一款發(fā)動(dòng)機(jī)油氣分離器的結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化

劉輕輕，唐志國(guó)，馬鵬程，閔小滕

（合肥工業(yè)大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，合肥 230009）

一款發(fā)動(dòng)機(jī)油氣分離器的結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化

劉輕輕，唐志國(guó)，馬鵬程，閔小滕

（合肥工業(yè)大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，合肥 230009）

為提高一款發(fā)動(dòng)機(jī)用多孔過(guò)濾型油氣分離器的分離效率，采用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)（Computational Fluid Dynamics，CFD）數(shù)值計(jì)算方法對(duì)原模型件內(nèi)氣液兩相的流動(dòng)特性與分離特性進(jìn)行分析。結(jié)果表明，該模型件內(nèi)的最大速度梯度和最大壓力梯度所在區(qū)域均在多孔板上通孔和泡沫型多孔介質(zhì)濾材的流通結(jié)合部。采用正交試驗(yàn)法對(duì)該油氣分離器的多孔板與泡沫型多孔介質(zhì)濾材的關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化研究，獲得了主要結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)氣液兩相的流動(dòng)和分離效率指標(biāo)影響的權(quán)重順序，確定了該多孔過(guò)濾型油氣分離器的最優(yōu)結(jié)構(gòu)組合，并通過(guò)試驗(yàn)進(jìn)一步驗(yàn)證了該最優(yōu)結(jié)構(gòu)高效油氣分離器的性能。

油氣分離器；多孔介質(zhì)；壓差；分離效率；參數(shù)優(yōu)化

常用油氣分離器的類型有旋風(fēng)式、迷宮式和過(guò)濾式等。ELSAYED[1]探究了旋風(fēng)分離器外筒體與中心管的直徑、高度對(duì)分離效率的影響。王福志等[2]對(duì)迷宮式油氣分離器的擋板數(shù)目、間距、傾斜角度以及增設(shè)多孔濾板的方式進(jìn)行了結(jié)構(gòu)優(yōu)化，提高了分離效率。CONTAL等[3]、QIAN Fuping等[4]和LI Baisong等[5]對(duì)過(guò)濾式分離器內(nèi)液滴在濾材中的流動(dòng)狀態(tài)以及濾材對(duì)分離效率和壓力損失的影響進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)小液滴會(huì)粘附在濾材纖維上，聚結(jié)成大的液滴，并且濾材纖維的聚結(jié)作用越強(qiáng)，會(huì)導(dǎo)致壓力損失越大。

目前，過(guò)濾式分離器的研究集中在濾材特性上，未對(duì)其整體結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化。本研究針對(duì)一款多孔板和泡沫型多孔介質(zhì)濾材相結(jié)合的過(guò)濾式分離器，結(jié)合數(shù)值計(jì)算、正交試驗(yàn)法和試驗(yàn)驗(yàn)證，對(duì)原模型件的流場(chǎng)與分離效率等特性進(jìn)行研究，對(duì)影響分離效率的多孔板和泡沫多孔介質(zhì)濾材主要結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行參數(shù)化設(shè)計(jì)，以期獲得該過(guò)濾式分離器的最優(yōu)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案。

1 計(jì)算模型

1.1 物理模型

油氣分離器結(jié)構(gòu)如圖1所示，主要由下主體、多孔板、泡沫型多孔介質(zhì)濾材、上主體、彈簧、膜片和上蓋組成，坐標(biāo)原點(diǎn)位于泡沫型多孔介質(zhì)中心。多孔板為帽狀結(jié)構(gòu)，其上設(shè)有7個(gè)通孔，分內(nèi)外兩層，如圖2所示。多孔板中心與坐標(biāo)軸原點(diǎn)重合，內(nèi)、外層通孔中心分別位于以原點(diǎn)為中心，直徑為M1、M2的構(gòu)造圓上；對(duì)于不在坐標(biāo)軸上的孔，通孔中心與原點(diǎn)所連直線和x軸的夾角稱為孔心角α。泡沫型多孔介質(zhì)濾材的疏密程度采用孔密度即PPI（Pores Per Linear Inch）進(jìn)行衡量。油氣分離器主要結(jié)構(gòu)參數(shù)見表1。

