康 哲，江 浪，鄧 俊，吳志軍

(1. 重慶大學(xué) 汽車工程學(xué)院，重慶 400044； 2. 同濟(jì)大學(xué) 汽車學(xué)院，上海 201804)

隨著汽車工業(yè)的蓬勃發(fā)展，我國汽車保有量持續(xù)增加[1]，對我國能源與環(huán)境施加了極大壓力.2017年我國進(jìn)口原油接近4.2億噸，對外依存度升至67.4%[2].與此同時，汽車作為主要排放源之一，會產(chǎn)生顆粒物和氮氧化物等有害物質(zhì).我國政府制定了詳細(xì)的機(jī)動車油耗與排放標(biāo)準(zhǔn)，對汽車的能源消耗與排放進(jìn)行控制[3-4].目前車用動力系統(tǒng)主要有汽油機(jī)和柴油機(jī)兩類.與汽油機(jī)相比，柴油機(jī)具有更高的熱效率和更好的低速大轉(zhuǎn)矩，在商用車與工程機(jī)械領(lǐng)域占據(jù)主導(dǎo)地位.柴油機(jī)雖然擁有上述諸多優(yōu)點，但是采用的擴(kuò)散燃燒工作在稀混合氣工況，導(dǎo)致氮氧化物排放較高；與此同時，在由油霧霧化蒸發(fā)所帶來的高溫缺氧區(qū)域，產(chǎn)生了較為嚴(yán)重的顆粒物排放，因此需要進(jìn)一步研究在不犧牲熱效率的同時解決上述排放污染的技術(shù).

燃燒摻水技術(shù)最初被應(yīng)用在航空發(fā)動機(jī)中以解決爆震問題，并增加戰(zhàn)機(jī)的機(jī)動性與續(xù)航能力[5].隨著計算燃燒學(xué)與化學(xué)動力學(xué)的進(jìn)步，噴水技術(shù)在內(nèi)燃機(jī)中的應(yīng)用逐漸得到深入認(rèn)識.Nicholls等[6]發(fā)現(xiàn)摻水燃燒可以減少氮氧化物的排放.Dryer[7]總結(jié)了燃燒摻水技術(shù)的發(fā)展，得出了摻水燃燒可同時降低柴油機(jī)氮氧化物與顆粒物排放的結(jié)論.燃燒摻水技術(shù)降低氮氧化物的機(jī)理是通過水蒸發(fā)吸熱來降低缸內(nèi)燃燒溫度[8]，實現(xiàn)顆粒物排放降低的原因在于水霧分解產(chǎn)生的OH基團(tuán)與顆粒物反應(yīng)[9].

燃燒摻水技術(shù)主要有以下三種實現(xiàn)方式：① 燃料乳化；② 進(jìn)氣道噴水；③ 缸內(nèi)噴水.燃料乳化技術(shù)在燃料噴射前使用乳化劑將固定比例的柴油和水充分混合，通過燃油噴嘴直接噴入燃燒室內(nèi).燃料乳化技術(shù)促進(jìn)燃燒過程主要利用“微爆”理論[10].Abu-Zaid和Sajith等[11-12]發(fā)現(xiàn)乳化柴油可以有效提高功率.Basha等[13]使用乳化柴油提高了柴油機(jī)效率約6.7%.Ahmad等[14]研究了不同摻混比的燃燒排放特性，表明在各摻混比例下氮氧化物及顆粒物都有所降低.燃料乳化技術(shù)雖然具有上述諸多優(yōu)點，但是摻混比固定，無法實現(xiàn)動態(tài)水油比調(diào)整，導(dǎo)致應(yīng)用工況單一.進(jìn)氣道噴水將噴水與噴油過程分離，實現(xiàn)水油比動態(tài)實時調(diào)整.Kohketsu等[15]發(fā)現(xiàn)，進(jìn)氣道噴水可同時實現(xiàn)氮氧化物與顆粒物排放的大幅降低.Kegl等[16]對比了進(jìn)氣道噴水、燃料乳化與廢氣再循環(huán)對油耗與排放的控制效果，表明進(jìn)氣道噴水可通過水油比調(diào)節(jié)來實現(xiàn)油耗與排放優(yōu)化.Udayakumar等[17]驗證了進(jìn)氣道噴水技術(shù)對柴油機(jī)氮氧化物排放的控制效果.隨著缸內(nèi)噴射技術(shù)的成熟，缸內(nèi)噴水技術(shù)得以實現(xiàn)，與進(jìn)氣道噴水相比，缸內(nèi)噴水不僅可以實現(xiàn)水油比實時調(diào)節(jié)，還可以通過燃燒室內(nèi)噴水實現(xiàn)高溫高壓蒸汽制備，提升做功工質(zhì)質(zhì)量，以實現(xiàn)熱效率與性能的提升.Stanglmaier等[18]設(shè)計了一種雙油道缸內(nèi)噴油器，可在同一噴嘴中進(jìn)行燃料和水的協(xié)同噴射，并驗證了協(xié)同噴射降低氮氧化物、顆粒物、一氧化碳和未燃碳?xì)涞目尚行?Jiang等[19]通過缸內(nèi)噴水器實現(xiàn)缸內(nèi)噴水，研究了以效率優(yōu)化為目標(biāo)的缸內(nèi)噴水最優(yōu)時刻.Wu等[20]和Kang等[21-24]對純氧燃燒壓燃式內(nèi)燃機(jī)開展研究，驗證了缸內(nèi)噴水優(yōu)化循環(huán)效率的效果.本研究主要針對上述文獻(xiàn)中未能考慮的缸內(nèi)高溫水噴射對柴油機(jī)燃燒過程與性能的影響開展相關(guān)試驗研究，著重進(jìn)行不同噴水溫度下柴油機(jī)循環(huán)性能分析，探究在使用廢氣能量回收系統(tǒng)基礎(chǔ)上的最優(yōu)噴水溫度，為缸內(nèi)噴水技術(shù)在柴油機(jī)中的產(chǎn)業(yè)化應(yīng)用提供參考.

