湯東,李天祥,施盛耀

(江蘇大學汽車與交通工程學院,212013,江蘇鎮(zhèn)江)

柴油車NOx和顆粒物(PM)排放量分別占我國汽車排放總量的80%和90%以上,其中PM是造成各大城市霧霾、光化學污染的主要原因[1-3]。柴油顆粒物捕集器(DPF)作為一種高效去除PM的技術(shù),已被廣泛應(yīng)用于柴油車PM排放控制[4-7]。然而,在使用過程中,由于再生控制策略失效以及振動、熱沖擊等的影響[8],會發(fā)生堵塞[9]、破損[10]等故障,因此開展針對DPF故障特性的研究,建立DPF故障診斷策略迫在眉睫。

國內(nèi)外的學者對DPF的失效診斷策略開展了大量研究。Youssef等[11]通過電阻式傳感器的診斷策略生成相關(guān)特征來實現(xiàn)DPF泄漏檢測。Kontses等[12]通過誤差傳播分析量化檢測誤差,驗證DPF故障診斷在實況駕駛過程中的可行性。Sappok等[13]使用射頻傳感器連續(xù)測量過濾器的捕獲效率,將其與煙塵傳感器和PM傳感器進行比較,得出DPF在發(fā)動機關(guān)閉狀態(tài)下也能正常工作的結(jié)論。上述研究方法雖能準確檢測PM的排放,但仍未建立DPF故障診斷策略,識別故障種類。國內(nèi)相關(guān)專家學者以特征參數(shù)為橋梁,研究使用傳感器信號表征DPF故障類型的診斷方法。姚廣濤等[14-15]基于DPF前后壓力信號的譜能量密度比值表示傳遞函數(shù)的平方值的方式,提出了基于溫度數(shù)據(jù)相關(guān)分析的DPF故障診斷策略。Liu等[16]利用瞬時排氣壓力譜分析方法,得出了DPF前平均排氣壓力和瞬時排氣壓力特征頻率幅值均可作為DPF堵塞故障監(jiān)測的特征參數(shù)。但目前僅以壓差信號診斷DPF工作狀態(tài)存在較大誤差,且壓差信號不能精確描述DPF捕集效率及排放顆粒物濃度等狀態(tài)參數(shù)的變化,無法滿足排放法規(guī)的要求。

為了貫徹落實國家第六階段機動車污染物排放標準中需要直接使用PM傳感器對DPF進行測量的規(guī)定,研發(fā)能夠瞬時測量PM濃度的PM傳感器和其配套的診斷策略成為后處理系統(tǒng)的重中之重。漏電流式顆粒物傳感器完美符合當前排放法規(guī)的需求,其生產(chǎn)成本低且能對廢氣中的顆粒物濃度進行瞬態(tài)監(jiān)測[17-19]。圖1所示為漏電流式顆粒物傳感器結(jié)構(gòu)示意圖,將傳感器的頭部垂直安裝于DPF后方排氣管道中,排氣就會在文丘里管原理的作用下流入傳感器中。排氣流中的帶電顆粒物會在高壓電極和接地電極之間高壓電場的作用下運動,顆粒物的運動對高壓電極與接地電極之間的電荷傳輸有著促進作用,漏電流也由此產(chǎn)生。因此,建立顆粒物傳感器漏電流和PM濃度之間的關(guān)系即可對尾氣中的顆粒物濃度進行實時監(jiān)測。

圖1 漏電流式顆粒物傳感器結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of leakage flow particle sensor

本研究利用GT-POWER軟件建立了DPF碳煙捕集模型,通過發(fā)動機排放試驗的輸入數(shù)據(jù)標定了DPF的滲透率并對所建模型進行驗證。DPF不同程度上的堵塞故障和破損故障可以分別通過改變模型中通道寬度和孔隙率的方法來模擬,并將壓降和捕集參數(shù)作為故障特征參數(shù),對兩者受故障程度影響的敏感性進行分析。最后搭建試驗臺架,制作達到法規(guī)限制的破損件和堵塞件,研究在WHTC工況下的壓降與傳感器信號邊界,提出壓差與顆粒物傳感器相耦合判斷的故障診斷方法。

