柴油機純氧燃燒過程及缸內(nèi)噴水影響的模擬研究

康 哲，陳思遠(yuǎn)，鄧 俊，吳志軍

（1.重慶大學(xué)汽車工程學(xué)院，重慶400044；2.重慶大學(xué) 機械傳動國家重點實驗室，重慶 400044；3上汽大眾動力總成有限公司質(zhì)量部，上海201807；4.同濟大學(xué)汽車學(xué)院，上海201804）

作為我國國民經(jīng)濟的支柱產(chǎn)業(yè)之一，在可預(yù)期的時間范圍內(nèi)，汽車產(chǎn)業(yè)都將使用內(nèi)燃機作為其主要動力源［1］，而內(nèi)燃機工作所帶來的能源消耗與環(huán)境污染問題，已受到我國政府及行業(yè)協(xié)會的高度重視，并提出了大力發(fā)展節(jié)能汽車技術(shù)來解決上述問題［2］。

為應(yīng)對當(dāng)前汽車動力源所面臨的節(jié)能減排壓力，內(nèi)燃蘭金循環(huán)（internal combustion Rankine cycle，ICRC）概念應(yīng)運而生［3］。ICRC采用O2代替空氣作為助燃劑，排除N2參與燃燒反應(yīng)，從而避免NOx生成。其排放廢氣中只包含CO2和水，將該廢氣通過冷凝器分離，分別進行回收、存儲，即可實現(xiàn)超低排放燃燒［4-6］。

柴油機燃燒主要受燃料物理及化學(xué)特性控制［7］。柴油噴霧霧化蒸發(fā)及滯燃期是柴油機燃燒過程中的重要過程，對燃料燃燒過程存在重要影響［8］。同時，燃料自身物理化學(xué)特性、進氣壓力、廢氣再循環(huán)（exhaust gas recirculation，EGR）等邊界條件的變化會影響到滯燃期內(nèi)的反應(yīng)速率，間接影響到燃燒過程，采用這些間接方法可以起到調(diào)整、控制燃燒過程的作用［9］。

與此同時，采用缸內(nèi)噴水技術(shù)在內(nèi)燃機工作過程中向缸內(nèi)噴水，通過噴入缸內(nèi)的水吸收燃燒放熱、降低缸內(nèi)溫度，可對缸內(nèi)燃燒過程進行直接干預(yù)，實現(xiàn)燃燒速率的控制與優(yōu)化［10-11］。同時，噴入缸內(nèi)的水相變膨脹，推動活塞做功，實現(xiàn)熱效率進一步提升［12］。通過尾氣對噴入缸內(nèi)的水進行預(yù)加熱，可實現(xiàn)廢氣能量回收，增加進入缸內(nèi)水的能量，加快水的蒸發(fā)速率［13］。

通過已開展的點燃式ICRC發(fā)動機試驗研究發(fā)現(xiàn)，由缸內(nèi)混合氣自燃導(dǎo)致的爆震等非正常燃燒現(xiàn)象，極大地制約了ICRC熱效率的優(yōu)化能力［14］，為解決上述問題，進一步提升ICRC發(fā)動機熱效率，本文提出以柴油機擴散燃燒模式為基礎(chǔ)，研究純氧環(huán)境及缸內(nèi)噴水對柴油機燃燒過程、循環(huán)效率的影響，針對壓燃式ICRC概念展開前期模擬研究，為后續(xù)壓燃式ICRC發(fā)動機試驗提供基礎(chǔ)與優(yōu)化方向。

1 試驗臺架簡介

純氧燃燒柴油機及壓燃式ICRC發(fā)動機試驗臺架基于一套雙缸水冷機械泵柴油機改造而來，其具體參數(shù)如表1所示，主要由燃油供給系統(tǒng)、進氣供給系統(tǒng)、高溫高壓水供給系統(tǒng)、原型機、電子控制及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)等設(shè)備組成。

