張偉勛，于平安，王斌，王蕊，葛琰，魏銘揚

(1.拖拉機動力系統(tǒng)國家重點實驗室，河南 洛陽 471000；2.洛陽拖拉機研究所有限公司，河南 洛陽 471000)

發(fā)動機曲軸箱通風氣體大部分來自于缸內高壓混合氣體的泄漏，這其中又有80%左右是不完全燃燒產(chǎn)物，這些漏氣在經(jīng)過缸壁、狹窄的縫隙以及曲軸箱時又會攜帶出更多的HC并混入潤滑油氣液成分。因此曲軸箱通風中含有較濃的HC等氣體污染物、炭煙等懸浮顆粒物、粒徑在0～10 μm之間的油滴以及大量的水蒸氣，如果不及時排出，會增大曲軸箱壓力，造成發(fā)動機故障和潤滑油污染變質，所以需要經(jīng)過分離處理后及時排出。根據(jù)處理后的曲軸箱通風是排到大氣還是接到進氣管參與燃燒，曲軸軸向通風系統(tǒng)可以分為開式曲軸箱通風(Open Crankcase Ventilation，OCV)和閉式曲軸箱通風 (Closed Crankcase Ventilation，CCV)。

對于CCV系統(tǒng)，曲軸箱通風中的污染物會對增壓器、中冷器、空氣流量傳感器等進氣系統(tǒng)零部件造成污染并影響使用壽命，還會對DOC和SCR造成不良影響，因此在道路國六排放標準實施之前，柴油機多采用OCV系統(tǒng)。但近年來隨著排放標準的升級，對曲軸箱通風的排放控制也越來越嚴格，例如已經(jīng)實施的道路車輛第六階段排放法規(guī)要求將發(fā)動機OCV系統(tǒng)的排氣污染物與發(fā)動機尾氣一起進行測試。雖然油氣分離器可以將大部分潤滑油液滴和部分大粒徑顆粒物(PM)過濾出來，但仍然會將氣體污染物和部分油霧、PM排出，這部分排放污染物無法通過標定來進行控制，隨著排放標準的升級，曲軸箱通風中攜帶的污染物，尤其是PM，在發(fā)動機總排放中占的比重越來越大，甚至超過了70%，這就給OCV系統(tǒng)滿足排放法規(guī)帶來很大的困難和成本的提升。因此，CCV系統(tǒng)會被越來越多的柴油機采用，甚至成為一種必然趨勢。

目前對于CCV的研究大多集中在油氣分離器選型設計以滿足曲軸箱壓力、通風流量性能要求，對于機油攜帶量的要求不高，針對發(fā)動機性能和排放的對比研究不多。曲軸箱通風中含有較多的燃燒室廢氣，進入進氣系統(tǒng)會導致新鮮進氣量減少，對燃燒會產(chǎn)生一定的影響，廢氣中含有的顆粒物、大分子HC對發(fā)動機排放也會產(chǎn)生不利影響，尤其是潤滑油成分無法完全燃燒，會造成顆粒物排放的增加。因此有必要對CCV中油氣分離器進行優(yōu)化設計和匹配，并進行性能和排放試驗對比研究，在滿足曲軸箱壓力和通風流量要求的前提下，盡量降低通風氣體的污染物含量，進而減少對發(fā)動機燃燒和排放的影響。本研究在一臺直列4缸柴油機上，通過采用一套兩級油氣分離器方案，進行了機油攜帶量和分離效率的測試，同時分別采用OCV和CCV進行發(fā)動機臺架試驗，分析了CCV對發(fā)動機性能和排放的影響。

1 曲軸箱通風系統(tǒng)方案設計

基于一臺直列4缸帶EGR的渦輪增壓柴油機進行曲軸箱通風系統(tǒng)的方案設計和試驗研究，柴油機主要技術參數(shù)如表1所示。

表1 柴油機主要技術參數(shù)

對于CCV系統(tǒng)，為防止增壓器壓氣機殼體結焦，要求將進入進氣管的曲軸箱通風中潤滑油攜帶量控制在0.2 g/h以下，并將壓氣機出口溫度控制在180 ℃以下。本研究采用缸蓋罩蓋內安裝預分離器，然后再串聯(lián)一個外掛式油氣分離器的方案來實現(xiàn)高效的油滴和油霧分離。最大曲軸箱通風量通過下式進行計算，得到該發(fā)動機最大曲軸箱通風量為74 L/min。