1 試驗臺架與方案

采用的缸內(nèi)噴水柴油機(jī)是由一臺機(jī)械泵直列雙缸自然吸氣柴油機(jī)改造而成，針對臺架試驗的使用需求，對該雙缸柴油機(jī)的第一缸進(jìn)行改造，主要包括獨立的電控高壓燃油共軌系統(tǒng)、缸內(nèi)高溫高壓水噴射系統(tǒng)等.完成上述系統(tǒng)的設(shè)計和開發(fā)后，可以實現(xiàn)獨立的缸內(nèi)燃油/水供應(yīng)及噴油/噴水策略.所使用的試驗發(fā)動機(jī)參數(shù)如表1所示，所建立的缸內(nèi)噴水柴油機(jī)試驗系統(tǒng)如圖1所示.

表1 發(fā)動機(jī)技術(shù)參數(shù)

1.電子節(jié)氣門；2.進(jìn)氣道噴水噴嘴;3.高溫高壓水缸內(nèi)直噴噴嘴；4.缸內(nèi)直噴燃油噴嘴；5.缸壓傳感器；6.電荷放大器；7.排氣傳感器；8.溫度傳感器；9.光電編碼器；10.聯(lián)軸器；11.水箱；12.高壓水泵；13.水壓表；14.水壓調(diào)節(jié)器；15.油壓調(diào)節(jié)器;16.油壓表；17.高壓油泵；18.油箱

圖1 內(nèi)燃蘭金循環(huán)發(fā)動機(jī)試驗臺架系統(tǒng)示意圖

Fig.1 Schematic diagram of internal combustion Rankine cycle (ICRC) engine test bench

所搭建的缸內(nèi)噴水柴油機(jī)試驗系統(tǒng)由基于可重構(gòu)門陣列(FPGA)技術(shù)的內(nèi)燃機(jī)控制器實現(xiàn)試驗參數(shù)的調(diào)整與控制.該內(nèi)燃機(jī)控制器自行開發(fā)與實現(xiàn)，通過LabVIEW軟件進(jìn)行實時控制器與FPGA程序編寫，實現(xiàn)噴油量、噴油時刻、噴水量、噴水時刻在內(nèi)的柴油機(jī)工作參數(shù)調(diào)節(jié)，并通過連接在曲軸上的光電編碼器對柴油機(jī)工作過程中的相位信息進(jìn)行采集.與此同時，該控制器可通過讀取進(jìn)排氣門壓力、溫度等信息對柴油機(jī)所處的工作狀態(tài)進(jìn)行實時反映.在試驗過程中，為精確采集缸內(nèi)壓力的變化，采用Kistler 6052C壓力傳感器和5064B11電荷放大器對缸內(nèi)壓力進(jìn)行采集，并使用NI PCI6250信號采集卡結(jié)合自行開發(fā)的信號采集系統(tǒng)對試驗過程中所獲取的缸內(nèi)壓力及柴油機(jī)相關(guān)工作參數(shù)進(jìn)行采集.