1 DPF模型建立

1.1 碳煙捕集模型

發(fā)動機燃燒產(chǎn)生的排氣在進入DPF以后,碳煙會堆積在載體壁面上,壁面飽和之后開始附著沉積,即深床和餅層捕集。基于填充床捕集理論可知,深床捕集過程中最小的捕集單元是壁面內(nèi)的球形單元晶胞,載體壁面的捕集效率可以用球形單元捕集體捕集效率描述。

球形單元捕集體捕集效率ηDR主要通過布朗擴散ηD和直接攔截ηR組成

(1)

(2)

ηDR=ηD+ηR-ηDηR

(3)

式中:Pe是佩特萊克數(shù);ε是壁面孔隙率;g(ε)是單元晶胞模型的幾何函數(shù);NR是直接攔截系數(shù)。

載體壁面的捕集效率為

(4)

式中:ε0是ε的初始值;w是載體壁面的厚度,m;dc0是球形單元捕集體直徑,μm。

利用微積分思維,壁面第i層在時刻t的捕集效率為

E(i,t)=

(5)

式中(xi+1-xi)是壁面第i層的厚度,m。

深床捕集的碳煙總量為

(6)

式中min(i,t)是載體壁面第i層在時刻t增加的碳煙量,kg。

要將餅層捕集與壁面捕集理論聯(lián)系起來,需要定義能夠決定碳煙進入餅層的量的分配系數(shù)φ(t)

(7)

式中dc(1,t)=ψb為第1層球形單元捕集體的直徑。

將餅層捕集效率Ecake設(shè)置為1,餅層捕集到碳煙量的計算公式為

mcake=mengineφ(t)Ecake=mengineφ(t)

(8)

式中mengine是發(fā)動機原排氣體中的顆粒物質(zhì)量,kg。

1.2 流動壓降模型

從流體動力學的角度來看,排氣的總壓降主要分為進出口因氣體收縮和膨脹引起的壓力損失ΔPcon&exp、進出口摩擦壓力損失ΔPchannels、氣體流經(jīng)載體壁面時的壓力損失ΔPwall以及流經(jīng)碳煙餅層時的壓力損失ΔPcake,因此總壓降ΔPtotal為

ΔPtotal=ΔPcon&exp+ΔPchannels+ΔPwall+ΔPcake

(9)

式中

(10)

(11)

(12)

(13)

其中:ξcon&exp是無量綱的收縮膨脹系數(shù);ρ為通道內(nèi)氣體密度,kg/m2;μ為氣體動力黏度,Pa·s或(N·S)/m2;Q是入口體積流量,m3/s;D為孔道寬度,m;F是摩擦系數(shù)(取常數(shù)28.454);L為孔道長度,m;wsoot是餅層碳煙厚度,m;kwall,i是壁面離散各層滲透率,m2;Vtrap是DPF總體積,m3;wwall是載體壁面厚度,m;Uw,1和Uw,2為壁面上、下表面的氣體流速,m/s;wslab,i為各層壁面厚度,m;ksoot為餅層碳煙滲透率,m2。

根據(jù)以上所闡述的DPF碳煙模型與流動壓降模型,建立相應(yīng)的發(fā)動機后處理DPF仿真模型。圖2為利用美國Gamma公司開發(fā)的一維軟件GT POWER建立的DPF碳煙捕集模型。通過軟件對相關(guān)的數(shù)學模型進行數(shù)值求解,從而分析解決實際問題。

圖2 DPF碳煙捕集模型示意圖Fig.2 Schematic diagram of DPF soot capture model

2 模型驗證與分析

2.1 模型驗證

為了獲取模型所需要的排氣流量等輸入?yún)?shù),需要搭建臺架進行發(fā)動機排放試驗。圖3為試驗的發(fā)動機臺架。試驗選用云內(nèi)D30型柴油發(fā)動機,發(fā)動機主要技術(shù)參數(shù)及DPF載體參數(shù)見表1和表2。

表1 發(fā)動機主要技術(shù)參數(shù)

表2 DPF載體參數(shù)

