不同大氣壓力下進/排氣節(jié)流對SCR性能的影響

萬明定，聶學選，畢玉華，申立中，雷基林

(昆明理工大學 云南省內燃機重點實驗室，云南 昆明 650500)

選擇性催化還原(SCR)已成為控制柴油機NOx排放不可缺少的后處理技術[1]，而當柴油機排氣溫度較低時，SCR轉化效率較低甚至不起作用，導致柴油機標準循環(huán)和實際駕駛排放超標．車輛實際運行過程中，發(fā)動機低速、低負荷工況占比較大；在低速、低負荷工況下，柴油機排氣溫度一般較低．因此，提高柴油機低速、低負荷時的排氣溫度(排氣熱管理)以改善SCR轉化效率[2]是滿足國Ⅵ排放限值和實際駕駛排放要求的關鍵．

常用的排氣熱管理的方式主要有進氣節(jié)流、排氣節(jié)流、可變氣門正時及后噴等[3-5]．Sun等[6]研究了節(jié)氣門開度和后噴對氧化催化器(DOC)升溫的影響表明，調節(jié)進氣門可以有效提高DOC入口的排氣溫度．王建等[7]基于柴油機DPF研究了柴油機進氣節(jié)流的控制策略，結果表明：小負荷工況應采用較小的節(jié)流閥開度，隨負荷增大節(jié)流閥開度增大直至全開．Bai等[8]研究了中、低負荷穩(wěn)定工況下進氣節(jié)氣門開度對NOx排放、油耗和尿素消耗的影響．Lauren等[9]對比了進氣壓降與排氣背壓對排氣溫度與油耗的影響表明，排氣節(jié)流能實現(xiàn)更高的溫度，但是進氣節(jié)流的經濟性更好．Tan等[10]研究了主噴、后噴、噴油壓力和進氣門開度對發(fā)動機排放和DOC入口溫度的影響表明，合理控制節(jié)氣門開度和后噴能顯著改善全球瞬態(tài)試驗循環(huán)(WHTC)下DOC入口平均溫度，主噴正時和噴油壓力對排氣溫度影響較?。?/p>

中國高原面積廣闊，海拔在1km以上的國土面積約占58%，2km以上的面積占33%[11]．國內外對不同海拔下柴油機性能、排放和后處理性能等做了一系列的研究[12-14]．關于不同海拔下采用柴油機排氣熱管理改善SCR效率的研究較少．隨著海拔高度升高，大氣壓力降低，柴油機進氣量下降，排氣溫度升高，導致SCR轉化效率也存在差異[15]．因此，柴油機排氣熱管理也應隨大氣壓力變化進行合理調整，以保證整個發(fā)動機系統(tǒng)高效運行．為此，以柴油機和DOC及SCR組成的后處理系統(tǒng)作為研究對象，在大氣壓力為80、90和100kPa下研究了進/排氣節(jié)流對柴油機低速、低負荷工況下燃燒、經濟性和SCR轉化效率的影響；對比分析了進/排氣節(jié)流對柴油機經濟性和SCR轉化效率影響的差異性；結果可為不同大氣壓力下柴油機低速、低負荷工況下的性能和排氣熱管理優(yōu)化提供理論依據(jù)．

1 試驗設備與方法

1.1 試驗設備

試驗用發(fā)動機為一款直列4缸高壓共軌柴油機，其主要技術參數(shù)如表1所示．臺架設備儀器主要有AVL PUMA測控系統(tǒng)、AVL Dynoroad 202/12交流電力測功機、AVL FLOWSONIX進氣流量計、AVL 735S柴油質量流量計、AVL GH13P缸壓傳感器、AVL 622燃燒分析儀、AVL AMA i60部分流氣體排放分析儀及AVL FTIR i60傅里葉紅外光譜分析儀等．試驗臺架示意如圖1所示．后處理系統(tǒng)由DOC和SCR組成，其中SCR主要技術參數(shù)如表2所示．試驗過程中，將AVL AMA i60置于SCR前端，測量SCR入口NOx體積分數(shù)；將AVL FTIR置于SCR后端，測量SCR出口的NOx及NH3排放．