=(2)×05%。

式中：為曲軸箱通風量；為發(fā)動機排量；為發(fā)動機轉速，一般以標定轉速計算最大通風量；為增壓器增壓比；0.5%為柴油機常用系數(shù)。

1.1 預分離器

采用釘板式油氣分離器作為預分離器，主要由多級擋板、多孔板和釘板形成的折流板結構以及單向回油管組成，兼具迷宮式油氣分離器和折流板油氣分離器的分離效果。預分離器安裝在鋁制的氣缸蓋罩蓋內，與罩蓋一起組成曲軸箱通風氣體的氣流通道，氣體先從入口向上流入，撞擊1級帶齒擋板后向兩側分流，再依次經(jīng)過2級波形擋板、3級迷宮式擋板、多孔板和釘板，經(jīng)過多級分離的氣體從罩蓋上的出口流出。預分離器結構見圖1。

預分離器主要利用油滴和氣體的密度不同，攜帶油滴的氣流在流經(jīng)各級擋板、孔板和釘板過程中，會發(fā)生不同程度的擾動而改變方向，由于慣性的作用，油滴會撞擊或吸附在分離器表面而被過濾下來，匯聚在單向回油管或曲軸箱通風入口流回氣缸蓋，實現(xiàn)油氣的分離。在這個過程中，較大的油滴由于慣性大，會比較容易被捕捉下來，但部分小粒徑油滴還是會隨氣流流出預分離器。

圖1 預分離器結構

1.2 精分離器

本研究精分離器采用濾芯過濾方式，濾芯材料采用聚酰胺和玻璃纖維，其主要通過慣性碰撞、擴散運動、攔截作用3種方式對油氣進行分離。慣性碰撞是部分質量較大的油滴由于慣性力作用按原方向運動、脫離氣體流線而撞擊在纖維上而被捕捉。由于慣性力與油滴質量正相關，所以慣性碰撞捕捉主要對1 μm粒徑以上的油滴起作用，且粒徑越大捕捉效率越高；擴散運動是小粒徑油滴由于氣流中微粒間的相互作用而作布朗運動，相對于氣流作隨機運動撞擊到纖維而被捕捉，布朗運動僅對小直徑(粒徑在0.3 μm以下)的油滴起作用，且粒徑越小捕捉效率越高；攔截作用的機理是當油滴在隨著氣流繞過纖維表面時，油滴直徑大于其與纖維表面的距離，則會被纖維吸附攔截，主要對粒徑在0.3 μm以上的油滴起作用，與過濾材料孔隙大小有關。圖2示出精分離器結構。

圖2 精分離器結構

精分離器設計通風量100 L/min，滿足計算得到的最大曲軸箱通風量(74 L/min)要求，采用切向入口，使未經(jīng)分離的曲軸箱通風氣流能夠在濾芯外側周圍均勻分布，被捕捉的油滴從回油口流回油底殼，旁通閥保證在濾芯發(fā)生堵塞時曲軸箱壓力不會過高。CCV系統(tǒng)要求曲軸箱壓力在0～-2 kPa(低轉速、低負荷工況允許出現(xiàn)微正壓)，為防止進氣管負壓造成曲軸箱壓力超出設計限值，在精分離器出口處設計有一個彈簧膜片壓力調節(jié)閥，通過對膜片面積、流通面積和彈簧彈性系數(shù)的設計匹配，該閥可以通過濾芯腔內壓力、膜片彈簧力和進氣系統(tǒng)壓力的平衡來實現(xiàn)對各個工況下的曲軸箱壓力調節(jié)。

2 曲軸箱通風機油攜帶量試驗

2.1 試驗測量方法

采用絕對濾芯對分離后的曲軸箱通風過濾并稱重的方法在發(fā)動機試驗臺架上對所述的曲軸箱通風系統(tǒng)分離效率和機油攜帶量進行了試驗測量。測量方法示意圖見圖3。