圖3 發(fā)動機試驗臺架Fig.3 Engine test bench

測量DPF在不同負荷及轉(zhuǎn)速下對應(yīng)的排氣溫度、排氣流量及壓降。試驗所選用的扭矩及轉(zhuǎn)速如表3所示。

表3 發(fā)動機試驗的工況

DPF各項排氣參數(shù)如圖4～圖6所示?？梢钥闯?在工況1時,DPF前排氣溫度在380℃左右,排氣流量在175 kg/h左右,壓降則在1.1 kPa;在工況2時,DPF前排氣溫度在460℃左右,排氣流量在420 kg/h左右,壓降則在1.8 kPa;在工況3時,DPF前排氣溫度在390℃左右,排氣流量在350 kg/h左右,壓降則在1.4 kPa;在工況4時,DPF前排氣溫度在480℃左右,排氣流量在450 kg/h左右,壓降則在2 kPa。

圖4 DPF前排氣溫度變化示意圖Fig.4 Schematic diagram of the exhaust temperature variation at the front end of DPF

圖5 DPF排氣流量變化示意圖Fig.5 Schematic diagram of DPF exhaust flow variation

圖6 DPF壓降變化示意圖Fig.6 Schematic diagram of DPF pressure drop variation

為了減少模擬中碳煙捕集過程壓降值的影響,需要對DPF的壁面滲透率k0進行標定。根據(jù)上述總壓降公式可知

(14)

式中動力黏度μ與 DPF 前端溫度Tin有關(guān),計算公式為

6.42e-8Tin+2.31e-6

(15)

本次試驗分別在表3所示4個工況點下進行,共計4個滲透率,如圖7所示。

圖7 DPF 滲透率計算結(jié)果Fig.7 Calculation results of DPF permeability

為了減少誤差,將根據(jù)4種穩(wěn)態(tài)工況試驗數(shù)據(jù)求出滲透率的平均值,DPF滲透率k0=5.88×10-6m2。

DPF模型仿真結(jié)果如圖8所示。由圖8可知,對應(yīng)排氣流量條件下,壓降的試驗值與仿真值得計算誤差在±5%以內(nèi),故驗證了DPF模型的準確性。

(a)壓降試驗值與模擬值對比

2.2 DPF故障仿真研究

DPF的故障分為由碳煙累積導致的孔道堵塞和受外力影響的載體破裂兩類?？椎蓝氯铒@著的特征是排氣在孔道內(nèi)流通面積的減小,在GT-POWER中不同堵塞程度可以通過設(shè)置DPF模型中的通道寬度來模擬。DPF的載體破裂雖然會增大排氣在載體內(nèi)部的流動空間,但其本質(zhì)上屬于結(jié)構(gòu)性破損,因此可以選擇在GT-POWER中調(diào)整DPF模型中的孔隙率模擬破損程度。

DPF的排氣參數(shù)有很多,如排氣溫度、流量等。DPF故障時,很多排氣參數(shù)也會隨載體內(nèi)部特性的變化而變化,且在一定程度上反映DPF對應(yīng)的故障程度,但由于排氣參數(shù)過多,實際應(yīng)用中將其全部用于故障診斷顯然不符合實際情況[20]。因此,選擇1～2個能夠顯著反應(yīng)DPF特性的參數(shù)作為故障診斷的主要指標是制定DPF故障診斷策略的主要內(nèi)容。據(jù)以往學者的研究[21-23],DPF的前后壓降和捕集效率是研究DPF載體狀態(tài)的最佳選擇。

為了驗證壓降和捕集效率作為故障參數(shù)的可行性,需要對兩者進行模擬分析。為了模擬出DPF不同的堵塞程度,將流通面積設(shè)置為初始值的全部、3/4、1/2和1/4,研究DPF壓降在發(fā)動機轉(zhuǎn)速為1 400、2 200 r/min和不同負荷下的變化規(guī)律。

如圖9所示,堵塞程度對DPF壓降有著明顯影響。當堵塞程度逐級增加時,壓降呈現(xiàn)指數(shù)型攀升。當堵塞程度達到75%時,壓降遠超正常值,在50%負荷的工況下甚至超出正常值的10倍以上。隨著DPF故障程度的加劇,DPF壓降在較高負荷工況下的變化更加明顯。在75%堵塞程度下,50%負荷下的壓降幾乎達到25%負荷的2倍。對比圖9(a)和(b)發(fā)現(xiàn),DPF壓降受發(fā)動機轉(zhuǎn)速的影響頗深。相同堵塞程度和負荷下,高轉(zhuǎn)速的壓降值要明顯高于低轉(zhuǎn)速的壓降值,且這種差距隨著堵塞程度的增加而增大,這可能是發(fā)動機在高轉(zhuǎn)速工況下會排放更多的顆粒物導致的。

