孫 平，劉 澤，劉少振，于秀敏，曹 智，楊 松

（1.吉林大學(xué)，汽車仿真與控制國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長(zhǎng)春 130022； 2.加拿大滑鐵盧大學(xué)工程學(xué)院，滑鐵盧 N2L 3G1）

前言

汽油機(jī)在暖機(jī)過(guò)程中的燃燒和排放特性一直以來(lái)都受到國(guó)內(nèi)外學(xué)者的廣泛關(guān)注。面對(duì)環(huán)境的污染和日益嚴(yán)苛的排放法規(guī)，研究人員對(duì)汽油機(jī)的暖機(jī)過(guò)程進(jìn)行了大量的研究以獲得良好的性能和較低的排放。燃料的噴射方式對(duì)燃燒和排放有顯著的影響，缸內(nèi)直噴（GDI）汽油機(jī)由于較高的充量系數(shù)和抗爆性能，與進(jìn)氣道噴射（PFI）汽油機(jī)相比，可提高燃油經(jīng)濟(jì)性（5% ～15%）和動(dòng)力性［1］，但 GDI發(fā)動(dòng)機(jī)有較高的顆粒物排放［2-4］，尤其是在暖機(jī)過(guò)程中，由于發(fā)動(dòng)機(jī)的溫度較低，此時(shí)的燃油蒸發(fā)霧化很差，大量的壁面油膜不能蒸發(fā)。研究表明，在汽油機(jī)暖機(jī)階段缸內(nèi)燃油混合極不均勻，容易在缸內(nèi)形成過(guò)濃和過(guò)稀區(qū)域，導(dǎo)致PN排放和HC排放急劇上升［5-11］。同時(shí)，研究表明，在整個(gè) NEDC測(cè)試循環(huán)中，排放物中60%～80%的HC、CO是在暖機(jī)過(guò)程中形成的［12-15］。PFI相對(duì)于GDI而言燃料具有充分的時(shí)間進(jìn)行蒸發(fā)和混合，均質(zhì)混合氣降低了缸內(nèi)形成過(guò)濃區(qū)的概率，減少尾氣污染物，特別是微粒排放，因此兩種噴射方式的結(jié)合對(duì)于汽油機(jī)暖機(jī)過(guò)程排放的降低具有潛在的意義。基于先前的調(diào)查和研究，關(guān)于復(fù)合噴射發(fā)動(dòng)機(jī)暖機(jī)過(guò)程復(fù)合噴射比例對(duì)燃燒和排放特性的研究報(bào)道很少。

本文中結(jié)合課題組試驗(yàn)基礎(chǔ)，基于一套自行搭建的復(fù)合噴射系統(tǒng)，在一臺(tái)火花點(diǎn)火發(fā)動(dòng)機(jī)上，探究了復(fù)合噴射噴油比對(duì)汽油機(jī)暖機(jī)過(guò)程的影響。在暖機(jī)過(guò)程中采用進(jìn)氣道噴射和缸內(nèi)直噴相結(jié)合的策略，使缸內(nèi)形成分層的混合氣，改善了汽油機(jī)暖機(jī)過(guò)程的燃燒性能和排放特性。

1 試驗(yàn)設(shè)備與方案

1.1 試驗(yàn)設(shè)備

選用一臺(tái)四缸水冷式復(fù)合噴射發(fā)動(dòng)機(jī)，該發(fā)動(dòng)機(jī)集成缸內(nèi)直噴／氣道噴射的噴射技術(shù)。發(fā)動(dòng)機(jī)具體參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)主要參數(shù)

圖1為發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架測(cè)試平臺(tái)整體布置圖。通過(guò)快速控制原型dSPACE搭建的發(fā)動(dòng)機(jī)控制系統(tǒng)，可實(shí)現(xiàn)缸內(nèi)直噴和進(jìn)氣道噴射各自以任意脈寬和時(shí)刻進(jìn)行噴射，具有較高的控制精度和靈活性；發(fā)動(dòng)機(jī)尾氣采集裝置為HORIBA MEXA-7100DEGR；測(cè)功機(jī)為CW160型電渦流測(cè)功機(jī)；顆粒物采集系統(tǒng)為DMS500，該設(shè)備可實(shí)現(xiàn)不同微粒直徑下的數(shù)量濃度和總的微粒數(shù)量濃度的測(cè)量。