該油氣分離器在過(guò)濾過(guò)程中，利用油滴在泡沫型多孔介質(zhì)中的慣性碰撞、截留和擴(kuò)散效應(yīng)，實(shí)現(xiàn)與氣體的分離。曲軸箱竄氣由下主體底部入口進(jìn)入，穿過(guò)多孔板上的通孔后，沖擊泡沫型多孔介質(zhì)濾材，油滴在泡沫型多孔介質(zhì)中被攔截、擴(kuò)散，粘附在濾材纖維上，凝聚成大的油滴回落到底端出口。分離后的氣體則從上主體出口管排出。

表1 油器分離器主要結(jié)構(gòu)參數(shù)

圖2 多孔板

1.2 計(jì)算模型

攜帶油滴的竄氣在油氣分離器中的流動(dòng)較為復(fù)雜，包括彎管流、沖擊射流等，因此選用RNG k-ε模型進(jìn)行計(jì)算較為合適[6]，對(duì)竄氣中空氣的計(jì)算主要通過(guò)求解連續(xù)相流動(dòng)控制方程完成。竄氣中油滴含量較少，其體積分?jǐn)?shù)一般低于10%，可采用拉格朗日方法描述粒子的捕捉、逃逸及運(yùn)動(dòng)軌跡[7]?？紤]到泡沫型多孔介質(zhì)濾材對(duì)油滴的流動(dòng)阻力和分離效率的影響，需加入多孔介質(zhì)模型，因此對(duì)油滴的計(jì)算需求解拉格朗日動(dòng)量守恒方程和多孔介質(zhì)動(dòng)量方程。

連續(xù)相控制方程的通用格式為：

不同粒徑的油滴在曳引阻力、重力等的作用下，其拉格朗日動(dòng)量守恒方程為：

式中：md為粒子質(zhì)量，kg；uid為粒子速度，m/s；Fidr為所受曳引阻力，N；Fig為粒子所受浮力和重力，N；Fip為粒子所受壓力，N；Fib為其它外力，N。

多孔介質(zhì)動(dòng)量方程是在標(biāo)準(zhǔn)動(dòng)量方程后增加動(dòng)量源相，模擬多孔性材料對(duì)流體的流動(dòng)阻力，本研究所用多孔介質(zhì)具有各項(xiàng)同性，用式（3）表示：

式中：ΔP為流體經(jīng)過(guò)多孔介質(zhì)前后的壓力損失項(xiàng)；Δn為多孔介質(zhì)厚度，m；Si為動(dòng)量源相；ΔP為流體經(jīng)過(guò)多孔介質(zhì)前后的壓降，Pa；μ為流體動(dòng)力粘度，N·s/m2； 為流體密度，kg/m3；1/α、C2分別為多孔介質(zhì)粘性損失和慣性損失，m-1；vi為流體沿i方向的流動(dòng)速度，m/s，i = x,y,z。

1.3 仿真過(guò)程

用四面體加膨脹邊界層的方式進(jìn)行網(wǎng)格劃分，在泡沫型多孔介質(zhì)處局部加密，并使Y+＜1。采用CFD仿真分析，并通過(guò)網(wǎng)格自適應(yīng)，減小單位網(wǎng)格的速度、壓力梯度，驗(yàn)證了網(wǎng)格獨(dú)立性，網(wǎng)格數(shù)量為161萬(wàn)。

采用RNG k-ε模型對(duì)原模型件的連續(xù)相進(jìn)行計(jì)算，收斂后加入離散相模型，將泡沫型多孔介質(zhì)濾材設(shè)置為多孔介質(zhì)模型。假設(shè)流體為不可壓流體，采用質(zhì)量流率入口，壓力出口，為了使結(jié)果易收斂，采用壓力耦合方程組的半隱式算法。

