曲軸箱通風系統油氣分離器性能試驗研究

程霖，譚建松，楊帆，蘭燕杰

(北京汽車股份有限公司汽車研究院動力中心， 北京 101106)

發動機在工作過程中，燃燒室內一部分混合氣通過活塞環間隙會竄到曲軸箱中去，在這部分氣體中，大約20%是已完全燃燒的，而80%是未完全燃燒的。在氣體成分分析上，由于氣缸壁是燃燒室內相對的低溫區，滲出氣體中含有高比例(約70%)的碳氫化合物，這些物質與機油混合可能改變機油潤滑性能并加速油泥的產生。滲出氣體中微量的水和氮氧化合物則會形成硝酸和亞硝酸，這類物質對發動機金屬表面具有高度的腐蝕性，可能增加發動機的機件磨損速度。這些廢氣將產生如下不良影響：

1) 高溫廢氣促使機油氧化變質，破壞其使用性能。廢氣中的水蒸氣凝結后滲入機油中，一方面促使機油泡沫化，破壞了機油泵的泵油效能，另一方面，冷凝水會使機油中的各種添加劑早期失效。

2) 曲軸箱內氣體增多，壓力增大，易使機油上竄燃燒室形成積炭，還會造成曲軸箱油封、油底殼密封墊等處漏油。

為減少和避免上述不利影響，必須采用曲軸箱通風系統，將發動機漏氣送回到進氣歧管并與新鮮空氣一起進入氣缸內燃燒。而由于漏氣中帶有機油顆粒，機油不能完全燃燒，因而會對排放產生負面影響。因此必須采用油氣分離器對曲軸箱通風系統內漏氣進行油氣分離處理[1-10]。

本研究對某增壓汽油機曲軸箱通風系統油氣分離器進行了漏氣流量和機油攜帶量的試驗測試。基于發動機漏氣流量，通過試驗對比，為油氣分離器的基礎方案設計和優化提供試驗依據，避免漏氣中機油含量超標帶來負面影響。

1 曲軸箱通風系統和油氣分離器

1.1 曲軸箱通風系統

本研究中增壓發動機采用閉式曲軸箱強制通風系統，整個曲軸箱通風系統依據增壓器是否介入工作分為低負荷管路和高負荷管路，依據所研究發動機的標定情況，確定發動機扭矩約90 N·m為發動機曲軸箱通風系統高低負荷管路的切換點。

圖1示出所研究的增壓汽油機曲軸箱通風系統原理。發動機低負荷工況運行時，進氣歧管內真空度大，發動機中的漏氣經油氣分離器分離后，潔凈的氣體直接進入發動機進氣歧管內參與燃燒。發動機高負荷工況運行時，增壓器壓氣機前真空度大，發動機中的漏氣經油氣分離器分離后，潔凈的氣體經缸體、缸蓋、氣缸蓋罩上內置通道后，經外置曲通高負荷管路進入發動機進氣系統，最終參與燃燒。

圖1 增壓汽油機曲軸箱通風系統原理

1.2 油氣分離器

油氣分離器是整個曲軸箱通風系統主要構成部分，本研究中油氣分離器安裝在發動機缸體上(見圖2)，為外置形式的油氣分離器。該油氣分離器主要由粗分離、精分離兩部分構成，其中粗分離模塊采用擋板結構，精分離模塊采用毛氈結構。對于油氣分離器的結構設計，需要對較大顆粒直徑范圍的油滴顆粒都有較高的油氣分離效率，且油氣分離器壓力損失小。

圖2 油氣分離器在缸體上裝配示意

圖3示出油氣分離器的結構示意。當發動機曲軸箱內的漏氣經缸體上的入氣口進入油氣分離器粗分離模塊時，粗分離模塊上的擋板對漏氣中飛濺的機油進行遮擋。同時，粗分離模塊上設計有回油槽，漏氣中飛濺的機油撞擊粗分離模塊上的擋板后，漏氣中的機油進行了粗分離，分離出的機油經回油槽和缸體上的回油孔回流到油底殼機油液面上。