圖1 試驗(yàn)臺(tái)架結(jié)構(gòu)布局示意圖

1.2 試驗(yàn)方案

本文中主要研究復(fù)合噴射模式下噴油比對(duì)汽油機(jī)暖機(jī)過(guò)程中燃燒和排放的影響。試驗(yàn)中固定暖機(jī)過(guò)程發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為1 000 r／min，直噴時(shí)刻為120°CA BTDC，通過(guò)試驗(yàn)前的預(yù)試驗(yàn)，確定在此工況下的最佳點(diǎn)火提前角為15°CA BTDC，如表2所示。試驗(yàn)過(guò)程中保證總油量不變，并通過(guò)調(diào)節(jié)節(jié)氣門開(kāi)度保證整個(gè)暖機(jī)過(guò)程過(guò)量空氣系數(shù)為1.0。設(shè)置噴油比（進(jìn)氣道噴油量與總噴油量的比值）分別為100%、80%、50%、20%、0，探究噴油比對(duì)汽油機(jī)暖機(jī)過(guò)程缸內(nèi)燃燒特性和排放特性的影響。

表2 試驗(yàn)方案

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 燃燒特性

圖2～圖4為噴油比對(duì)暖機(jī)過(guò)程缸內(nèi)壓力的影響，展示了低中高3種冷卻液溫度下不同噴油比對(duì)缸內(nèi)燃燒壓力的影響規(guī)律。可以看出，在特定的溫度下，隨著噴油比的增加，缸內(nèi)燃燒壓力先升高后降低，缸壓峰值相位先提前后滯后，壓力升高率先升高后下降。當(dāng)噴油比為80%時(shí)，缸壓曲線數(shù)值最高，相應(yīng)的峰值相位最早，燃燒定容度最高。在低中高3個(gè)冷卻液溫度下，80%的噴油比使缸壓峰值比純GDI時(shí)分別提高了49.1%、47.5%和44.5%。這說(shuō)明復(fù)合噴射在暖機(jī)初期對(duì)于缸壓的影響最大。圖5和圖6為噴油比對(duì)暖機(jī)過(guò)程缸內(nèi)壓力峰值及其相應(yīng)相位的影響規(guī)律。由圖可見(jiàn)，隨著冷卻液溫度的上升，缸內(nèi)燃燒壓力峰值逐漸升高，峰值相位也逐漸提前。

圖2 噴油比對(duì)暖機(jī)過(guò)程缸內(nèi)壓力的影響（30℃）

圖3 噴油比對(duì)暖機(jī)過(guò)程缸內(nèi)壓力的影響（60℃）

圖4 噴油比對(duì)暖機(jī)過(guò)程缸內(nèi)壓力的影響（80℃）

圖5 噴油比對(duì)暖機(jī)過(guò)程缸壓峰值的影響

圖6 噴油比對(duì)暖機(jī)過(guò)程缸壓峰值相位的影響

圖7 和圖8為噴油比對(duì)暖機(jī)過(guò)程放熱率峰值及其相位的影響規(guī)律?？梢钥闯觯瘷C(jī)時(shí)，放熱率隨噴油比的變化較大。隨著噴油比的增加，放熱率峰值先增加后降低，峰值相位先提前后滯后，當(dāng)噴油比為80%時(shí)，放熱率峰值最高，峰值相位最早。冷卻液溫度對(duì)瞬時(shí)放熱率和放熱率峰值也有較大的影響，隨著冷卻液溫度的上升，放熱率峰值逐漸上升，放熱率峰值相位逐漸提前；當(dāng)冷卻液溫度為80℃、噴油比為80%時(shí)，放熱率峰值最高。產(chǎn)生這一現(xiàn)象的主要原因是在暖機(jī)過(guò)程中，燃燒室和進(jìn)氣歧管溫度都比較低，噴油比為100%的進(jìn)氣道噴射模式，容易在進(jìn)氣道壁和氣缸壁面形成油膜，大量的燃料不能有效地參與燃燒，釋放的化學(xué)能較少，燃燒不完全，燃燒速率較慢，放熱過(guò)程不集中；噴油比為0即缸內(nèi)直噴模式時(shí)，全部燃料在相同的噴射時(shí)刻噴入燃燒室內(nèi)，直噴脈寬增加，燃油貫穿距離增加，燃油碰壁嚴(yán)重，且燃料的混合蒸發(fā)時(shí)間更短，放熱率峰值低，峰值相位滯后。當(dāng)適量地增加噴油比時(shí)，可使混合氣在火花塞周圍形成易于點(diǎn)燃的混合氣濃度梯度，燃燒性能變好。與50%的噴油比相比，80%的噴油比能形成更好的分層混合氣，放熱峰值最高，峰值相位最靠前。另外，隨著冷卻液溫度上升，進(jìn)氣道壁面和氣缸壁面溫度上升，促進(jìn)燃油的蒸發(fā)和霧化，油膜明顯減少，燃料燃燒更完全，放熱率峰值提高，燃料的燃燒速度更快，峰值相位提前。