多孔介質(zhì)模型的粘性阻力系數(shù)和慣性阻力系數(shù)的測(cè)定通過(guò)數(shù)值模擬完成。泡沫型多孔介質(zhì)的內(nèi)部空間隨機(jī)、均勻分布，各單元尺寸也不相同，因此建立與真實(shí)濾材完全相同的模型較困難。張文杰等[8]將多孔介質(zhì)內(nèi)部單元簡(jiǎn)化為六面體中心剖球單元，為了減少網(wǎng)格數(shù)量，根據(jù)多孔介質(zhì)厚度和孔密度，多孔介質(zhì)模型在xoz平面共設(shè)3列單元，每列5個(gè)，當(dāng)厚度和孔密度改變時(shí)，其模型也需做出相應(yīng)改變。通過(guò)仿真得到沿y方向6種不同速度入口下的進(jìn)出口壓差，采用Matlab軟件對(duì)壓差和速度值進(jìn)行二次曲線擬合，將曲線方程與式（3）關(guān)于變量v的系數(shù)對(duì)應(yīng)相等[9]，得出y方向的粘性阻力系數(shù)損失為1.238e10 m-1，慣性阻力系數(shù)損失為3 014.18 m-1。x和z方向的粘性阻力系數(shù)損失和慣性阻力系數(shù)損失均取y方向值的1%。

假設(shè)離散相油滴為球體，不考慮液滴破碎、聚合、蒸發(fā)等現(xiàn)象，在油氣分離器入口處設(shè)置均勻噴射的面噴射源，保持其入口速度與氣體相同，入口與氣體出口采用逃逸邊界，油滴出口和多孔介質(zhì)壁面采用捕捉邊界，即當(dāng)油滴粒子碰到捕捉邊界，粒子軌道終止。根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)油氣分離器粒度分布規(guī)律[4]，入口油滴直徑采用Rosin-Rammler分布，所測(cè)粒徑范圍為1～14 μm，從中選取12種油滴顆粒進(jìn)行同步分析，其直徑d分別為1 μm、2 μm、3 μm、4 μm、5 μm、6 μm、7 μm、8 μm、9 μm、10 μm、12 μm、14 μm。

2 仿真結(jié)果分析

曲軸箱竄氣流經(jīng)油氣分離器，若阻力過(guò)大通風(fēng)不暢，會(huì)造成發(fā)動(dòng)機(jī)性能損失。竄氣中含有未燃盡的油滴顆粒，若未經(jīng)分離直接排放，會(huì)導(dǎo)致機(jī)油損耗嚴(yán)重，且污染環(huán)境。因此，考察油氣分離器的性能，需兼顧流動(dòng)特性和分離效率。

2.1 連續(xù)相流動(dòng)特性分析

連續(xù)相流場(chǎng)的計(jì)算結(jié)果是追蹤拉格朗日粒子的載體，所以對(duì)連續(xù)相流動(dòng)特性的分析尤為重要。

當(dāng)對(duì)同種結(jié)構(gòu)采用不同的入口流量時(shí)，連續(xù)相具有相似的分布規(guī)律，所以本節(jié)采用竄氣量為30 L/min（對(duì)應(yīng)速度為0.55 m/s）的工況，分析連續(xù)相速度場(chǎng)和壓力場(chǎng)。圖3為z＝0截面在多孔板通孔和多孔介質(zhì)處的速度分布，可以發(fā)現(xiàn)通孔出口處速度達(dá)到13.4 m/s，是入口速度的13倍，氣流在多孔板通孔處形成了高速射流區(qū)，沖擊多孔介質(zhì)。圖4為y＝0截面在多孔介質(zhì)處的速度場(chǎng)，結(jié)果表明氣流在經(jīng)過(guò)多孔板通孔后，氣流速度在多孔介質(zhì)內(nèi)發(fā)生急劇衰減，氣流主要在z方向流動(dòng)，最后從濾層邊緣流出。

圖3 通孔-多孔介質(zhì)速度場(chǎng)

圖4 多孔介質(zhì)速度場(chǎng)

圖5為z＝0截面在多孔板通孔和泡沫型多孔介質(zhì)處的壓力分布。入口處壓力分布較均勻，由于通孔處氣流流動(dòng)方向截面積減小，局部壓差達(dá)到280 Pa，整體進(jìn)出口壓差為340 Pa。與速度場(chǎng)圖進(jìn)行對(duì)比，壓力梯度大的區(qū)域與速度梯度大的區(qū)域相同，都在多孔板通孔與泡沫型多孔介質(zhì)濾材結(jié)合部。因此，可以優(yōu)化分離器多孔板和泡沫型多孔介質(zhì)的結(jié)構(gòu)參數(shù)，比如孔直徑、孔分布和多孔介質(zhì)厚度等，提高分離效率的同時(shí)，避免壓力損失過(guò)大。

圖5 通孔-多孔介質(zhì)壓力場(chǎng)

