[11]:

式(1)中,Γj为等离子体中第j种粒子的通量;n为粒子数密度;vj为第j种粒子的速度;μj为第j种粒子的迁移率,;Dj为第j种粒子的扩散率,。

当等离子体所在区域存在磁场B,磁场不会对延磁力线方向的等离子体输运产生影响,等离子体粒子会按式(1)中描述,由于扩散和迁移而沿B运动,在溜槽线圈区域,延磁力线方向运动的粒子数量很少,且由于磁力线是弯曲的,所以几乎所有粒子都会受到磁场的作用。

粒子在垂直磁力线方向运动时,由于碰撞效应,粒子游动步长为粒子回旋运动拉莫尔半径rL[12]。

各种粒子流运动方程垂直分量为:

假定等离子体粒子温度相等,且碰撞频率足够高,则可忽略项,则式(2)中的粒子流速度在x、y方向上的分量分别为:

令,将式(3)和式(4)化简为:

将式(6)代入式(5),并令τ=ν-1,可得到:

同理,将式(5)代入式(6),可得:

式(7)和式(8)中的最后两项为E×B漂移和抗磁性漂移。定义垂直迁移率为、垂直扩散系可将方程(7)和式(8)化简为:

在溜槽线圈和磁阱区域内粒子只受到磁场力作用,所以式(9)可简化为:

从式(10)可以看出等离子体通过溜槽线圈区域进入磁阱区域时横越磁场的漂移速度受到两部分影响,第一项表现的是由密度梯度引起的扩散漂移,此种漂移在无磁场时同样存在;但其系数D是无磁场时的倍;式(10)中第二项为抗磁性漂移,其方向垂直密度梯度和势梯度,受磁场力作用下,带电粒子与中性粒子发生碰撞的概率增加,抗磁性漂移速度减慢,当碰撞频率ν→0时,抗磁性漂移速度的形式与无磁场时相同。

垂直扩散系数为:

在无磁场时,粒子运动的平均自由程为λm=1/nnδ,δ为原子的截面积,粒子速度为v,碰撞间平均时间为τ=λm/v;当有磁场时,粒子在垂直于磁力线作回旋回转运动时,粒子垂直于磁场方向运动的步长变为拉莫尔半径rL,因为rL≤λm,所以碰撞频率会增加,所以磁场的存在会使粒子间的碰撞时间τ变大,当时,磁场对等离子体的扩散运动影响很小;当时,磁场的影响降低了等离子体越过磁场区的速度。

在本装置中加入溜槽线圈后,障壁磁场磁感应强度减弱,粒子更容易通过障壁磁场区域,且通过障壁磁场区时间缩短,减少了等离子体的损失。

3 溜槽线圈位置参数对等离子体注入的影响

为了使等离子体更多的进入磁阱中,等离子体入射线上的障壁磁场的磁场强度越小越好。在溜槽线圈和磁阱线圈匝数、电流等参数选定的情况下,影响入射线上障壁磁场强度的因素主要有两个,入射线的角度和溜槽线圈与磁阱的距离。

图4给出了入射线角度和溜槽线圈相对磁阱距离示意图,图中等离子体从内部盲鳗线圈1和外部盲鳗线圈4之间射入,指向另一个外部盲鳗线圈2,其中θ为入射线角度,L为溜槽线圈相对于磁阱的距离。在COMSOL中构建磁阱的仿真模型,仿真分析这两个位置参数对等离子体注入效果的影响。

3.1 入射线角度对等离子体注入的影响

由于等离子体枪喷射等离子体的方向必须与通道重合,而在工程中为了便于操作,等离子体通道需要保持水平,故而通过调整磁阱的倾斜度来获得不同的入射角度。为保证磁阱线圈4不遮挡等离子体通道出口,等离子体通道轴线与磁阱线圈轴线的夹角不小于14°,即θ不小于14°,另外考虑到设备安装稳定性,该夹角应不大于30°。

为研究等离子体入射线角度对等离子体注入的影响,在COMSOL仿真软件中,设置溜槽线圈与通道线圈平行且距离L=23 cm。选取入射线角度θ分别为15°、20°和25°,仿真计算入射线上的磁感应强度,结果如图5所示。

磁阱障壁磁场为z轴坐标从-120 mm到-50mm区域。从图5中可以看出,当θ=20°时,入射线上障壁磁场磁感应强度最小,由此可以确定等离子体入射线与磁阱轴线的夹角为20°时,对等离子体注入磁阱影响较小。

利用COMSOL中带电粒子追踪模块,设置入射线上与磁阱线圈2相距28 cm处释放带电粒子,利用格点释放的方法在30 mm×30 mm的范围内释放一束速度为5×104m/s的快速粒子,粒子以中心轴线为中心。设置与图5相同的仿真条件,溜槽线圈匝数为10匝,电流为150 A。θ分别为15°、20°和25°时,带电粒子由通道向磁阱注入过程的粒子运动轨迹如图6所示。从图中可以看到,带电粒子从通道中由两个方向注入磁阱。对比图6(a)、图6(b)和图6(c),当θ=20°时,由通道注入到磁阱中的粒子多于θ=15°和θ=25°的情况。这说明,当θ=20°入射线上磁场较弱,等离子体注入过程中对等离子体的影响较小。