圖3 機油攜帶量及精分離器分離效率測量示意

正式測量前先不連接絕對濾芯和真空引射器，將分離后的曲軸箱通風接入增壓器前進氣管路(如圖3中虛線所示)，按照正常CCV系統(tǒng)進行發(fā)動機預測試，得到各個測試工況下的曲軸箱壓力，同時確保預測試前后集油瓶質量增加，確保精分離器在正式測試前處于飽和狀態(tài)。然后斷開精分離器到進氣管的連接管路(圖3中虛線管路)，將分離后的曲軸箱通風依次引入絕對濾芯和真空引射器，并向真空引射器內通入可調節(jié)壓力的壓縮空氣來模擬發(fā)動機進氣管負壓，使各測試工況下的曲軸箱壓力與預測試時相等。在各個測試工況下穩(wěn)定運行1～2 h后，測量絕對濾芯(需要烘干去除水分后測量)和集油瓶帶精分離器的質量，即可計算出該工況下分離后的曲軸箱通風機油攜帶量和精分離器分離效率，計算公式為

=(f-)，

式中：f為該工況測量結束后絕對濾芯質量；為該工況使用的絕對濾芯干凈狀態(tài)下的質量；為該工況持續(xù)測試時間；和分別為該工況測試前后集油瓶和精分離器的總質量。

2.2 測試結果

選取了具有代表性的標定點、扭矩點和另外2個滿負荷工況進行分離后的曲軸箱通風機油攜帶量和精分離器過濾效率測試試驗，每個工況持續(xù)時間1 h，測試結果見表2。

表2 機油攜帶量和分離效率測試結果

從表2可以看出，外特性上4個工況點分離后的曲軸箱通風機油攜帶量均小于0.2 g/h的設計目標，精分離器的過濾效率均在92%以上，可大幅度降低閉式曲軸箱通風中機油成分對進氣系統(tǒng)的影響。

3 CCV對發(fā)動機性能及排放的影響

基于以上預分離器和精分離器組合的配置方案，分別按OCV和CCV進行發(fā)動機臺架性能和排放試驗，分析發(fā)動機從OCV改為CCV后對發(fā)動機性能和排放的影響。

3.1 曲軸箱壓力和曲軸箱通風量對比

在發(fā)動機缸體曲軸箱處打孔測量曲軸箱壓力，進氣壓力在增壓器前進氣管上打孔測量，曲軸箱通風量通過在精分離器出口串聯(lián)一個同圓漏氣測量儀進行測量，采用OCV時將漏氣測量儀出口直接通大氣，采用CCV時將漏氣測量儀出口接入發(fā)動機進氣管。TOCEIL MAS06漏氣儀精度為±1%。外特性上曲軸箱壓力和曲軸箱通風量對比曲線分別見圖4和圖5。

圖4 外特性曲軸箱壓力和進氣壓力對比

圖5 外特性曲軸箱通風量對比

從圖4可以看出，在外特性上，與OCV相比，CCV對進氣壓力影響不大，兩者基本一致。這是因為曲軸箱通風量占發(fā)動機進氣量比例很小，在同樣進氣量下，進氣壓力主要受空濾和進氣管路的阻力影響。OCV曲軸箱壓力為0.5～1.2 kPa，CCV僅在低速1 000 r/min時為正壓0.15 kPa，隨著轉速的增加，進氣壓力逐漸減小，最低為-1.1 kPa，這是由于隨轉速增加，進氣量增大，進氣壓力進一步減小，但在精分離器上壓力調節(jié)閥的作用下，將曲軸箱壓力控制在了-2 kPa以上，滿足設計要求。

從圖5可以看出，CCV與OCV相比曲軸箱通風量在不同的工況下互有高低，總體相差并不大，CCV在2 200 r/min時達到最大曲軸箱通風量66.7 L/min，在計算最大值的范圍內。

3.2 缸內最高燃燒壓力及相位對比

在發(fā)動機缸蓋上安裝各缸缸內壓力傳感器，并用KIBOX燃燒分析儀測量缸內壓力隨曲軸轉角的變化。圖6示出外特性下2缸最高燃燒壓力及相位的變化曲線。圖7示出外特性燃油消耗率的對比曲線。