圖7 噴油比對(duì)暖機(jī)過(guò)程放熱率峰值的影響

圖8 噴油比對(duì)暖機(jī)過(guò)程放熱率峰值相位的影響

2.2 排放特性

圖9 為不同的噴油比下THC隨冷卻液溫度的變化規(guī)律。首先可以看出，THC的瞬時(shí)排放量隨冷卻液溫度的上升迅速下降，而隨噴油比的降低呈現(xiàn)先減后增的趨勢(shì)；當(dāng)噴油比為80%時(shí)，THC排放都較低，與純直噴模式相比，平均下降了14.5%。THC排放隨著冷卻液溫度的上升而下降的原因是：首先在暖機(jī)過(guò)程的初始階段，由于冷卻液溫度較低，燃燒室壁面向冷卻液的傳熱損失較大，缸內(nèi)整體燃燒溫度較低，進(jìn)入缸內(nèi)的混合氣容易產(chǎn)生濕壁現(xiàn)象，附著在氣缸壁面和活塞頂部形成油膜，由于油膜的吸附和解吸作用，會(huì)在主燃燒期結(jié)束后，部分燃油會(huì)被釋放；另外，缸內(nèi)溫度較低，混合氣的蒸發(fā)霧化水平差，很難形成均勻的混合氣，導(dǎo)致燃燒很差，部分混合氣未能完全燃燒，以未燃HC的形式排出缸外；再次，燃燒室壁面溫度較低，火焰前鋒在傳播過(guò)程中，遇到較冷的壁面而導(dǎo)致火焰淬熄，也使燃燒室壁面附近的可燃混合氣未能有效燃燒。隨著暖機(jī)過(guò)程的進(jìn)行，冷卻液溫度逐漸上升，氣缸與冷卻液的傳熱損失降低，燃燒室溫度提高，壁面淬熄現(xiàn)象減弱，燃油的蒸發(fā)和霧化能力加強(qiáng)，燃油燃燒更加充分，油膜的吸附和解吸作用減弱。因此，隨著冷卻液溫度的提高，THC排放迅速下降。

圖9 噴油比對(duì)暖機(jī)過(guò)程THC排放的影響

暖機(jī)過(guò)程中，隨著噴油比的降低，THC排放先減后增的原因是：當(dāng)噴油比為100%時(shí)，全部的燃料由進(jìn)氣道噴射供給，在暖機(jī)初期進(jìn)氣道溫度和氣缸溫度都很低，會(huì)在進(jìn)氣道內(nèi)表面和進(jìn)氣閥背面形成大量的油膜，這些過(guò)早進(jìn)入氣缸的混合氣，由于氣缸溫度低，濕壁現(xiàn)象嚴(yán)重，這些油膜不能正常燃燒，在主燃燒期結(jié)束后，由于油膜的解吸作用，將部分燃料釋放到燃燒室中，以THC的形式排出缸外；隨著噴油比的降低，進(jìn)氣道燃油的噴射量，以至進(jìn)氣道內(nèi)表面和進(jìn)氣閥背面的油膜都減少，同時(shí)缸內(nèi)直噴油量的相應(yīng)增加，促進(jìn)分層混合氣的形成，在缸內(nèi)形成更好的混合氣濃度梯度，改善燃燒狀態(tài)，導(dǎo)致THC排放降低。但隨著噴油比繼續(xù)降低，缸內(nèi)直噴油量增加，噴油脈寬變長(zhǎng)，燃油噴射貫穿距離增加，導(dǎo)致燃油的撞壁現(xiàn)象嚴(yán)重，形成大量的油膜。另外，過(guò)分增加直噴的噴油比例，會(huì)縮短燃油的混合時(shí)間，形成局部過(guò)濃區(qū)域，使THC排放回升。因此隨著噴油比的降低，THC排放呈先減后增的趨勢(shì)。