試驗過程中所采用的缸內(nèi)高溫高壓水噴射系統(tǒng)自行開發(fā)，主要由噴水噴嘴、高壓水加熱共軌管、氣液增壓泵三部分組成.采用耐壓45 MPa的共軌管來存儲加壓后的高壓水，并且在該共軌管中加入電加熱棒，通過安裝在共軌出口和共軌管內(nèi)部的熱電偶來控制加熱棒表面與共軌管內(nèi)的高壓水溫度，以實現(xiàn)對尾氣能量回收的模擬，在柴油機(jī)穩(wěn)定工作的情況下實現(xiàn)最高160 ℃的噴水溫度.高壓水的制備通過氣液增壓泵實現(xiàn)，該氣液增壓泵的增壓比為60∶1，可以通過外部輸入約0.58 MPa的高壓空氣將水箱中的常壓水加壓至35 MPa.所設(shè)計的缸內(nèi)高溫高壓水噴射系統(tǒng)如圖2所示，缸內(nèi)噴油器與噴水器的布局三維關(guān)系示意圖如圖3所示.試驗中涉及的試驗工況范圍如表2所示.

1.空氣壓縮機(jī)；2.水箱；3.氣液增壓泵；4.壓力表；5.高溫水共軌及加熱裝置；6.數(shù)字溫度顯示儀；7.噴水噴嘴

圖3 噴水器和噴油器等布局三維示意圖

參數(shù)參數(shù)值轉(zhuǎn)速/(r·min-1)1000IMEP/MPa1循環(huán)噴水量/mg30噴水壓力/MPa35噴水溫度/℃25、60、80、100、120、160噴水時刻/(°)CA355

試驗過程中主要通過設(shè)置高壓加熱共軌中的軌內(nèi)溫度閉環(huán)控制器，在柴油機(jī)穩(wěn)定工作的情況下，實現(xiàn)噴水溫度從25 ℃到最高160 ℃的逐漸變化，并通過控制器將循環(huán)噴水量、循環(huán)噴水時刻固定為30 mg與355° CA，實現(xiàn)噴水溫度對柴油機(jī)燃燒過程及性能參數(shù)的單一變量分析.柴油機(jī)的工作負(fù)荷通過循環(huán)噴油量和循環(huán)噴油時刻調(diào)節(jié)進(jìn)行控制，試驗過程中，工作負(fù)荷表征參數(shù)——指示平均有效壓力(IMEP)穩(wěn)定在1 MPa，柴油機(jī)轉(zhuǎn)速通過測功機(jī)穩(wěn)定在1 000 r·min-1.

為定量描述不同工況下的燃燒過程，基于熱力學(xué)第一定律，計算缸內(nèi)燃燒瞬時放熱率與累積放熱量，如下所示：

式中:Q為綜合放熱量；Qcum為累積放熱量；θ為曲軸轉(zhuǎn)角；κ為比熱比；V為氣缸容積;p為缸內(nèi)壓力.

計算過程中沒有排除噴水過程對缸內(nèi)做功工質(zhì)增加的影響，故噴水工況的放熱計算曲線可看作是缸內(nèi)的“綜合放熱”，即燃料燃燒放熱和高溫水汽化膨脹對缸內(nèi)壓力變化的影響，在簡化計算過程的同時可以衡量不同工況下燃燒循環(huán)熱效率的優(yōu)劣.“綜合放熱”的變化反映了缸內(nèi)燃燒工質(zhì)總放熱量的變化，在每循環(huán)供油量不變的前提下可以更為直觀地分析噴水過程對缸內(nèi)燃燒的影響.

采用未噴水循環(huán)與噴水循環(huán)的燃燒循環(huán)波動率差值ΔαCoV來表征缸內(nèi)噴水對燃燒循環(huán)波動的影響，如下所示：

式中：σIMEP表示IMEP的標(biāo)準(zhǔn)差;μIMEP表示IMEP的平均值;下標(biāo)1表示未噴水循環(huán)，下標(biāo)2表示噴水循環(huán).當(dāng)ΔαCoV為正值時表示噴水循環(huán)的波動更小.