2.2 離散相分離效率

以連續(xù)相計(jì)算結(jié)果為初始條件，在油氣分離器入口處創(chuàng)建油滴粒子噴射源，求解離散相與連續(xù)相的耦合流動(dòng)，得到粒子分布狀態(tài)，再根據(jù)油氣分離效率＝1-逃逸油滴數(shù)目/油滴總數(shù)目，計(jì)算分離效率。

通過(guò)對(duì)竄氣量為20 L/min、30 L/min和40 L/min（對(duì)應(yīng)速度分別為0.37 m/s、0.55 m/s、0.73 m/s）的油滴數(shù)目進(jìn)行統(tǒng)計(jì)與計(jì)算，得出原模型件在1～14 μm粒徑范圍內(nèi)的總體分離效率分別為52.65%、62.54%和65.93%。三種工況下油滴粒子直徑對(duì)應(yīng)的分離效率曲線如圖6所示，可以發(fā)現(xiàn)分離效率與粒徑基本上呈線性正相關(guān)。這主要是因?yàn)橹睆酱蟮挠偷问軕T性影響大，易與泡沫型多孔介質(zhì)纖維碰撞，再加上纖維表面油滴濃度低，油滴易從高濃度區(qū)擴(kuò)散到纖維表面，從而被攔截；直徑小的油滴受慣性影響小，具有良好的氣流跟隨性，易被氣流帶走。結(jié)合對(duì)速度場(chǎng)和壓力場(chǎng)的分析，必須優(yōu)化多孔板和泡沫型多孔介質(zhì)濾材的結(jié)構(gòu)參數(shù)，以期增加對(duì)小直徑粒子的捕捉量，提高總體分離效率。

圖6 不同流量下各粒徑油滴粒子的分離效率

3 油氣分離器的結(jié)構(gòu)優(yōu)化

對(duì)于本研究中的油氣分離器，影響流動(dòng)特性和分離效率的主要結(jié)構(gòu)為多孔板和泡沫型多孔介質(zhì)濾材。多孔板和泡沫型多孔介質(zhì)的結(jié)構(gòu)參數(shù)主要包括通孔直徑d2、孔心角α、內(nèi)層構(gòu)造圓直徑M1、外層構(gòu)造圓直徑M2、泡沫型多孔介質(zhì)濾材的厚度h和孔密度PPI等，因此設(shè)計(jì)多因素多水平的正交試驗(yàn)方案，對(duì)油氣分離器進(jìn)行結(jié)構(gòu)參數(shù)的仿真優(yōu)化，確定影響分離效果的主控因素，以期獲得最佳參數(shù)水平組合。

3.1 制定可控因素水平表

根據(jù)多孔板的基本結(jié)構(gòu)參數(shù)[10]和濾材特性[11]，針對(duì)影響分離效率的可控因素d2、α、M1、M2、h和PPI各設(shè)計(jì)三個(gè)水平，見表2。

表2 正交試驗(yàn)因素水平表

3.2 優(yōu)化結(jié)果及分析

此結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案為六因素三水平，所以選用L18(21×37)作為正交試驗(yàn)表[12]，其含義為1因素2水平、7因素3水平正交表，共做18次仿真。入口流量設(shè)置為30 L/min，其它邊界條件與原模型件的設(shè)置相同，結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案及結(jié)果見表3。采用極差法對(duì)分離效率的影響因素進(jìn)行分析，獲得各因素影響分離效率的主次關(guān)系，確定最優(yōu)參數(shù)組合。

由表3可知，分離效率的范圍為58.45%～89.34%，壓差的范圍為248～658 Pa。油氣分離器對(duì)壓差的要求一般沒(méi)有硬性指標(biāo)，通常需滿足曲軸箱壓力在-3～0.5 kPa，油氣分離器內(nèi)部壓差一般不超過(guò)1 kPa[13]。在未考慮彈簧和膜片的調(diào)節(jié)作用時(shí)，上述壓差均處于合理范圍內(nèi)，因此后續(xù)只對(duì)分離效率進(jìn)行極差計(jì)算，分析各結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)分離效率的影響程度，所得結(jié)果見表4。