(a)1 400 r/min

如圖10所示,隨著DPF堵塞程度的增加,其捕集效率呈略微增長的趨勢,且25%負荷下的捕集效率要略高于50%負荷。對比圖10(a)和(b)可知,捕集效率在高轉(zhuǎn)速工況下明顯低于低轉(zhuǎn)速工況,這可能是因為低轉(zhuǎn)速下的尾氣流速較低,尾氣在載體內(nèi)停留時間隨之增長,載體能對顆粒物進行更充分的捕集。

(a)1 400 r/min

同樣,為了模擬出DPF不同的破損程度,將孔隙率設(shè)置為初始值的100%、110%、120%、130%和150%,研究DPF壓降和捕集效率在發(fā)動機轉(zhuǎn)速為2 200、1 400 r/min的變化規(guī)律。

如圖11所示,破損程度對DPF壓降有著顯著影響。當破損程度逐級增加時,壓降下降趨勢明顯,且當破損達到整體的一半時,壓降近乎歸零,DPF已完全失效,無法過濾吸收任何顆粒物。此外,由于發(fā)動機在高轉(zhuǎn)速工況下排放顆粒物更多,高轉(zhuǎn)速下的DPF壓降遠高于低轉(zhuǎn)速的規(guī)律仍然存在。

圖11 不同破損程度下DPF壓降變化示意圖Fig.11 Variation diagram of DPF pressure drop under different damage degrees

如圖12所示,DPF破損程度對捕集效率有一定影響。隨著破損程度的逐級增加,捕集效率也呈現(xiàn)逐級遞減的趨勢。由于低轉(zhuǎn)速下尾氣流速低,載體對顆粒物捕集更充分,載體捕集效率更高的規(guī)律仍然存在。對于較高轉(zhuǎn)速而言,破損程度達到20%時,DPF 捕集效率便已下降至50%。

圖12 不同破損程度下 DPF 捕集效率變化示意圖Fig.12 Variation diagram of DPF capture efficiency under different damage degrees

綜上,DPF壓降和捕集效率對于故障程度的檢測具有良好的敏感性,適合作為診斷DPF故障的特征參數(shù)。

3 DPF失效診斷試驗

為了深入研究DPF壓降與前后端顆粒物濃度所表示的過濾效率與DPF故障程度之間的內(nèi)在聯(lián)系,以傳統(tǒng)的壓差診斷為雛形,在DPF后端增加漏電流式顆粒物傳感器進行DPF故障試驗,研究穩(wěn)態(tài)工況下壓差傳感器和顆粒物傳感器的變化規(guī)律,結(jié)合基于選定的排放氣體故障特征參數(shù)提出的診斷方法,診斷DPF的故障類型。

3.1 傳感器精度試驗

為了開展基于DPF顆粒物傳感器輸出信號限值的DPF失效模式與發(fā)動機運行工況的關(guān)聯(lián)性分析,測量顆粒物傳感器的精度與穩(wěn)定性成為進行DPF故障試驗的必要準備。為了增加試驗數(shù)據(jù)的可信度,分別選取了AVL 415se、AVL 439、FSN 3個煙度計,隨機選取10個穩(wěn)態(tài)工況點,對漏電流式顆粒物傳感器進行測量對比試驗,結(jié)果如圖13所示。表4給出了顆粒物傳感器與煙度計最大量程處的誤差率。

表4 顆粒物傳感器與煙度計最大量程處誤差率

(a)AVL 415se煙度計

由圖13中多類煙度計進行多工況下的測量對比可知,漏電流式顆粒物傳感器與各種煙度計測量結(jié)果的穩(wěn)定性良好。同時,表4中顆粒物傳感器與AVL 415se和AVL 439兩個煙度計在最大量程時計算得出的誤差率都在5%范圍內(nèi)。因此,漏電流式顆粒物傳感器具有良好的測量精度和穩(wěn)定性,可用于分析基于DPF后端安裝的顆粒物傳感器輸出信號限值的DPF失效模式與發(fā)動機運行工況的關(guān)聯(lián)性。