圖3 油氣分離器結構示意

在油氣分離器回油功能的設計中，為保證油氣分離器分離出的機油能順利流回油底殼，同時考慮發動機的傾斜角度對油氣分離器回油功能的影響，本油氣分離器在回油通道上，特別是在油氣分離器精分離后的回油通道上，設計布置了回油單向閥。

1.3 曲軸箱通風系統的設計原則

本研究選用增壓汽油發動機，其曲軸箱通風壓力分布設計原則如下：曲軸箱內盡可能無正壓分布，負壓分布要合理，壓力分布范圍應控制在-5 kPa～+0.5 kPa。

在正?；钊饬髁壳闆r下，油氣分離器的分離能力要滿足進入發動機進氣歧管的機油量小于等于2 g/h。同時，為了模擬發動機后期磨損情況下的機油攜帶量，在雙倍活塞漏氣流量情況下，油氣分離器的分離能力要滿足進入發動機進氣歧管的機油量小于等于4 g/h。并且油氣分離器分離出的機油能順暢流回油底殼，極端情況下避免反向吸油。

1.4 漏氣流量和曲軸箱壓力

為確認所研究的發動機是否可用于試驗，對其進行了漏氣流量和曲軸箱壓力試驗測量，漏氣流量按照開環的連接方法測量。發動機的基本性能參數如表1所示。

表1 試驗用發動機基本性能參數

圖4為發動機的漏氣流量MAP圖，在5 500 r/min、184 N·m工況點下，發動機進氣量大，缸內壓力也大，漏氣流量最大值在25 L/min。

圖4 發動機漏氣流量MAP圖

從發動機漏氣流量特性可知，所研究發動機漏氣流量水平符合設計要求，可用于曲軸箱通風系統油氣分離器的試驗研究。

圖5為在發動機單倍活塞漏氣流量情況下曲軸箱壓力分布MAP圖，油氣分離器精分離采用4孔。同時結合曲軸箱通風系統的工作原理，可知曲軸箱壓力分布符合發動機實際運轉情況。

圖5 精分離4孔時曲軸箱壓力MAP圖

在4 500 r/min、180 N·m工況點，曲軸箱最大負壓值為-4.4 kPa，但在低速大負荷區域，部分工況點最大正壓值為1.3 kPa，需要對油氣分離器進行設計優化，降低發動機低速大負荷區域曲軸箱壓力正壓值。

發動機低負荷工況曲軸箱壓力可通過調整油氣分離器低負荷管路上的節流孔大小實現，高負荷工況曲軸箱壓力的調整需要通過優化油氣分離器的內部分離結構。

GB/T 18352.6—2016 《輕型汽車污染物排放限值及測量方法(中國第六階段)》中對曲軸箱污染物排放Ⅲ型試驗作如下要求：整車工況下，三項發動機運轉工況(見表2)進行測量的曲軸箱內的壓力均不超過測量時的大氣壓力，則認為汽車曲軸箱污染物排放滿足要求[11]。

表2 Ⅲ型試驗要求的運轉工況

依據發動機所搭載的整車條件，將Ⅲ型試驗要求的運轉工況轉化為發動機轉速和扭矩，經臺架驗證，在油氣分離器精分離采用不同孔數條件下，法規工況點下的曲軸箱壓力值均為負壓，曲軸箱壓力滿足開發要求。

1.5 新鮮空氣補充量

為降低曲軸箱內水蒸氣飽和度，減少對機油的稀釋，降低回收漏氣的燃油濃度，使其不影響發動機正常燃燒，所研究的曲軸箱通風系統設有新鮮空氣補充管路，新鮮空氣補充量建議為漏氣流量(限值)的15%～30%。如果補充的新鮮空氣過多，則會使曲軸箱內漏氣流速加快、機油含量增多，使油氣分離效果變差[12]。

新鮮空氣的補充量是通過安裝在發動機集成凸輪軸罩蓋總成上的單向閥來進行控制。通過試驗實際測量，得到發動機曲軸箱新鮮空氣補充量和發動機曲軸箱內壓力的關系(見圖6)。

圖6 新鮮空氣補充量與曲軸箱壓力關系

2 油氣分離器機油攜帶量試驗研究

2.1 試驗用油氣分離器

為分析所設計的油氣分離器分離效率是否達到開發要求，對油氣分離器進行專項機油攜帶量試驗，以評判油氣分離器的分離效率。

為了解油氣分離器精分離小孔數量的影響，試驗過程中對不同精分離小孔數量下的機油攜帶量和曲軸箱壓力進行了測量。如圖7所示，為觀察油氣分離器回油情況，試驗用油氣分離器選用透明樣件。