圖10為噴油比對(duì)暖機(jī)過(guò)程N(yùn)Ox排放的影響規(guī)律。可以看出，NOx排放量隨冷卻液溫度的升高逐漸升高，而隨噴油比的增加呈現(xiàn)先升后降的趨勢(shì)，在噴油比為80%時(shí)，NOx排放量最高。

圖10 噴油比對(duì)暖機(jī)過(guò)程N(yùn)O x排放的影響

NOx瞬時(shí)排放量隨水溫的上升而逐漸上升的主要原因是：首先，NOx產(chǎn)生條件為高溫、富氧和反應(yīng)時(shí)間，在發(fā)動(dòng)機(jī)剛起動(dòng)后的初始階段，冷卻液溫度還處于較低水平，燃燒室壁面向冷卻液的傳熱損失比較大，導(dǎo)致缸內(nèi)溫度較低，不利于NOx的生成；隨著暖機(jī)時(shí)間的延長(zhǎng)，冷卻液溫度逐漸上升，燃燒室壁面向冷卻液的傳熱損失減少，使缸內(nèi)溫度升高，導(dǎo)致NOx排放增加。

NOx瞬時(shí)排放量隨噴油比的增加先升后降的原因是：隨著噴油比的增加，缸內(nèi)燃燒壓力和放熱率峰值都呈現(xiàn)先升后降的趨勢(shì)（見(jiàn)圖5和圖7），當(dāng)噴油比為80%時(shí)，缸內(nèi)燃燒壓力和放熱率峰值以致缸內(nèi)溫度都最高，導(dǎo)致NOx排放也最多，與純直噴模式相比，平均增多56.6%。當(dāng)噴油比進(jìn)一步增加，缸內(nèi)燃燒壓力和放熱率峰值以及缸內(nèi)溫度都下降，導(dǎo)致NOx排放減少。

圖11為不同噴油比下冷卻液溫度對(duì)暖機(jī)過(guò)程CO排放的影響。隨著暖機(jī)過(guò)程的進(jìn)行，伴隨著冷卻液溫度的上升，CO排放持續(xù)降低。這是因?yàn)?，冷卻液溫度上升，發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒效果改善，燃燒效率提高，CO生成量減少。同時(shí)，較高的缸內(nèi)溫度也有利于CO在排氣中進(jìn)一步被氧化，而降低CO排放。而隨著噴油比的增加，CO排放量先減后增。當(dāng)噴油比為80%時(shí)，CO排放量最低。這說(shuō)明復(fù)合噴射的方式較傳統(tǒng)的PFI和GDI方式可實(shí)現(xiàn)CO排放量的降低。在整個(gè)暖機(jī)過(guò)程中CO排放量最低的噴油比為80%時(shí)，復(fù)合噴射的CO排放量比純GDI模式平均降低了27.1%，特別是在暖機(jī)初期（冷卻液溫度為30、40、50℃），CO排放量的平均降幅達(dá)34.1%。在純GDI模式下，大量燃油直噴進(jìn)入缸內(nèi)，導(dǎo)致不能及時(shí)霧化蒸發(fā)，燃油與空氣不能充分混合而出現(xiàn)的局部過(guò)濃區(qū)使得燃燒不完全，從而導(dǎo)致整個(gè)暖機(jī)過(guò)程中CO排放量最高。