表1 發(fā)動機技術(shù)參數(shù)Tab.1 Engine Specification

圖1為ICRC發(fā)動機試驗臺架示意圖。

通過高壓油泵及高壓共軌建立60～180 MPa可調(diào)的噴油壓力，以滿足通過缸內(nèi)燃油噴霧實現(xiàn)擴散燃燒的要求。試驗研究在第一缸展開，進排氣系統(tǒng)與第二缸分離，并在第一缸缸蓋上進行缸壓傳感器與缸內(nèi)噴水器的安裝，實現(xiàn)缸內(nèi)壓力的采集以及缸內(nèi)高溫高壓水供給。利用電加熱模塊模擬尾氣能量回收裝置，實現(xiàn)對高壓水的加熱，在缸內(nèi)噴水連續(xù)工作的工況下可實現(xiàn)最高160°C的加熱能力，通過溫控器進行PID（比例/積分/微分）控制，保證試驗中噴水溫度的準(zhǔn)確、穩(wěn)定。

由于純氧氛圍下柴油機缸內(nèi)混合氣的燃燒速率較快，控制難度較高［15］，本試驗采用O2/CO2混合氣來模擬EGR。進氣系統(tǒng)由高壓氧氣及二氧化碳?xì)馄?、減壓閥、氣體流量計、節(jié)流閥、球閥、預(yù)混穩(wěn)壓腔、壓力調(diào)節(jié)器及低壓氣體管路構(gòu)成，可實現(xiàn)O2/CO2混合氣體積分?jǐn)?shù)靈活可變。為定量描述進氣中的氧含量，引入氧分?jǐn)?shù)變量（oxygen fraction，OF），其定義為進氣成分中氧氣的體積分?jǐn)?shù)，即

圖1 ICRC發(fā)動機試驗臺架系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of ICRC engine test bench

使用美國國家儀器公司的CompactRIO高速控制器、PCI-6250高速采集卡與LabVIEW軟件，開發(fā)了ICRC實時控制以及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，實現(xiàn)發(fā)動機參數(shù)和噴水過程的實時在線調(diào)節(jié)以及接收參數(shù)的實時顯示。

2 計算模型搭建及模型驗證

本文采用CATIA建立表面幾何模型，在完成面文件處理后導(dǎo)入Hypermesh生成面網(wǎng)格，并進行幾何清理與壞點去除，隨后導(dǎo)入基于較詳細(xì)化學(xué)機理的三維CFD軟件Converge進行計算模型搭建。圖2為搭建完成的上止點處仿真計算模型。

圖2 仿真計算模型Fig.2 Computational model

對導(dǎo)入Converge內(nèi)的幾何模型，需要通過拆解組合完成邊界條件和初始條件定義，模型包含下屬9個子系統(tǒng)：進氣口、排氣口、進氣道、排氣道、進氣門、排氣門、氣缸、活塞和缸蓋。在模型中根據(jù)原機噴嘴位置添加噴油噴嘴和噴水噴嘴及相關(guān)噴油、噴水噴射參數(shù)。以柴油機十六烷值與蒸發(fā)能力為依據(jù)，選擇與其物理特性相近的C12H26作為柴油燃料的替代物。與此同時，針對本文所開展的高體積分?jǐn)?shù)CO2/O2/H2O氛圍，以Zeuch等［16］發(fā)布的包含47種組分和468步反應(yīng)的正庚烷氧化簡化機理作為仿真模擬計算的化學(xué)動力學(xué)機理文件，并考慮CO2/O2/H2O在各溫度、壓力范圍內(nèi)的詳細(xì)熱力學(xué)特性變化，以充分保證仿真結(jié)果的精度和可靠。

圖3和圖4分別為純氧燃燒未噴水工況、噴水工況下缸內(nèi)壓力仿真結(jié)果和試驗數(shù)據(jù)的對比。對于未噴水工況，壓縮沖程模擬計算結(jié)果缸壓升高率略高于試驗缸壓率，做功沖程的壓力曲線與試驗數(shù)據(jù)高度重合，仿真模型中的缸內(nèi)最高爆發(fā)壓力為7.40 MPa，與試驗數(shù)據(jù)7.18 MPa相比，誤差為3.1%。對于噴水工況，壓縮行程缸內(nèi)壓力與未噴水工況保持一致，且燃燒過程的缸內(nèi)壓力也保持高度一致，模擬計算的缸內(nèi)最高爆發(fā)壓力為7.44 MPa，試驗中最大壓力值為7.37 MPa，誤差為1.1%，在壓縮行程與膨脹做功行程中，壓力曲線的重合度較高，能較好地模擬缸內(nèi)實際燃燒情況。

圖3 純氧燃燒未噴水工況模型驗證Fig.3 Model verification under oxy-fuel condition without water injection