圖7 試驗用油氣分離器透明樣件

油氣分離器分離腔的結構設計對油氣分離器分離效果有重要影響。分離腔結構設計時，粗分離腔入口應對漏氣中飛濺的機油進行遮擋，入口通道面積應盡可能大以降低漏氣的入口流速。

本研究中油氣分離器粗分離模塊采用擋板設計，在保證漏氣分離出的機油順利回油及粗分離腔入口面積盡可能大的前提下，減少了曲軸箱內液態機油隨曲軸箱氣體一同進入油氣分離器分離腔的可能性。若漏氣中機油含量高，即使油氣分離器的分離效率高，也很難滿足嚴格的機油攜帶量法規要求。通過試驗分析可知，控制油氣分離器入口處流速在2 m/s以下是合理的。

2.2 油氣分離器機油攜帶量試驗臺架布置及試驗要求

圖8示出機油攜帶量試驗的臺架布置方案。在進行油氣分離器機油攜帶量試驗時，當發動機低負荷工況運轉時，將試驗用的鋁罐和濾芯串接在曲軸箱通風系統低負荷管路上，在發動機高負荷工況運轉時，將試驗用的鋁罐和濾芯串接在曲軸箱通風系統高負荷管路上。

圖8 機油攜帶量試驗臺架布置方案

為確保測量結果的準確性，試驗過程中需要對試驗所用的鋁罐和濾芯進行烘烤。烘烤時間和溫度建議：試驗前2 h@90 ℃，試驗后90 ℃且烘干時間以濾芯及鋁罐中液體質量不再變化為止。實際試驗中，試驗后烘干時間需滿足至少4 h。

1993年“國際人口行動”提出的“持續水—人口和可更新水的供給前景”報告認為人均水資源量少于1 700m3的國家為用水緊張國家。人均水資源量少于1 000m3為缺水國家。人均水資源量少于500m3為嚴重缺水國家。也有的認為：人均水資源量低于3 000m3為輕度缺水。人均水資源量低于2 000m3為中度缺水。人均水資源量低于1 000m3為嚴重缺水。人均水資源量低于500m3為極度缺水。我國人均水資源量2 220m3，總體呈現輕度缺水。

對于機油攜帶量測試時間，在每個試驗工況點運行2 h，或濾芯前后壓差超過初始值3 kPa時停止試驗，以先到者為準。

2.3 機油攜帶量試驗結果分析

2.3.1回油通道上回油單向閥的影響

對于所研究的曲軸箱通風系統油氣分離器，粗分離回油和精分離回油均設計在油底殼機油液面下。油氣分離器粗分離壓損小，粗分離腔的回油通道上未設計回油閥；而油氣分離器精分離部分壓損大，因此在精分離腔的回油通道上設計回油單向閥。在油氣分離器機油攜帶量試驗過程中，在5 500 r/min，100%負荷工況點，20 min時間內觀察到油氣分離器精分離腔機油液面上升，機油攜帶量試驗失敗。經分析，造成精分離腔機油液面上升的原因為油氣分離器精分離腔內真空度大，而精分離回油通道上的回油單向閥未完全反向截止，造成精分離腔從油底殼內吸油，機油攜帶量試驗失敗。

圖9示出機油攜帶量試驗過程中油氣分離器分離腔內機油位置狀態水平。將原設計的浮力閥更改為傘閥設計后，上述油氣分離器精分離腔吸油問題得以解決。圖10示出回油通道上回油單向閥更改前后結構示意。

圖9 油氣分離器精分離腔機油狀態

圖10 回油通道上單向閥更改前后結構示意

2.3.2精分離孔數對機油攜帶量的影響

依據供應商經驗及對標參考，推薦精分離各孔徑為2.5 mm，孔板撞擊處的流速控制在15～20 m/s，其他區域流速控制在小于等于10 m/s的水平。而對于精分離孔數的選擇，在雙倍漏氣流量及壓力損失滿足回油高度前提下，依據機油攜帶量試驗結果進行最優方案選擇。本研究在不同的精分離小孔數量以及漏氣流量下對油氣分離器機油攜帶量進行試驗測量，為油氣分離器的方案選型提供試驗依據。