圖1 試驗臺架示意Fig.1 Layout of test bench

表2 SCR主要技術參數(shù)Tab.2 Main technical parameters of SCR

1.2 研究方法

1.2.1 工況選擇

由于柴油機在低速、低負荷的排氣溫度較低，SCR在低溫時轉化效率低甚至不反應．因此，選取1400r/min、50N·m進行不同大氣壓力下進/排氣節(jié)流對SCR性能的影響研究．所選工況下，發(fā)動機噴油由一次預噴與主噴組成．當大氣壓力和進/排氣壓力變化時，發(fā)動機預噴油量、預噴正時、主噴正時和軌壓等保持不變．其中，預噴油量和正時分別為2.1mg和-20°CA ATDC，主噴正時為-5°CA ATDC，軌壓為65MPa．

1.2.2 進/排氣節(jié)流控制

在大氣壓力為80、90和100kPa下未進行進/排氣節(jié)流時進氣歧管壓力分別為96.2、108.7和122.6kPa，渦后壓力分別為83.2、93.5和104.0kPa．采用進氣節(jié)流會導致柴油機進氣歧管壓力降低，而排氣節(jié)流會導致柴油機排氣背壓(渦后壓力)增大．因此，進氣節(jié)流程度用進氣壓降增加值表示，排氣節(jié)流程度用排氣背壓增加值表示．通過分別調節(jié)節(jié)流閥和排氣背壓閥1使進氣壓降和排氣背壓分別增加0、5、10、15、20和25kPa；0代表未進行進氣或排氣節(jié)流．不同大氣壓力、進氣節(jié)流時，排氣背壓閥1保持全開，即排氣背壓增加值為0；反之，排氣節(jié)流時，進氣壓降增加值為0．

1.2.3 大氣壓力控制

試驗當?shù)卮髿鈮毫?0kPa，在進行大氣壓力為90kPa和100kPa試驗時，采用進氣加壓和排氣背壓閥2模擬柴油機進/排氣環(huán)境．試驗過程中保持進氣溫度(壓氣機入口)控制在(298±2.5)K，濕度控制在(50±5)%RH．

2 試驗結果與分析

2.1 不同大氣壓力下進/排氣節(jié)流對柴油機性能的影響

2.1.1 進/排氣節(jié)流對進氣量與過量空氣系數(shù)的影響

圖2為不同大氣壓力下進/排氣節(jié)流對進氣量與過量空氣系數(shù)的影響．不同大氣壓力下，隨著進氣壓降和排氣背壓增大，進氣量與過量空氣系數(shù)下降．進氣壓降每增加5kPa，在大氣壓力為80、90和100kPa下，進氣量平均下降4.56、5.30和5.50kg/h，過量空氣系數(shù)平均下降0.18、0.21和0.22．排氣背壓每增加5kPa，在大氣壓力為80、90和100kPa下，進氣量平均下降1.24、1.58和2.02kg/h，過量空氣系數(shù)平均下降0.08、0.10和0.11．這主要原因是：隨著進氣壓降增大，進氣歧管壓力降低，進氣歧管內空氣密度下降．因此，進氣量降低，過量空氣系數(shù)下降；而隨著排氣背壓增大，渦輪膨脹比降低，增壓器轉速下降，增壓器效率降低，導致增壓壓力下降，從而造成發(fā)動機的進氣量下降．

圖2 進/排氣節(jié)流對進氣量與過量空氣系數(shù)的影響Fig.2 Effects of intake and exhaust throttling on intake air mass flow rate and excess air ratio

由于大氣壓力降低，發(fā)動機增壓壓力降低，進氣量下降．相同進/排氣節(jié)流程度(進氣壓降增加值與排氣背壓增加值相同，下同)時，當大氣壓力從100kPa降低至90kPa時，進氣量平均降低16.08kg/h，過量空氣系數(shù)平均降低0.67；當大氣壓力從90kPa降低至80kPa時，進氣量平均降低15.48kg/h，過量空氣系數(shù)平均降低0.59．

2.1.2 進/排氣節(jié)流對缸內燃燒的影響

圖3所示在大氣壓力為80、90和100kPa下無進行進/排氣節(jié)流、排氣背壓和進氣壓降分別增大20kPa時缸內壓力和燃燒放熱率．由于進/排氣節(jié)流以及大氣壓力降低造成發(fā)動機進氣量降低，缸內充量下降．因此，進/排氣節(jié)流和大氣壓力降低導致最大缸內壓力降低．不同大氣壓力下，與無進/排氣節(jié)流相比，排氣背壓增加20kPa時，最大缸內壓力降低0.21MPa左右；進氣壓降增加20kPa時，最大缸內壓力降低1.13MPa左右．相同進/排氣節(jié)流程度時，大氣壓力每降低10kPa，最大缸內壓力降低0.6MPa左右．