3.2 溜槽线圈和磁阱距离对等离子体注入的影响

根据计算,溜槽线圈轴线与通道轴线平行,与磁阱线圈夹角为70°时,溜槽线圈延入射线方向磁阱与线圈2的距离需不小于23 cm。因此L的范围为L≥23 cm。

设置溜槽线圈与磁阱线圈平行,溜槽线圈安匝数为10匝,电流为150 A,磁阱参数如表1所示,θ为20°,仿真L=23 cm、L=25 cm和L=27 cm三种情况下,入射线上的磁感应强度分布情况,仿真结果如图7所示。从图中可以看出,由于磁感应强度与距离成反比,L越大,磁感应强度的差别越小。L=23 cm的障壁磁场区域的磁感应强度小于L=25 cm和L=27 cm时的磁感应强度。因此,溜槽线圈与磁阱相距23 cm的溜槽线圈对磁阱障壁磁场的削弱效果优于溜槽线圈与磁阱相距25 cm和27 cm时的溜槽线圈对磁阱障壁磁场的削弱效果。

设置与图6相同的仿真条件,θ=20°,溜槽线圈匝数为10匝,电流为150 A。L=23 cm、L=25 cm和L=27 cm三种情况下,初始速度为5×104m/s的带电粒子由通道向磁阱注入过程的粒子运动轨迹如图8所示。从图中看到,当L=23 cm时注入到磁阱中的带电粒子明显多于L=25 cm和L=27 cm的情况。说明L=23 cm障壁磁场对等离子体注入过程的影响较小。

(L=23 cm,25 cm,27 cm)(L=23 cm,25 cm,27 cm)

4 结论

溜槽线圈是佳拉洁雅型磁约束装置中等离子体通道的重要组成部分,负责抵消等离子体入射线上的磁场,使等离子体顺利注入磁阱。在分析等离子体在通道和磁阱中运动的基础上,研究了入射线角度和溜槽线圈与磁阱间距离对入射线上磁感应强度分布的影响,并采用带电粒子追踪模块仿真了不同条件下带电粒子由通道向磁阱运动的粒子轨迹。仿真结果表明,当入射线角度为20°、溜槽线圈相对磁阱距离为23 cm时,入射线上障壁磁场磁感应强度较小且等离子体由通道注入到磁阱中的较多。

摘要：佳拉洁雅型磁约束装置是非托卡马克磁约束装置的一种。溜槽线圈是等离子体通道的重要组成部分,溜槽线圈的作用是削弱磁阱障壁磁场的磁感应强度,实现等离子体顺利注入磁阱。溜槽线圈的参数会对注入效果产生不同的影响。为了获得更佳的注入参数,将更多地等离子体输运到磁阱,研究了等离子体入射线角度和溜槽线圈与磁阱相对位置对等离子体入射线上磁场强度的影响;并利用有限元仿真软件COMSOL建立了仿真模型,仿真分析了不同参数下的等离子体注入情况。仿真结果表明,当等离子体入射线角度为20°,溜槽线圈距磁阱距离为23 cm时,等离子体注入磁阱的效果最好。

关键词：佳拉洁雅,溜槽线圈,磁约束,磁阱,COMSOL

参考文献

[1] Bishaev A M,Bush A A,Gladyshev I V,et al.Investigation of possibility of creation of levitating quadrupole.Plasma Physics,2011;17:35-37

[2] Morozov A I,Savel’ev V V.On galateas-magnetic traps with plasmaembedded conductor.Physics-Uspekhi,1998;41(11):1049-1089

[3] Morozov A I,Bugrova A I,Bishaev A M,et al.Injection of plasma into the trimyx galathea.Plasma Physics Reports,2006;32(3):195-206

[4] Morozov A I,Bugrova A I,Bishaev A M,et al.Plasma parameters in the upgraded trimyx-M galathea.Technical Physics,2007;52(12):1546-1551

[5] Chmykhova N A.Plasma equilibrium in the magnetic field of galatea traps.Mathematical Models and Computer Simulations,2011;3(1):9-17

[6] Morozov A I,Bugrova A I,Bishaev A M,et al.Physical start of the injection complex for Galateya-3.30th EPS Conference on Control Fusion and Plasma Physics,Moscow,Russian Federation,2003:199

[7] Morozov A I,Bugrova A I.Myxine design for an experimental Galathea reactor.Technical Physics,1998;44(4):478-479

[8] Morozov A I,Savel'ev V V.On Galateas-magnetic traps with plasma-embedded conductors.Physics-Uspekhi,2007;41(11):1153-1194

[9] Morozov A I,Bugrova A I,Bishaev A M,et al.Plasma trapping and confinement dynamics in a Trimix galatea.Technical Physics Letters,2006;32(1):33-35

[10] Morozov A I,Bishaev A M,Kozintseva M V,et al.Research of multipole magnetic trap-Galatea“Trimyx”.Czechoslovak Journal of Physics,2006;56(2):31-35

[11]马腾才,胡希伟,陈银华.等离子体物理原理.合肥:中国科学技术出版社,2012:16-27Ma Tengcai,Hu Xiwei,Chen Yinhua.Principles of plasma physics.Hefei:Press of University of Science and Technology of China,2012:16-27