圖4 純氧燃燒噴水工況模型驗證Fig.4 Model verification under oxy-fuel condition with water injection

綜上所述，仿真計算結(jié)果與試驗結(jié)果的缸壓曲線對比誤差較小，同時，兩者揭示的缸內(nèi)壓力變化趨勢具有較高的一致性，可認(rèn)為仿真模型與實際工況結(jié)果很接近，模擬結(jié)果對于實際工況具有指導(dǎo)意義。表2為試驗和模擬設(shè)計參數(shù)。

3 計算結(jié)果及分析

3.1 進氣氧體積分?jǐn)?shù)對純氧燃燒的影響

進氣氧體積分?jǐn)?shù)對燃料燃燒存在重要的影響［17］。在柴油機富氧條件下，燃料的滯燃期縮短，燃燒速度加快，直接影響發(fā)動機的缸內(nèi)熱氛圍。

表2 試驗與模擬設(shè)計參數(shù)Tab.2 Experiment and simulation parameters

在定量分析進氣氧體積分?jǐn)?shù)對純氧燃燒柴油機的影響過程中，設(shè)置仿真計算參數(shù)條件如下：發(fā)動機轉(zhuǎn)速為1 200 r·min-1，噴油量為40 mg，未噴水工況，進氣氧體積分?jǐn)?shù)分別為100%（OF100）、80%（OF80）、70%（OF70），對比分析不同氧體積分?jǐn)?shù)下柴油純氧燃燒的燃燒特性。

3.1.1 進氣氧體積分?jǐn)?shù)對缸內(nèi)壓力和溫度的影響

圖5為不同氧體積分?jǐn)?shù)下的缸內(nèi)壓力對比。從缸內(nèi)組份的物理性質(zhì)來看，O2比熱容低于CO2，隨著O2含量的增加，混合氣比熱容降低，在外界壓縮做功相同的情況下，缸內(nèi)混合氣比熱容降低的工況缸內(nèi)溫度升高。壓縮行程階段，純氧工況下缸內(nèi)溫度最高，OF70工況缸內(nèi)溫度最低。

圖5 不同氧體積分?jǐn)?shù)下的缸內(nèi)壓力Fig.5 In-cylinder pressure at different intake oxygen fractions

因此，隨著氧氣體積分?jǐn)?shù)的增加，壓縮結(jié)束后缸內(nèi)溫度提高，直接導(dǎo)致了燃燒時刻的提前。純氧工況下，缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力相位為6°CA ATDC，缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力為8.36 MPa；OF80工況下，缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力相位為7°CA ATDC，缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力為7.76 MPa；OF70工況下，缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力相位為8°CA ATDC，缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力為7.40 MPa。

圖6為不同氧體積分?jǐn)?shù)下缸內(nèi)溫度對比。從進氣行程開始，由于O2比熱容低于CO2，隨著O2含量的增加，混合氣比熱容降低，壓縮行程的純氧工況下缸內(nèi)溫度最高，OF70工況下壓縮段溫度最低。純氧工況下低溫反應(yīng)得到促進［17］，但是由于燃燒反應(yīng)發(fā)生在上止點之前，導(dǎo)致放熱率峰值較低，而較低的氧體積分?jǐn)?shù)下放熱率峰值相位后移，燃燒在上止點之后，峰值反而更高，說明氧體積分?jǐn)?shù)對于燃料的化學(xué)反應(yīng)具有強烈促進作用。OF100氧體積分?jǐn)?shù)下，缸內(nèi)最高溫度為1 960 K，氧體積分?jǐn)?shù)下降為OF80時，缸內(nèi)最高溫度為1 880 K，OF70時最高溫度為1 830 K。總之，隨著進氣氧體積分?jǐn)?shù)的上升，混合氣比熱容降低，缸內(nèi)溫度較高，缸內(nèi)最高溫度峰值增大，燃燒相位提前。

圖6 不同氧體積分?jǐn)?shù)下的缸內(nèi)溫度Fig.6 In-cylinder temperature at different intake oxygen fractions

3.1.2 進氣氧體積分?jǐn)?shù)對缸內(nèi)氣流特性的影響

燃料燃燒過程是湍流流動與燃料燃燒互相影響和作用的復(fù)雜過程。燃燒改變了缸內(nèi)流體溫度，產(chǎn)生密度梯度，并且改變流體物性參數(shù)，影響缸內(nèi)湍流流動［18］。同時，湍流流動影響燃料與助燃工質(zhì)的混合狀況，影響燃燒過程化學(xué)反應(yīng)速率［19］。