圖6 外特性最高燃燒壓力及相位對比

圖7 外特性燃油消耗率對比

從圖6和圖7可以看出，外特性上CCV與OCV最高燃燒壓力及相位相差不大，1 200～2 200 r/min最高燃燒壓力CCV比OCV略小，各工況下CCV的燃油消耗率比OCV略高，兩者相差0.8～2 g/(kW·h)。這主要是由于采用CCV時曲軸箱通風占用了一部分新鮮進氣量，混合后的進氣溫度也有稍許增加，空燃比略有減小，造成了最高燃燒壓力和燃油消耗率的變化。

3.3 對排放的影響

使用HORIBA全流稀釋排放系統(tǒng)MEXA-7200D和AVL483煙度測量儀分別在外特性穩(wěn)態(tài)和NRTC循環(huán)瞬態(tài)工況下進行了CCV和OCV對比試驗。

現(xiàn)代柴油機HC和CO排放水平較低，且很容易在裝有DOC的后處理系統(tǒng)中被氧化掉，所以本研究主要關注NO和PM的排放值。而炭煙(Soot)是PM的重要組成部分和形成核心，且測量更加方便，因此排放試驗時也將Soot排放作為重點關注對象加以測量和分析。圖8、圖9分別示出外特性穩(wěn)態(tài)工況下NO比排放和Soot比排放的對比曲線；圖10、圖11分別為NRTC瞬態(tài)循環(huán)下NO和Soot排放質量濃度的對比曲線；表3為NRTC瞬態(tài)循環(huán)NO和PM比排放量以及燃油消耗率的對比。

從圖8和圖9可以看出，在外特性穩(wěn)態(tài)工況下，1 000～1 800 r/min中低轉速時CCV比OCV的NO比排放略小， Soot比排放量略高，高速時兩者基本一致。這可能與隨著轉速的升高曲軸箱通風量占新鮮進氣量的比例降低有關，空燃比的降低導致了NO的減少和Soot的增加?？傮w上兩者NO比排放相差很小，采用CCV時Soot比排放量略高，但兩者都處于較低水平，對排放標定影響不大。

圖8 外特性NOx比排放量對比

圖9 外特性Soot比排放量對比

圖10 NRTC循環(huán)各工況NOx排放對比

圖11 NRTC循環(huán)各工況Soot排放對比

表3 NRTC循環(huán)污染物比排放量及燃油消耗率結果對比

從圖10可以看出，CCV和OCV相比，兩者NRTC循環(huán)NO排放峰值互有高低，大部分工況下兩者本一致。由圖11可以看出，采用CCV時Soot排放比OCV略高，但相差不大，總體上兩者Soot排放較為一致。

從表3可以看出，與OCV相比，CCV NRTC循環(huán)NO和PM比排放略微升高，增幅分別在1%和3.4%以內。PM增幅稍大，一方面是由于Soot排放增加，另一方面是因為曲軸箱通風含有的潤滑油燃燒產(chǎn)生的高碳鏈烷烴導致SOF成分的增加。總體來看，CCV對與NO和PM排放標定影響不大。另外CCV循環(huán)工況加權燃油消耗率比OCV多0.9 g/(kW·h)，增幅為0.4%，可見在NRTC瞬態(tài)循環(huán)工況下，CCV對燃油經(jīng)濟性的影響也不大。

4 結論

a) 采用迷宮、多孔板、釘板結構組合的預分離器和串聯(lián)纖維濾芯分離器的兩級分離曲軸箱通風設計，最高機油攜帶量0.106 g/h，遠低于0.2 g/h的設計目標，精分離器的分離效率在92%以上；

b) CCV曲軸箱壓力在-1.1～ 0.15 kPa之間，最大曲軸箱通風量為66.7 L/min,滿足設計要求；

c) 外特性下CCV 與OCV最高燃燒壓力和相位基本一致，燃油消耗率略有增加，NRTC循環(huán)燃油消耗率僅增加了0.4%，說明CCV對缸內燃燒以及燃油經(jīng)濟性的影響并不大；

d) 在外特性穩(wěn)態(tài)工況下CCV與OCV相比，NO比排放略微減小，Soot比排放略有增加；NRTC瞬態(tài)循環(huán)CCV相比OCV，NO和PM比排放均略有增加，幅度分別在1%和3.4%以內。