3.2 DPF故障試驗

為探究DPF后端安裝的顆粒物傳感器輸出信號限值的DPF失效模式之間的關(guān)系,需要進行對應(yīng)的DPF故障試驗。其中,DPF故障試驗最重要的是DPF故障樣件。對于破損故障,使用部分挖空打孔的方式破壞DPF樣件,使其部分挖空以后的測量值正好等于排放限值,即可獲得破壞到排放限值的DPF樣件。對于堵塞故障,堵塞法規(guī)沒有明確限制,堵塞監(jiān)測是為了保護DPF,防止內(nèi)部積碳過多,因此通過對DPF進行PM填充來模擬堵塞時的情況。

3.3 試驗結(jié)果分析

為了給破損故障與堵塞故障提供較準確的判別依據(jù),搭建試驗臺架,測量DPF正常件在全球統(tǒng)一瞬時循環(huán)工況下的壓降參數(shù)及DPF后端的顆粒物濃度參數(shù),研究壓降與顆粒物濃度的分布規(guī)律,試驗結(jié)果如圖14所示。

圖14 正常件試驗壓降數(shù)據(jù)圖Fig.14 Pressure drop data diagram of normal part test

由圖14可知,DPF正常件在WHTC工況下的壓降主要在0.14～1.1 kPa波動,故可依據(jù)此區(qū)間為DPF運行狀況進行初步診斷。為了增加DPF故障診斷的準確性,需耦合漏電流式顆粒物傳感器對DPF后端顆粒物濃度的監(jiān)測結(jié)果,對DPF運行狀況進一步判定,試驗數(shù)據(jù)如圖15所示。

圖15 正常件試驗傳感器信號數(shù)據(jù)圖Fig.15 Signal data diagram of sensor of normal part test

由圖15可知,正常件在WHTC工況下漏電流式顆粒物傳感器信號的閾值主要分布在0.5～5.5 nA,可認定此區(qū)間為WHTC工況下的正常件主要工作區(qū)間。通過正常件在WHTC工況下的試驗結(jié)果,可以初步確定DPF正常工作時的壓降和傳感器信號的區(qū)間,為后續(xù)DPF破損故障與堵塞故障診斷策略的制定提供了參照。

3.3.1 破損故障試驗

制作破損程度達到排放限值的過濾體,并將其作為破損故障試驗的樣件,放于臺架上選擇WHTC工況測得排放的顆粒物,若正好達到法規(guī)規(guī)定的0.025 g/(kW·h),即確認為是符合要求的試件。測量WHTC工況下破損件的壓降參數(shù),并采集破損件對應(yīng)的顆粒物濃度參數(shù),結(jié)合測得的DPF后端的顆粒物傳感器參數(shù),得出DPF破損故障的邊界數(shù)值,結(jié)果如圖16所示。

圖16 破損故障試驗壓降數(shù)據(jù)圖Fig.16 Pressure drop data diagram of breakage fault test

由圖16可知,DPF破損件在WHTC工況下壓降基本在0.1～0.9 kPa波動,即可將此試驗數(shù)據(jù)作為WHTC工況的破損邊界。據(jù)以往的研究可知[24],同一工況下,破損件由于本身的結(jié)構(gòu)故障,所測得的壓降數(shù)值要低于正常件的壓降數(shù)值,故當在WHTC工況下測得DPF壓降數(shù)值明顯低于此閾值區(qū)間時,即可初步將其認定為破損故障。同時為增加對DPF故障診斷的準確性,仍需使用漏電流式顆粒物傳感器對DPF后端的顆粒物濃度進行監(jiān)測,試驗數(shù)據(jù)如圖17所示。

圖17 破損故障試驗傳感器信號數(shù)據(jù)圖Fig.17 Signal data diagram of sensor of breakage fault test

從圖17可知,破損件在WHTC工況下漏電流式顆粒物傳感器信號的基本閾值在0～15 nA,且信號更是密集在10 nA以下接近0 nA的位置,故可將此試驗數(shù)據(jù)認定為WHTC工況下的破損邊界。同上,破損件由于本身的捕集能力下降,相同時間段的試驗數(shù)據(jù)可視為當前工況下傳感器信號的上限,故當在符合壓降破損故障診斷的前提下,明顯超出此范圍的信號,可確診為DPF破損故障。