圖3 不同方案對缸內壓力與燃燒放熱率的影響Fig.3 Effects of different solutions on in-cylinder pressure and heat release rate

不同大氣壓力下，使用進/排氣節(jié)流后，最大瞬時燃燒放熱率升高．在大氣壓力為80kPa下，無進/排氣節(jié)流、排氣背壓和進氣壓降分別增加20kPa時的最大瞬時燃燒放熱率為37.3、38.9和42.2J/(°)CA，對應曲軸轉角分別為2.7°、2.8°和3.2°CA ATDC；在大氣壓力為90kPa下，最大瞬時燃燒放熱率分別為35.7、37.1和39.7J/(°)CA，對應曲軸轉角分別為2.3°、2.4°和2.7°CA ATDC；在大氣壓力為100kPa下，最大瞬時燃燒放熱率分別為35.3、35.7和37.3J/(°)CA，對應曲軸轉角分別為2.1°、2.1°和2.3°CA ATDC．這主要是因為：噴油由一次預噴和主噴組成，在-12°CA ATDC左右預噴燃油出現(xiàn)低溫燃燒放熱，但進氣壓降和排氣背壓增加一定程度上導致預噴低溫放熱率降低(圖3)，并造成預噴未燃比例增大．預噴未燃燃油已與空氣良好混合，將隨主噴燃油一起燃燒，進而增大主噴燃燒前缸內的預混比例；另一方面，預噴低溫放熱量降低造成主噴開啟時缸內溫度降低(圖4)．較低的溫度在一定程度上造成主噴滯燃期略微延長，兩者共同作用造成主噴后缸內預混比例增大．因而最高放熱率增大，對應曲軸轉角推遲；同樣，隨著大氣壓力的降低，燃燒放熱率增加，對應曲軸轉角推后．如在無進/排氣節(jié)流時，大氣壓力為80、90和100kPa下的最高燃燒放熱率分別為37.3、35.7和35.3J/(°)CA，對應曲軸轉角分別為2.7°、2.3°和2.1°CA ATDC．

圖4 不同方案對缸內燃燒溫度的影響Fig.4 Effects of different solutions on in-cylinder temperature

圖4所示在大氣壓力為80、90和100kPa下無進/排氣節(jié)流、排氣背壓和進氣壓降分別增大20kPa時缸內溫度變化．不同大氣壓力下，采用進/排氣節(jié)流導致最高缸內溫度和燃燒過程后期溫度升高．在大氣壓力為80kPa下，無進/排氣節(jié)流、排氣背壓和進氣壓降分別增加20kPa時的最大缸內溫度分別為1566.8、1615.2和1644.9K；在大氣壓力為90kPa下最大缸內溫度分別為1428.1、1496.5和1561.8K；在大氣壓力為100kPa下最大缸內溫度分別為1355.5、1422.7和1465.3K．造成這種現(xiàn)象的主要原因是：雖然進/排氣節(jié)流和大氣壓力降低導致發(fā)動機進氣量降低，過量空氣系數(shù)下降，缸內充量降低；但較小的缸內充量使得缸內擴散燃燒階段更加容易形成高溫氛圍．因此，缸內最高燃燒溫度和燃燒過程后期溫度升高．

同理，隨著大氣壓力降低，發(fā)動機進氣量降低，缸內最高燃燒溫度升高．如無進/排氣節(jié)流時，當大氣壓力從100kPa降低到90kPa時，最高缸內溫度升高了72.6K，當大氣壓力從90kPa降低到80kPa時，最高缸內溫度升高了138.7K．

為了綜合評價進/排氣節(jié)流對燃燒的影響，表3為無進行進/排氣節(jié)流、排氣背壓和進氣壓降分別增大20kPa時的累積放熱率達到10%、50%(燃燒重心)和90%對應的曲軸轉角，分別稱作CA 10、CA 50和CA 90．由于不同大氣壓力下預噴低溫燃燒出現(xiàn)的位置無明顯變化，且CA 10均出現(xiàn)在主噴開始后，因而以CA 10作為燃燒始點．在不同大氣壓力、排氣背壓和進氣壓降分別增大20kPa時，燃燒始點和燃燒重心推遲；與燃燒始點相比，燃燒重心的推遲程度減小．這主要是由于：受預噴低溫放熱的影響，采用進/排氣節(jié)流導致主噴滯燃期延長，燃燒重心和燃燒始點推遲．采用進/排氣節(jié)流后，缸內溫度升高，促進了燃油蒸發(fā)及混合，在缸內氧體積分數(shù)充足的情況下，加速發(fā)動機擴散燃燒．因而燃燒重心推遲程度相對于燃燒始點減緩．