圖11示出單倍漏氣流量情況下，不同精分離小孔數量下的機油攜帶量對比。從試驗結果可見，單倍漏氣流量情況下，無論精分離小孔采用4孔還是9孔，機油攜帶量均小于2 g/h，且4孔的機油攜帶量試驗結果優于9孔。圖12示出雙倍漏氣流量情況下，不同精分離小孔數量下的機油攜帶量對比。從試驗結果可見，在雙倍漏氣流量情況下，無論精分離小孔采用4孔還是9孔，機油攜帶量試驗結果均滿足小于4 g/h的標準，且4孔的機油攜帶量試驗結果優于9孔。

圖11 單倍漏氣流量下的機油攜帶量對比

圖12 雙倍漏氣流量下的機油攜帶量對比

2.4 精分離孔數對曲軸箱壓力分布的影響

油氣分離器精分離采用9孔時的曲軸箱負壓值更大，在4 500 r/min、180 N·m工況點，最大負壓值為-6.8 kPa。對比精分離采用4孔時曲軸箱壓力MAP圖(見圖5)，可以看到，在4 500 r/min、180 N·m相同工況點，曲軸箱最大負壓值為-4.4 kPa。在發動機高負荷運行工況下，曲軸箱負壓水平由增壓器壓氣機前真空度決定。在相同的增壓器壓氣機前真空度下，曲軸箱負壓值的大小和油氣分離器精分離的孔數相關。

曲軸箱負壓值越大，曲軸箱漏氣的氣體流速越快，在單雙倍漏氣流量情況下，機油攜帶量越大，這也正是油氣分離器精分離4孔方案的機油攜帶量試驗結果優于9孔方案的原因所在。

2.5 機油消耗試驗結果分析

在油氣分離器方案確定的基礎上，進行機油消耗試驗，采用機油稱重法來評價發動機的機油耗水平，進一步驗證油氣分離器的分離效率。

發動機臺架機油消耗試驗主要采用點工況來評價。按照汽車發動機性能試驗方法，本機油消耗試驗中選取2個工況點，即轉速5 500 r/min，負荷100%工況和轉速5 500 r/min，負荷30%工況。機油消耗試驗用油氣分離器精分離小孔數量為4[13-14]。試驗結果表明，在100%負荷工況點，機油消耗占燃油消耗的比例為0.119%，而在30%負荷工況點這一數據為0.167%。

按照GB/T 19055—2003標準的要求，在標定轉速全負荷工況時機油消耗與燃料消耗比的限值為0.3%[15]，而實際試驗所測得的機油消耗占比符合限值要求，可見精分離小孔采用4孔的方案可行。

3 結束語

國六排放法規的實施對發動機曲軸箱通風系統的設計提出了巨大的挑戰。油氣分離器作為曲軸箱通風系統一個重要零部件，其分離性能的優劣對排放有很大影響，本研究通過試驗對油氣分離器的基礎方案和優化提供了依據。

試驗測量了發動機新鮮空氣的補充量和曲軸箱壓力之間的關系，在曲軸箱通風高負荷工況點(5 500 r/min，負荷100%)，發動機的新鮮空氣補充量最大約12.5 L/min。

油氣分離器精分離腔回油通道上回油單向閥反向截止功能的可靠性直接影響油氣分離器機油攜帶量試驗的成敗，回油單向閥必須具有可靠的反向截止功能，避免反向吸油。

對所開發的油氣分離器進行專項的機油攜帶量研究，結果表明，在單雙倍活塞漏氣流量情況下，油氣分離器的機油攜帶量均滿足設計目標，精分離小孔數量為4時油氣分離器具有更優的機油攜帶量水平。

通過本次研發工作，探索并獲悉了同類型發動機的曲軸箱壓力分布對油氣分離的影響，油氣分離器內部不同區域的壓力與局部結構的協調性是解決機油耗的核心。