3.3.2 堵塞故障試驗

相對破損故障而言,堵塞故障沒有明確的法規(guī)限制。堵塞監(jiān)測的目的主要是保護DPF,避免內(nèi)部積碳太多影響發(fā)動機效率和對顆粒物的捕集效果。本文選擇將DPF內(nèi)碳載量增加至7 g/L來模擬堵塞時的情況。測量WHTC工況下堵塞件的壓降參數(shù),采集堵塞件對應(yīng)的顆粒物濃度參數(shù),結(jié)合測得的DPF后端的顆粒物傳感器參數(shù),得出DPF破損故障的邊界數(shù)值,測量結(jié)果如圖18所示。

圖18 堵塞故障試驗壓降數(shù)據(jù)圖Fig.18 Pressure drop data diagram of blockage fault test

從圖18可知,DPF堵塞件在WHTC工況下的壓降在0.2～1.75 kPa波動,因此可將此試驗數(shù)據(jù)作為WHTC工況下DPF碳載量為7 g/L的堵塞邊界。據(jù)以往的研究可知[25-26],同一工況下,堵塞件由于本身的內(nèi)部顆粒物沉積導致的流通面積減少,所測得的壓降數(shù)值要高于正常件的壓降數(shù)值,故當在WHTC工況下測得DPF壓降數(shù)值明顯高于此閾值區(qū)間時,即可初步將其認定為堵塞故障。同時為增加對DPF故障診斷的準確性,仍需使用漏電流式顆粒物傳感器對DPF后端的顆粒物濃度進行監(jiān)測,試驗數(shù)據(jù)如圖19所示。

圖19 堵塞故障試驗傳感器信號數(shù)據(jù)圖Fig.19 Sensor signal data diagram of blockage fault test

從圖19可知,碳載量為7 g/L的堵塞件在WHTC工況下漏電流式顆粒物傳感器信號的基本閾值在0～20 nA,且信號更是密集在15 nA以下接近0 nA的位置,故可將此試驗數(shù)據(jù)作為WHTC工況的堵塞邊界。同上,堵塞件由于本身的捕集能力上升,相同時間段的試驗數(shù)據(jù)可視為當前工況下傳感器信號的下限,故當在符合壓降堵塞故障診斷的前提下,明顯超出此范圍的信號,可確定為DPF堵塞故障。

4 結(jié) 論

(1)隨著堵塞程度的增加,DPF壓降呈現(xiàn)指數(shù)型攀升,且達到75%堵塞程度時,50%負荷下的壓降近乎達到25%負荷的2倍。相同堵塞程度和負荷下,高轉(zhuǎn)速的壓降要明顯高于低轉(zhuǎn)速的壓降,且由于發(fā)動機在高轉(zhuǎn)速工況下需要排放更高的顆粒物導致兩者的壓降差隨著堵塞程度的增加而越明顯。 DPF捕集效率隨著DPF堵塞程度的增加而增大,但趨勢較為平緩且25%負荷下的捕集效率要高于50%負荷。由于低轉(zhuǎn)速下的尾氣流速較低,尾氣在載體內(nèi)停留時間隨之增長,載體能對顆粒物進行更充分地捕集,因此高轉(zhuǎn)速下的捕集效率明顯低于低轉(zhuǎn)速下的捕集效率。

(2)隨著破損程度的逐級增加,DPF壓降呈現(xiàn)逐級遞減的趨勢,且當破損程度達到50%時,DPF完全失效。由于發(fā)動機在高轉(zhuǎn)速工況下排放顆粒物更多,高轉(zhuǎn)速下的DPF壓降遠高于低轉(zhuǎn)速的壓降。捕集效率也因破損程度的增加而逐級遞減,且高轉(zhuǎn)速工況下破損程度達到20%時DPF捕集效率就下降至50%。

(3)漏電流式顆粒物傳感器與多種煙度計在不同穩(wěn)態(tài)工況下測量結(jié)果對比表明,其具有良好的測量精度和穩(wěn)定性,可用來分析基于DPF后端安裝的顆粒物傳感器輸出信號限值的DPF失效模式與發(fā)動機運行工況的關(guān)聯(lián)性。

(4)通過對WHTC工況下達到排放限值的破損件和碳載量為7 g/L的堵塞件的壓降邊界和傳感器信號邊界進行測量,確定了DPF破損故障的壓降邊界下限為0.1 kPa、傳感器信號上限為10 nA,確定了DPF堵塞故障的壓降邊界上限為1.75 kPa、傳感器信號下限為15 nA。