表3 不同方案下燃燒特征參數(shù)Tab.3 Combustion characteristic parameters under different solutions

與無進/排氣節(jié)流相比，排氣背壓和進氣壓降分別增加20kPa時，在大氣壓力為90kPa和100kPa下CA90提前；而在大氣壓力為80kPa下，由于過量空氣系數(shù)進一步減小，受氧體積分數(shù)影響，CA 90略微推遲．同樣，由于大氣壓力降低導致發(fā)動機進氣量降低．因此，大氣壓力降低對燃燒始點和燃燒重心的影響與進/排氣節(jié)流的影響規(guī)律一致．

以燃燒始點到CA90持續(xù)的曲軸轉角作為燃燒持續(xù)期．不同大氣壓力下，采用進/排氣節(jié)流，燃燒持續(xù)期縮短；相同進/排氣節(jié)流時，隨著大氣壓力降低，燃燒持續(xù)期縮短．在發(fā)動機燃燒重心出現(xiàn)不同程度推遲而燃燒持續(xù)期縮短的情況下，單純從燃燒角度出發(fā)難以準確確定進/排氣節(jié)流以及大氣壓力降低對發(fā)動機經濟性的影響，應考慮其他因素(如泵氣損失)對發(fā)動機經濟性的影響．

2.1.3 進/排氣節(jié)流對經濟性的影響

研究[16]表明：進/排氣節(jié)流會造成發(fā)動機泵氣損失增大，導致經濟性惡化．發(fā)動機進/排氣壓差(排氣歧管壓力與進氣歧管壓力之差)的大小一定程度上代表發(fā)動機泵氣損失大小，發(fā)動機壓差越大，泵氣損失越大[17-18]．為此，采用發(fā)動機壓差間接表征發(fā)動機泵氣損失的大?。?/p>

圖5為不同大氣壓力下進/排氣節(jié)流對有效燃油消耗率(BSFC)和發(fā)動機壓差的影響．不同大氣壓力下，隨著進氣壓降和排氣背壓增加，發(fā)動機BSFC和壓差逐漸增大．在大氣壓力為80、90和100kPa時，進氣壓降從0增大到5kPa時，BSFC和發(fā)動機壓差變動較??；當進氣壓降增加值超過5kPa時，進氣壓降每增大5kPa，發(fā)動機壓差平均增大分別為2.5、2.8和2.9kPa，BSFC平均升高分別為1.2、1.1和1.0g/(kW·h)；排氣背壓每增加5kPa，發(fā)動機壓差平均增大分別為3.9、4.8和4.7kPa，BSFC平均升高分別為2.6、2.5和2.4g/(kW·h)．

圖5 進/排氣節(jié)流對發(fā)動機有效燃油消耗率和壓差的影響Fig.5 Effect of intake and exhaust throttling on BSFC and difference of exhaust and intake manifold pressure

由于不同大氣壓力下發(fā)動機經濟性變化趨勢與發(fā)動機壓差變化規(guī)律基本一致，認為進/排氣節(jié)流導致發(fā)動機壓差變化是造成發(fā)動機經濟性惡化的主要原因．進/排氣節(jié)流導致發(fā)動機壓差增大，泵氣損失增大．因此，發(fā)動機經濟性惡化．同理，隨著大氣壓力降低，發(fā)動機壓差增大，導致經濟性惡化．

相比較而言，不同大氣壓力下，盡管相同進/排氣節(jié)流程度時，排氣節(jié)流對進氣量、過量空氣系數(shù)、滯燃期和燃燒重心等的影響比進氣節(jié)流?。捎谂艢夤?jié)流造成的發(fā)動機壓差更大，泵氣損失也就更大．因此，排氣節(jié)流對發(fā)動機經濟性的影響更大．這主要是因為：進氣節(jié)流導致增壓壓力下降的同時排氣歧管壓力也會降低，但排氣節(jié)流造成增壓壓力降低的同時造成發(fā)動機排氣阻力增大，進而造成使排氣歧管壓力增大．因此，發(fā)動機壓差增大，對經濟性的影響也增大．