湍動能（turbulent kinetic energy，TKE）反映缸內(nèi)湍流運動的強弱，TKE越大說明缸內(nèi)湍流運動越劇烈，更有利于缸內(nèi)混合氣的形成和擴散。圖7為不同氧體積分?jǐn)?shù)下的TKE對比。從圖7中可以看到，燃料噴射時刻的缸內(nèi)溫度較低，該溫度主要由進氣成分的比熱容決定，純氧工況下缸內(nèi)溫度和壓力較高，低溫反應(yīng)劇烈，使得缸內(nèi)TKE迅速上升。隨著氧體積分?jǐn)?shù)的降低，低溫反應(yīng)逐漸受到抑制，TKE減小。在純氧工況下，缸內(nèi)溫度較高，反應(yīng)速率較快，促進湍流形成，缸內(nèi)TKE峰值最高。進氣氧體積分?jǐn)?shù)的提升有利于缸內(nèi)混合氣的形成和擴散，燃燒反應(yīng)速率加快，反過來促進缸內(nèi)氣流實現(xiàn)更高的湍流速度，提高了缸內(nèi)壓力和溫度的升高率。

圖7 不同進氣氧體積分?jǐn)?shù)下的湍動能Fig.7 In-cylinder TKE at different intake oxygen fractions

圖8 為不同進氣氧體積分?jǐn)?shù)下缸內(nèi)湍流速度分布。該數(shù)據(jù)可直觀反映進氣氧體積分?jǐn)?shù)變化對氣流特性的影響。在－5°CA ATDC時，燃料剛進入氣缸內(nèi)，此時純氧工況下低溫反應(yīng)劇烈，缸內(nèi)速度場湍流速度較大，且湍流擴散區(qū)域較廣。

圖8 不同氧體積分?jǐn)?shù)下的湍流速度分布Fig.8 In-cylinder TKE distribution at different inake oxygen fractions

當(dāng)曲軸轉(zhuǎn)角到達(dá)上止點時，純氧工況下反應(yīng)速率較快，在缸壁附近由于燃燒反應(yīng)出現(xiàn)湍流速度峰值區(qū)域，同時，湍流擴散至整個缸內(nèi)，而隨著氧體積分?jǐn)?shù)的降低，反應(yīng)速率降低，燃燒相位推遲，缸內(nèi)KTE減小，湍流發(fā)展變緩。在5°CA ATDC時刻，缸內(nèi)湍流開始減弱，在氧體積分?jǐn)?shù)較高的工況下，缸內(nèi)氣流運動更加強烈。

由此可得，隨著曲軸轉(zhuǎn)角的發(fā)展，湍流在缸內(nèi)呈現(xiàn)由中心向四周發(fā)展的趨勢，在火焰鋒面區(qū)域湍流達(dá)到峰值，氧體積分?jǐn)?shù)越高，湍流發(fā)展越迅速，燃燒相位提前。燃燒反作用于湍流，燃燒越劇烈，湍流在火焰鋒面區(qū)域的速率越快。

3.1.3 進氣氧體積分?jǐn)?shù)對缸內(nèi)組份的影響

圖9為缸內(nèi)氧體積分?jǐn)?shù)場的分布。在－5°CA ATDC時刻，燃料剛進入缸內(nèi)，體積分?jǐn)?shù)場分布幾乎一樣。主要原因是此時缸內(nèi)湍流速度不大，體積分?jǐn)?shù)場主要受到噴霧霧化能力影響。隨著曲軸轉(zhuǎn)角的變化，在上止點時刻，純氧工況下，缸內(nèi)燃料在燃燒室內(nèi)分布較廣，氧體積分?jǐn)?shù)的下降，減弱了燃料的擴散。因為在純氧工況下，低溫反應(yīng)劇烈，缸內(nèi)速度場湍流速度較大，氣流運動擴散較快，使得燃料能夠迅速擴散到缸內(nèi)，有利于混合氣的形成，使得燃燒更加充分，燃燒相位前移。

圖9 不同氧體積分?jǐn)?shù)下缸內(nèi)當(dāng)量比的分布Fig.9 In-cylinder equivalence ratio distribution at different oxygen fractions