表3 油氣分離器仿真優(yōu)化結(jié)果

表4 分離效率的極差計(jì)算結(jié)果表

式中：Sm為某因素第n個(gè)水平的分離效率；m為某因素第n個(gè)水平的試驗(yàn)次數(shù)，n=1, 2, 3。

4 最優(yōu)方案的仿真和試驗(yàn)對(duì)比

4.1 仿真對(duì)比

油氣分離器最優(yōu)方案在竄氣量為30 L/min，其它邊界條件不變時(shí)，計(jì)算得到y(tǒng)＝0截面速度場(chǎng)如圖7所示，z＝0截面壓力場(chǎng)如圖8所示。與原模型件速度場(chǎng)圖4和壓力場(chǎng)圖5進(jìn)行對(duì)比，發(fā)現(xiàn)多孔板通孔相應(yīng)位置最高速度增加了8 m/s，局部壓差增加了約200 Pa，整體進(jìn)出口壓差為608 Pa。通孔直徑的減小，使通孔處氣流速度增加，使更多油滴粒子與多孔介質(zhì)上壁面發(fā)生碰撞，更容易被捕捉；孔心角和內(nèi)、外層構(gòu)造圓參數(shù)確定了合理的通孔分布，保證了氣流均勻性；多孔介質(zhì)厚度和孔密度的增加，加大了濾材纖維對(duì)油滴的擴(kuò)散和截留作用，但同時(shí)造成局部壓差變大。通孔和多孔介質(zhì)結(jié)合部的速度和壓力梯度變大，更易使油滴借助慣性作用與多孔介質(zhì)發(fā)生碰撞被攔截，從而使分離效率由原來(lái)的62.54%提高到92.48%。

圖7 多孔介質(zhì)中間速度場(chǎng)

圖8 通孔-多孔介質(zhì)壓力場(chǎng)

4.2 試驗(yàn)對(duì)比

為了驗(yàn)證油氣分離器仿真的可行性和最優(yōu)方案的可靠性，依據(jù)試驗(yàn)流程示意圖搭建試驗(yàn)平臺(tái)（圖9）。因?yàn)閴嚎s機(jī)排氣中常含有大的油團(tuán)，為了接近曲軸箱竄氣的實(shí)際工況，采用粗分離器對(duì)其進(jìn)行初步分離。將粗分離后的氣體送入待測(cè)分離器，最后經(jīng)過(guò)兩個(gè)超精濾芯排入大氣，且認(rèn)為經(jīng)過(guò)超精濾芯后的排氣不再含有油滴。

改變壓縮機(jī)的排氣壓力，使壓縮機(jī)噴油量穩(wěn)定在30 L/min左右，記錄分離器進(jìn)出口壓差。集油瓶7中收集的油滴質(zhì)量記為m1，集油瓶10中所收集油滴質(zhì)量記為m2，則待測(cè)油氣分離器的分離效率為：

圖9 試驗(yàn)流程示意圖

將油氣分離器原模型件和最優(yōu)方案模型的試驗(yàn)進(jìn)行多次重復(fù)，對(duì)分離效率和壓差的試驗(yàn)結(jié)果取均值，并與仿真計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果見表5。

表5 仿真與試驗(yàn)值對(duì)比

表5中原模型件的仿真和試驗(yàn)所得分離效率差值為14.19%，壓差的差值為46 Pa；最優(yōu)方案的分離效率差值為30.65%，壓差的差值為153 Pa。最優(yōu)方案相較于原模型件，分離效率的試驗(yàn)值提高了27.88%，壓差的試驗(yàn)值提高了54.76%。

由于仿真過(guò)程中未考慮液滴破碎、聚合、蒸發(fā)等現(xiàn)象和膜片、彈簧對(duì)壓力的調(diào)節(jié)作用，分離效率和壓差的仿真值與試驗(yàn)值相比均較高，但兩者之間的差值趨勢(shì)相同，可以認(rèn)為試驗(yàn)驗(yàn)證了仿真的可行性和正交試驗(yàn)最優(yōu)方案的可靠性。此外，試驗(yàn)結(jié)果中壓差比分離效率的增幅大，但最優(yōu)方案的壓差值滿足基本設(shè)計(jì)要求[13]，分離效率得到提高，可認(rèn)為最優(yōu)方案具有可行性。

5 結(jié)論

本研究通過(guò)對(duì)某型車用油氣分離器進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化，得到的主要結(jié)論如下：