圖11 噴油比對(duì)暖機(jī)過(guò)程CO排放的影響

圖12 ～圖17為在不同冷卻液溫度下微粒的粒徑分布隨噴油比的變化規(guī)律。由圖可見(jiàn)：當(dāng)冷卻液溫度為30～50℃時(shí)，粒徑分布呈現(xiàn)核膜態(tài)和積聚態(tài)雙峰分布（盡管次峰不很明顯）；冷卻液溫度為60～80℃時(shí)，粒徑分布呈現(xiàn)為核膜態(tài)單峰分布。分析原因可知，冷卻液溫度在較低（30～50℃）時(shí)，燃油霧化蒸發(fā)不良，缸內(nèi)存在局部過(guò)濃區(qū)使部分未燃燃油隨廢氣排出，從而形成了大粒徑的積聚態(tài)微粒；隨著暖機(jī)過(guò)程的延續(xù)，冷卻液溫度升高（60～80℃）后，缸內(nèi)溫度上升，燃料充分霧化混合，燃燒更加完全，也更有利于微粒的進(jìn)一步氧化，因此微粒分布呈小粒徑的核膜態(tài)微粒的單峰分布。隨著冷卻液溫度的上升，微粒數(shù)量濃度（主要集中在核膜態(tài)）峰值逐漸下降，且逐漸向小粒徑方向移動(dòng)；至于噴油比，主要影響核膜態(tài)微粒的數(shù)量，對(duì)積聚態(tài)微粒的影響不明顯。冷卻液溫度一定時(shí)，隨著噴油比的增加，微粒數(shù)量濃度曲線的變化呈先降后升的趨勢(shì)，而其峰值位置先左移（移向小粒徑）后右移（移向大粒徑）。噴油比為80%時(shí)，曲線處在最低位置，其峰值對(duì)應(yīng)的粒徑最小。

圖12 噴油比對(duì)暖機(jī)過(guò)程粒徑分布的影響（30℃）

圖13 噴油比對(duì)暖機(jī)過(guò)程粒徑分布的影響（40℃）

圖14 噴油比對(duì)暖機(jī)過(guò)程粒徑分布的影響（50℃）

圖15 噴油比對(duì)暖機(jī)過(guò)程粒徑分布的影響（60℃）

圖16 噴油比對(duì)暖機(jī)過(guò)程粒徑分布的影響（70℃）

圖17 噴油比對(duì)暖機(jī)過(guò)程粒徑分布的影響（80℃）

圖18 和圖19為不同噴油比下核膜態(tài)和積聚態(tài)微粒濃度隨冷卻液溫度的變化圖?？梢钥闯觯涸诶鋮s液溫度為30～60℃時(shí)，核膜態(tài)微粒濃度和積聚態(tài)微粒濃度都隨著噴油比的降低呈先減后增的趨勢(shì)，核膜態(tài)微粒排放在噴油比為80%時(shí)最少，積聚態(tài)微粒在噴油比為50%時(shí)最少；在冷卻液溫度為70～80℃時(shí)，核膜態(tài)和積聚態(tài)微粒皆隨噴油比的下降而增加。

圖18 噴油比和冷卻液溫度對(duì)核膜態(tài)微粒排放的影響

在暖機(jī)初期，冷卻水溫度較低，缸內(nèi)溫度和進(jìn)氣溫度都比較低，同時(shí)缸體與外界的傳熱損失大，這些條件都不利于燃油的霧化蒸發(fā)，導(dǎo)致燃油燃燒不完全，造成未然HC、芳香烴和燃油小液滴破裂等增多，燃油的裂解和吸附造成了在這個(gè)階段核膜態(tài)微粒和積聚態(tài)微粒明顯高于暖機(jī)后期。當(dāng)冷卻水溫升高后，水溫對(duì)微粒的影響要高于噴油比的影響，特別是大噴油比時(shí)。但在小噴油比時(shí)，大量燃油直噴進(jìn)入缸內(nèi)后，燃油撞壁、霧化蒸發(fā)不完全和燃燒不完全等因素使兩種形態(tài)的微粒數(shù)量上升。

圖19 噴油比和冷卻液溫度對(duì)積聚態(tài)微粒排放的影響

圖20 為噴油比對(duì)暖機(jī)過(guò)程總微粒數(shù)量濃度的影響規(guī)律。可以看出：微?？倲?shù)量隨著冷卻液溫度的上升而減少；隨著噴油比的增加，顆粒物總數(shù)量排放呈現(xiàn)先減后增的趨勢(shì)，在噴油比為80%時(shí)，微?？倲?shù)量排放最低，在冷卻液溫度到達(dá)70℃以后，顆粒物數(shù)量排放很低，并趨于穩(wěn)定。整個(gè)暖機(jī)過(guò)程中，純直噴時(shí)顆粒物數(shù)量排放始終最高，在暖機(jī)前期，其總數(shù)量排放為噴油比為80%時(shí)的4～5倍，即使冷卻液溫度到達(dá)70℃后，微?？倲?shù)量排放仍維持一定的水平。