3.2 噴水過程對純氧燃燒過程的影響

在上止點附近缸內(nèi)工質(zhì)燃燒時向缸內(nèi)噴入高溫高壓水，通過制定的噴水策略影響并調(diào)節(jié)缸內(nèi)燃燒。在對點燃式發(fā)動機缸內(nèi)噴水的研究中發(fā)現(xiàn)，在上止點附近向缸內(nèi)噴水對缸內(nèi)溫度場的控制效果明顯，同時改善指示熱效率效果顯著［10，20-21］。將計算邊界條件設(shè)定為發(fā)動機轉(zhuǎn)速1 200 r·min-1，進氣氧體積分?jǐn)?shù)70%，壓縮比17∶1，噴油質(zhì)量40 mg。在此基礎(chǔ)上，調(diào)整噴水噴嘴的參數(shù)，選定噴水溫度為160℃，噴水壓力為35 MPa，噴水質(zhì)量為60 mg，對比分析缸內(nèi)高溫高壓水噴射過程對純氧燃燒柴油機缸內(nèi)燃燒過程與性能的的影響。

3.2.1 噴水過程對缸內(nèi)壓力和溫度的影響

圖10為噴水工況和未噴水工況下缸內(nèi)壓力的對比圖。由圖10可知，當(dāng)噴水質(zhì)量為60 mg時，缸內(nèi)峰值壓力相位出現(xiàn)在7°CA ATDC，其峰值為7.440 MPa，與未噴水工況相比，缸內(nèi)壓力峰值提高約0.044 MPa，峰值相位保持不變。

圖10 噴水過程對缸內(nèi)壓力的影響Fig.10 Effect of direct water injection on in-cylinder pressure

圖11 為噴水工況和未噴水工況下缸內(nèi)溫度對比圖。未噴水工況下，缸內(nèi)最高燃燒溫度為1 880 K，在缸內(nèi)噴水60 mg的工況下，缸內(nèi)最高燃燒溫度降低至1 660 K，與未噴水工況相比，缸內(nèi)最高燃燒溫度降幅為170 K。分析認(rèn)為，在缸內(nèi)噴入高溫高壓水后，噴入缸內(nèi)的水迅速汽化膨脹，吸收缸內(nèi)熱量，使得缸內(nèi)溫度降低。

圖11 噴水過程對缸內(nèi)溫度的影響Fig.11 Effect of direct water injection on in-cylinder temperature

圖12 為噴水工況和未噴水工況下缸內(nèi)溫度分布圖。從圖12中可知，在5°CA ATDC的噴水時刻，缸內(nèi)溫度大于1 600 K，在該時刻進行缸內(nèi)高溫高壓水噴射，隨著水霧進入氣缸內(nèi)，迅速吸收缸內(nèi)燃燒放熱汽化膨脹，在缸內(nèi)噴水噴嘴周圍的混合氣溫度顯著降低。

圖12 噴水過程對缸內(nèi)溫度場的影響Fig.12 Effect of direct water injection on in-cylinder temperature field

隨著高溫高壓水噴霧的發(fā)展，其影響的區(qū)域逐漸擴散。10°CA ATDC時刻，未噴水工況下，缸內(nèi)仍處于大于1 600 K的高溫高壓環(huán)境，但在噴水工況下，隨著缸內(nèi)水霧質(zhì)量的增加，在噴水噴嘴周圍的混合氣溫度迅速下降。當(dāng)缸內(nèi)噴水結(jié)束時，噴水過程已影響了噴水噴嘴附近的大部分區(qū)域，直接說明缸內(nèi)噴水過程對缸內(nèi)溫度場的重大影響，可以通過不同的缸內(nèi)噴水策略對缸內(nèi)燃燒過程進行有效的干預(yù)與調(diào)控，調(diào)控過程的主要機理是缸內(nèi)水霧吸熱蒸發(fā)導(dǎo)致的缸內(nèi)溫度降低。

3.2.2 噴水過程對缸內(nèi)氣流特性的影響

如前所述，隨缸內(nèi)噴水的介入，缸內(nèi)溫度降低，壓力峰值略微升高。而此時缸內(nèi)溫度場的改變可能對缸內(nèi)氣流運動產(chǎn)生影響，并形成相互作用。