（1）油氣分離器原模型件內(nèi)速度和壓力的變化區(qū)域集中在多孔板通孔和泡沫型多孔介質(zhì)流通結(jié)合部。在竄氣量為30 L/min時(shí)，經(jīng)過(guò)通孔和泡沫型多孔介質(zhì)的局部壓差為240 Pa，整體進(jìn)出口壓差為340 Pa，分離效率為62.54%。

（2）采用正交試驗(yàn)的方法探究油氣分離器主要結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)分離效率的影響，得出多孔板通孔直徑d2影響較大，外層構(gòu)造圓直徑M2、多孔介質(zhì)孔密度PPI影響次之，多孔介質(zhì)厚度h、內(nèi)層構(gòu)造圓直徑M1、孔角度α的影響則較小。

（3）在本文研究范圍內(nèi)，油氣分離器最優(yōu)結(jié)構(gòu)參數(shù)為d2＝2 mm、M2＝26 mm、PPI＝40、h＝4 mm、M1＝14 mm和α＝30°。對(duì)比原模型件的仿真結(jié)果，最優(yōu)方案的分離效率由62.54%提高到92.48%，壓差由340 Pa增加到608 Pa，并通過(guò)試驗(yàn)驗(yàn)證了仿真的可行性和最優(yōu)方案的可靠性。

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作者介紹

Structural Parameters Optimization of an Engine Oil-gas Separator

LIU Qingqing，TANG Zhiguo，MA Pengcheng，MIN Xiaoteng
（School of Mechanical Engineering，Hefei University of Technology，Hefei 230009，China）

In order to improve the separation efficiency of a porous-filter oil-gas separator for an engine, the flow and separation characteristics of the gas-liquid two-phase flow in the original separator were analyzed by computational fluid dynamics(CFD). The results show that the maximum velocity gradient and the maximum pressure gradient are both generated at the flow connections of through holes of the perforated plate and the foam porous media. With the orthogonal experimental method, the key structural parameters on the perforated plate and the foam porous media of the oil-gas separator were optimized. Therefore the weight order of the influence of the main structural parameters on the gas-liquid two-phase flow and separation efficiency index is obtained. The optimal structure of the porous-filter oil-gas separator is determined. And finally, the simulation results of the optimal structure are experimentally validated.

oil-gas separator; porous medium; pressure drop; separation efficiency; parameter optimization

責(zé)任作者：唐志國(guó)（1978-），男，安徽桐城人。博士，副教授，主要從事節(jié)能環(huán)保與過(guò)程強(qiáng)化技術(shù)研究。Tel：0551-62901326E-mail：tzhiguo@hfut.edu.cn

U464.13

A

10.3969/j.issn.2095-1469.2017.01.04

2016-08-21 改稿日期：2016-10-24油氣分離處理，液相送回發(fā)動(dòng)機(jī)機(jī)油腔內(nèi)，氣相則送入燃燒室。

劉輕輕（1992-），女，河北邢臺(tái)人。碩士研究生，主要從事汽車節(jié)能環(huán)保技術(shù)研究。 Tel：15255183792 E-mail：lqq224@mail.hfut.edu.cn

國(guó)家科技支撐計(jì)劃(2014BAG06B02)；合肥市自主創(chuàng)新政策項(xiàng)目（KX201506230108）

用格式：

劉輕輕，唐志國(guó)，馬鵬程，等. 一款發(fā)動(dòng)機(jī)油氣分離器的結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化[J]. 汽車工程學(xué)報(bào)，2017，7(1)：022-029.

LIU Qingqing，TANG Zhiguo，MA Pengcheng，et al. Structural Parameters Optimization of an Engine Oil-Gas Separator [J]. Chinese Journal of Automotive Engineering，2017，7(1)：022-029.. (in Chinese)

為了避免發(fā)動(dòng)機(jī)曲軸箱竄氣所帶來(lái)的機(jī)油變質(zhì)、發(fā)動(dòng)機(jī)部件污染及功率下降等不利影響，需采用曲軸箱通風(fēng)系統(tǒng)，將竄氣送回到進(jìn)氣管并與新鮮混合氣一起進(jìn)入氣缸內(nèi)燃燒。但是竄氣中所攜帶的機(jī)油顆粒不能完全燃燒，會(huì)對(duì)排放產(chǎn)生負(fù)面影響，需采用油氣分離器對(duì)曲軸箱通風(fēng)系統(tǒng)內(nèi)的竄氣進(jìn)行