2.2 不同大氣壓力下進/排氣節(jié)流對SCR性能的影響

2.2.1 進/排氣節(jié)流對SCR入口溫度的影響

圖6為不同大氣壓力下進/排氣節(jié)流對SCR入口溫度的影響．不同大氣壓力下，隨著進氣壓降和排氣背壓增大，SCR入口溫度升高．在大氣壓力為80、90和100kPa下，進氣壓降每增加5kPa，SCR入口溫度平均升高分別為15.6、11.8和8.2K；排氣背壓每增加5kPa，SCR入口溫度平均升高分別為7.8、7.2和6.8K．這主要是由于：進/排氣節(jié)流造成缸內燃燒溫度升高，相應地排氣溫度也升高，因而SCR入口溫度升高．相比較而言，在進/排氣節(jié)流相同時，進氣節(jié)流對進氣量的影響更大，導致缸內氣體溫度升高幅度更大．因此，進氣節(jié)流對SCR入口溫度的影響更大．

圖6 進/排氣節(jié)流對SCR入口溫度的影響Fig.6 Effects of intake and exhaust throttling on temperature of SCR inlet

隨著大氣壓力降低，進氣量下降．因此，相同進/排氣節(jié)流時，隨著大氣壓力降低，SCR入口溫度升高．平原環(huán)境下，為了實現(xiàn)與高原環(huán)境(低大氣壓力)下相同的SCR入口溫度所需要的進氣壓降或排氣背壓增加值更大．如在大氣壓力為80kPa下無節(jié)流時，SCR入口溫度為500K．為了實現(xiàn)這一溫度，若采用進氣節(jié)流，在大氣壓力為90kPa和100kPa下的進氣壓降需要分別增加10kPa和25kPa左右；若采用排氣節(jié)流，在大氣壓力為90kPa下排氣背壓需要增加15kPa左右，而在大氣壓力為100kPa下，即使排氣背壓增加25kPa也無法達到．

2.2.2 進/排氣節(jié)流對SCR進/出口NOx排放的影響

圖7為不同大氣壓力下進/排氣節(jié)流對SCR進/出口NOx體積分數(shù)的影響．不同大氣壓力下，隨著進氣壓降和排氣背壓增大，SCR入口NOx體積分數(shù)升高．在大氣壓力為80、90和100kPa下，進氣壓降每增加5kPa，SCR入口NOx體積分數(shù)平均升高分別為21.4×10-6、20.6×10-6和19.4×10-6；排氣背壓每增加5kPa，SCR入口NOx體積分數(shù)平均升高分別為10.2×10-6、13.3×10-6和15.2×10-6．在相同進/排氣節(jié)流程度時，當大氣壓力從100kPa降低至90kPa時，SCR入口NOx體積分數(shù)平均增大62.2×10-6；當大氣壓力從90kPa降低至80kPa時，SCR入口NOx體積分數(shù)平均增大88.9×10-6．這主要是由于：雖然進/排氣節(jié)流以及大氣壓力降低導致發(fā)動機進氣量降低，過量空氣系數(shù)下降．但在試驗工況下發(fā)動機仍然具有較大的過量空氣系數(shù)，氧氣比較充分．而進氣量下降使得缸內燃燒溫度升高且高溫持續(xù)時間延長，促進了NOx的生成．因此，隨進/排氣節(jié)流程度增大和大氣壓力降低，SCR入口NOx體積分數(shù)增大．

圖7 進/排氣節(jié)流對SCR進/出口NOx排放的影響Fig.7 Effects of intake and exhaust throttling on NOx emission of SCR inlet and outlet

不同大氣壓力下，隨著進氣壓降和排氣背壓增大，SCR入口溫度逐漸增大，轉化效率提高(圖8)，因而SCR出口NOx體積分數(shù)逐漸降低．在相同進/排氣節(jié)流程度下，隨著大氣壓力降低，SCR入口溫度升高，SCR效率增大．因而隨著大氣壓力降低，SCR出口NOx排放降低．

圖8 進/排氣節(jié)流對SCR轉化效率與NH3溢流量的影響Fig.8 Effects of intake and exhaust throttling onSCR conversion efficiency and NH3 slip