圖13為不同噴水與不噴水工況的缸內(nèi)湍流速度的分布對比。如13圖所示，缸內(nèi)噴水過程的引入對缸內(nèi)整體氣流運動影響較小，主要作用于噴水噴嘴附近區(qū)域，缸內(nèi)水霧蒸發(fā)過程在噴水噴嘴附近形成湍流低速區(qū)，隨著缸內(nèi)噴水過程的發(fā)展，該區(qū)域水霧質(zhì)量逐漸增加，對該區(qū)域內(nèi)湍流速度的抑制作用愈發(fā)明顯。說明缸內(nèi)噴水過程對燃料燃燒產(chǎn)生抑制作用，降低燃燒速率，同時也側(cè)面反映了缸內(nèi)壓力升高的機理是缸內(nèi)水霧汽化膨脹這一物理過程。

3.2.3 噴水過程對缸內(nèi)組份的影響

圖14為噴水工況和未噴水工況下缸內(nèi)水蒸氣的質(zhì)量分?jǐn)?shù)的分布對比。5°CA ATDC為缸內(nèi)噴水起始點，此時缸內(nèi)水蒸氣分布情況一致。10°CA ATDC時刻，噴水噴嘴附近區(qū)域水蒸氣含量擴大，隨著噴水過程的進行，缸內(nèi)水蒸氣含量增加，影響區(qū)域擴大，擴散至缸內(nèi)其他區(qū)域。隨著曲軸轉(zhuǎn)角繼續(xù)增加，影響區(qū)域進一步擴大，但擴大的范圍并不顯著，更多的水蒸氣集中于噴水噴嘴附近。

圖13 噴水過程對缸內(nèi)湍流速度的影響Fig.13 Effect of direct water injection on in-cylinder turbulence velocity field

3.2.4 噴水過程對熱效率的影響

圖15為噴水工況和未噴水工況下的指示熱效率對比。由于缸內(nèi)高溫高壓水噴射過程的存在，高溫高壓水汽化膨脹做功，隨著缸內(nèi)水霧的蒸發(fā)，在封閉的柴油機工作過程中額外增加了做功工質(zhì)的質(zhì)量，使得膨脹行程的缸內(nèi)做功量得到提高，進而優(yōu)化了純氧燃燒柴油機的指示熱效率，從圖15中可以看到，指示熱效率由未噴水工況的42.14%增加至噴水工況的43.72%，但由于缸內(nèi)水霧的蒸發(fā)會降低缸內(nèi)溫度，因此，若不斷提高缸內(nèi)水霧質(zhì)量，則會存在缸內(nèi)熱氛圍不足以讓缸內(nèi)水霧迅速充分蒸發(fā)的臨界點，可以認(rèn)為，壓燃式內(nèi)燃蘭金循環(huán)發(fā)動機的指示熱效率提升受限于缸內(nèi)熱氛圍能夠提供給缸內(nèi)水蒸發(fā)膨脹的熱量。

圖15 噴水過程對指示熱效率的影響Fig.15 Effect of direct water injection on indicated thermal efficiency

4 結(jié)論

為解決點燃式ICRC發(fā)動機中熱效率優(yōu)化效果受限于爆震等非正常燃燒現(xiàn)象的問題，本文通過建立三維流體動力學(xué)模型，對不同進氣氧體積分?jǐn)?shù)及缸內(nèi)噴水過程對純氧燃燒柴油機燃燒過程、缸內(nèi)流動及指示熱效率的影響進行了仿真分析，為未來壓燃式ICRC發(fā)動機的試驗研究提供參考基礎(chǔ)，結(jié)論如下：

（1）氧體積分?jǐn)?shù)的增加改變了缸內(nèi)進氣混合氣的比熱容，通過物理及化學(xué)的雙重促進作用，提升缸內(nèi)燃燒反應(yīng)速率，并進一步促進缸內(nèi)湍流強度，缸內(nèi)燃燒相位提前。

（2）噴水過程對于缸內(nèi)壓力和溫度有明顯控制作用，抑制缸內(nèi)燃燒反應(yīng)和氣流運動，通過噴入的水工質(zhì)汽化膨脹推動活塞做功，增加了循環(huán)指示熱效率。向缸內(nèi)噴入60 mg高溫高壓水，可以使指示熱效率提升3.75%。

（3）在壓燃式ICRC發(fā)動機中，存在缸內(nèi)熱氛圍不足以實現(xiàn)缸內(nèi)水霧迅速充分蒸發(fā)的臨界點，限制了其指示熱效率的提升。