圖20 噴油比對(duì)暖機(jī)過(guò)程總微粒數(shù)量濃度的影響

隨著冷卻液溫度的上升，微粒總數(shù)量濃度迅速下降，說(shuō)明冷卻液溫度對(duì)微粒數(shù)量的影響顯著。暖機(jī)初期，由于發(fā)動(dòng)機(jī)處于低溫階段，無(wú)論噴油比多少，燃油的霧化蒸發(fā)效果差，缸內(nèi)形成局部過(guò)濃區(qū)，燃料的燃燒不完全產(chǎn)生未然HC，微小液滴的形成，還有起機(jī)階段轉(zhuǎn)速小，氣流活動(dòng)較弱等原因，都將導(dǎo)致微粒排放的增加。

至于隨著噴油比的降低，顆粒物總數(shù)量排放先減后增原因是：首先，噴油比的降低，會(huì)減少進(jìn)氣道燃料的噴射量，在100%的噴油比時(shí)，燃料全部由進(jìn)氣道噴射供給，在暖機(jī)過(guò)程進(jìn)氣歧管和燃燒室壁面的溫度都比較低，容易形成濕壁現(xiàn)象，形成油膜；隨著噴油比的降低，進(jìn)氣道燃料的噴射量和濕壁現(xiàn)象減少，而相應(yīng)增加的缸內(nèi)直噴有利于分層混合氣的形成和火焰前鋒的傳播，促進(jìn)燃料的充分燃燒，因而顆粒物數(shù)量排放降低。隨著噴油比的繼續(xù)下降，缸內(nèi)直噴的燃油量增加，噴射時(shí)間延長(zhǎng)，隨著活塞向上止點(diǎn)的推移，大量的燃油將直接撞擊到活塞頂和燃燒室壁面，并且由于燃料的混合時(shí)間較短，混合氣中氧氣成分迅速降低，也促進(jìn)了局部過(guò)濃區(qū)域的形成，導(dǎo)致顆粒物數(shù)量排放迅速增加。因此，顆粒物數(shù)量排放隨著噴油比的降低呈現(xiàn)先減后增的趨勢(shì)。

3 結(jié)論

本文中在一臺(tái)GDI發(fā)動(dòng)機(jī)上增加了PFI噴射裝置，開(kāi)發(fā)了一套實(shí)時(shí)控制的復(fù)合噴射平臺(tái)，并基于此進(jìn)行了試驗(yàn)。探究了噴油比和冷卻水溫度對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)暖機(jī)過(guò)程中燃燒和排放的影響，得出了如下主要結(jié)論。

（1）汽油機(jī)暖機(jī)過(guò)程冷卻液溫度對(duì)燃燒和排放影響很大。冷卻液溫度從30上升至80℃時(shí)，燃燒和排放逐漸得到改善?？s短發(fā)動(dòng)機(jī)暖機(jī)過(guò)程溫升時(shí)間是降低汽油機(jī)暖機(jī)過(guò)程排放的重要舉措。噴油比為80%時(shí)，缸壓曲線最高，其峰值最靠近上止點(diǎn)，與純GDI相比，在暖機(jī)過(guò)程中缸壓峰值最多可提高49.1%，效果顯著。

（2）對(duì)于尾氣排放，隨著噴油比的降低，HC和CO排放先減后增，在噴油比為80%時(shí)排放最低。然而，隨著噴油比的降低，NOx的排放先增后減。在噴油比為80%時(shí)達(dá)到最高。隨著暖機(jī)過(guò)程的進(jìn)行，冷卻水溫的增加，HC和 CO持續(xù)減少，NOx持續(xù)增加。

（3）噴油比和冷卻液溫度對(duì)粒徑分布的影響具有一定的耦合關(guān)系，隨著冷卻液溫度從30上升至80℃，核膜態(tài)微粒和積聚態(tài)微粒迅速下降，在暖機(jī)過(guò)程初期（水溫30～60℃），核膜態(tài)微粒和積聚態(tài)微粒隨缸內(nèi)噴油比的增加呈現(xiàn)先減后增的趨勢(shì)，分別在噴油比為80%和50%時(shí)最低?？偟奈⒘?shù)量在80%時(shí)達(dá)到最低。微粒中核膜態(tài)微粒占主導(dǎo)。