2.2.3 進/排氣節(jié)流對SCR轉化效率與NH3溢流量的影響

圖8為不同大氣壓力下進/排氣節(jié)流對SCR轉化率和NH3溢流量的影響．隨著進氣壓降和排氣背壓增加，SCR轉化效率逐漸增大，NH3溢流量逐漸降低．隨著進氣壓降和排氣壓降增大，SCR轉化效率在SCR入口溫度為523K左右時出現(xiàn)拐點．這主要是由于：SCR轉化效率主要受溫度的影響，釩基SCR高效運行溫度范圍為523～723K[19]．當SCR入口溫度低于523K時，不同大氣壓力下SCR轉化效率隨進氣壓降和排氣背壓增大基本呈線性增加．在大氣壓力為80、90和100kPa下，進氣壓降每增加5kPa，SCR的NOx轉化效率平均提高分別為6.8%、7.8%和7.2%；進氣壓降每增加5kPa，SCR的NOx轉化效率平均提高分別為3.7%、5.0%和5.6%．當SCR入口溫度高于523K時，SCR轉化效率增加幅度減?。S著大氣壓力降低，SCR入口溫度升高，轉化效率增大．因此，高原環(huán)境下根據(jù)NOx排放控制需求，進/排氣節(jié)流程度降低以改善經濟性．

為保證獲得不同大氣壓力、不同排氣溫度時SCR的最大轉化效率，尿素噴射采用過量噴射策略，不同進氣壓降和排氣背壓時均有不小于80×10-6的NH3溢出．由于采用過量噴射，當SCR轉化效率較低時，參與反應的NH3少，排出的NH3增大．隨著SCR效率增大，參與反應的NH3多，相應地排出的NH3減少．因此，隨著進氣壓降和排氣背壓增大以及大氣壓力降低，SCR轉化效率增大，NH3溢流量降低．

綜合分析可知，不同大氣壓力下，進/排氣節(jié)流均能提高SCR入口溫度，進而改善SCR轉化效率，并且都會造成發(fā)動機經濟性惡化．但在相同進/排氣節(jié)流時，進氣節(jié)流改善SCR入口溫度和SCR轉化效率的效果更加良好，且對柴油機經濟性影響更?。虼?，綜合考慮柴油機經濟性和SCR轉化效率，建議首先采用進氣節(jié)流進行柴油機排氣熱管理．若進氣節(jié)流也無法達到目標的轉化效率，則需配合其他的排氣熱管理方式來提高排氣溫度．不同大氣壓力下，進氣節(jié)流程度需根據(jù)發(fā)動機經濟性、NOx排放控制需求和SCR轉化效率進行綜合優(yōu)化．

3 結論

(1) 不同大氣壓力下，采用進/排氣節(jié)流均會造成柴油機進氣量和過量空氣系數(shù)下降；不同大氣壓力下，與無進/排氣節(jié)流相比，進氣壓降和排氣背壓分別增大20kPa時，最大缸內壓力降低、最高瞬時放熱率增大，滯燃期延長，燃燒重心略微推遲，燃燒持續(xù)期縮短；相同進/排氣節(jié)流時，隨著大氣壓力降低，最大缸內壓力降低、最高瞬時放熱率增大，滯燃期延長，燃燒重心推遲，燃燒持續(xù)期縮短．

(2) 不同大氣壓力下，采用進/排氣節(jié)流均能提高SCR入口溫度，進而提高SCR的轉化效率；但會導致發(fā)動機壓差增大，進而造成柴油機經濟惡化；在大氣壓力為80、90和100kPa下，進氣壓降每增大5kPa，SCR入口溫度平均增加分別為15.6、11.8和8.2K；進氣壓降增加值大于5kPa時，進氣壓降每增大5kPa，BSFC平均增大分別為1.2、1.1和1.0g/(kW·h)；排氣背壓每增大5kPa，SCR入口溫度平均增大分別為7.8、7.2和6.8K，BSFC平均增大分別為2.6、2.5和2.4g/(kW·h)．(3) 與排氣節(jié)流相比，進氣節(jié)流提高SCR入口溫度和轉化效率的效果更明顯，同時對柴油機BSFC的影響更?。唤ㄗh優(yōu)先采用進氣節(jié)流進行排氣熱管理，同時隨著大氣壓力降低，進氣節(jié)流程度根據(jù)NOx排放和SCR轉化效率需求可適當下降，以改善高原環(huán)境下柴油機經濟性．