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 噴水溫度對缸內(nèi)壓力的影響

圖4為不同噴水溫度下噴水循環(huán)與未噴水循環(huán)的缸內(nèi)壓力對比.從圖4可以看到，在試驗所設(shè)定的噴水策略下，與未噴水循環(huán)相比，噴水循環(huán)在膨脹行程中的缸內(nèi)壓力得到明顯改善，表明柴油機(jī)循環(huán)做功能力的提升.從不同噴水溫度策略下膨脹行程缸內(nèi)壓力提升幅度來看，隨著噴水溫度的增加，膨脹行程中的缸內(nèi)壓力提升幅度逐漸增大.在噴水溫度為25 ℃的情況下，375° CA時缸內(nèi)壓力提升幅度為0.115 MPa；當(dāng)噴水溫度提升至80 ℃時，該提升幅度增加至0.171 MPa；當(dāng)噴水溫度增加至更高的160 ℃時，375° CA時缸內(nèi)壓力提升幅度達(dá)到0.285 MPa.上述結(jié)果表明，噴水溫度的提高可以有效提升缸內(nèi)噴水對柴油機(jī)循環(huán)做功量的優(yōu)化效果.造成上述現(xiàn)象的根本原因在于：一方面，在燃燒過程中進(jìn)行缸內(nèi)噴水，噴入缸內(nèi)的水吸收燃料燃燒放熱，實現(xiàn)缸內(nèi)高溫高壓蒸汽制備，形成的高溫高壓蒸汽與燃燒產(chǎn)生的高溫廢氣共同推動活塞做功，相當(dāng)于在封閉系統(tǒng)工作過程中加入額外做功工質(zhì)，通過增加做功工質(zhì)的質(zhì)量實現(xiàn)循環(huán)做功能力優(yōu)化；另一方面，提高噴水溫度可以有效降低缸內(nèi)水霧的蒸發(fā)潛熱，促進(jìn)缸內(nèi)水的蒸發(fā)速率，加快缸內(nèi)高溫高壓蒸汽的制備，優(yōu)化高溫高壓蒸汽推動活塞的做功能力，這一點可以從不同噴水溫度下噴水循環(huán)的缸內(nèi)壓力峰值相位逐漸前移(25 ℃, 368° CA; 160 ℃, 367° CA)與不斷提高的最大爆發(fā)壓力(25 ℃, 9.52 MPa; 160 ℃, 9.75 MPa)得到佐證.

a 25 ℃

b 60 ℃

c 80 ℃

d 160 ℃

對膨脹行程的缸內(nèi)壓力隨缸內(nèi)體積的變化進(jìn)行積分，即可得到當(dāng)前工況下的膨脹功.不同缸內(nèi)噴水溫度下的膨脹功增量及指示熱效率的變化如圖5所示.從圖5可以看出，隨著噴水溫度的升高，膨脹功提升幅度隨之增加.當(dāng)噴水溫度為25 ℃時，膨脹功提高了35.2 J.當(dāng)噴水溫度上升到160 ℃時，膨脹功提高了84.7 J，相比噴水溫度為25 ℃時增加49.5 J.將同樣噴水量從25 ℃升高至160 ℃時消耗能量5.7 J，低于增加的膨脹功49.5 J，即提高噴水溫度可以對循環(huán)效率實現(xiàn)正收益.從上述試驗數(shù)據(jù)可見，噴水溫度的升高對膨脹功的影響十分明顯.與此同時，當(dāng)噴水溫度從25 ℃提高至160 ℃后，柴油機(jī)指示熱效率從42.5%提高至45.9%，提高幅度為8%.提高噴水溫度有利于增加膨脹過程的做功量，進(jìn)而提高柴油機(jī)性能與熱效率.

圖5 噴水溫度對膨脹功增量與指示熱效率的影響

Fig.5 Effect of water injection temperature on expansion work increment and indicated thermal efficiency

2.2 噴水溫度對放熱過程的影響

圖6展示了不同噴水溫度下的柴油機(jī)缸內(nèi)燃燒放熱過程變化.從圖6可以看到，在試驗所設(shè)定的噴水策略下，與未噴水循環(huán)相比，噴水循環(huán)的放熱率推遲，但燃燒持續(xù)期末端的放熱率增加.與此同時，在不同噴水溫度下噴水循環(huán)的累積放熱量均得到了有效提高，表征了缸內(nèi)噴水對循環(huán)效率的優(yōu)化作用.不僅如此，從噴水循環(huán)與未噴水循環(huán)的累積放熱量對比數(shù)據(jù)來看，隨著噴水溫度的提高，所帶來的累積放熱量增量逐漸提高.采用25 ℃噴水溫度時，累積放熱量增加了36 J;噴水溫度提高至160 ℃時，累積放熱量增加了85 J.分析認(rèn)為，產(chǎn)生上述現(xiàn)象的主要原因在于缸內(nèi)燃燒過程放熱率的計算方法.從放熱率計算公式來看，試驗過程中計算得到的瞬時放熱率是缸內(nèi)混合氣整體的放熱率，即同時考慮了燃料自身放熱與高溫高壓蒸汽做功兩個方面.正如前文中噴水溫度對缸內(nèi)壓力影響闡述的那樣，噴入缸內(nèi)的水先吸收燃料放熱而汽化蒸發(fā)，導(dǎo)致噴水循環(huán)下燃料燃燒放熱前期呈現(xiàn)負(fù)面影響.隨著缸內(nèi)燃燒過程和高溫高壓蒸汽的逐漸形成，所產(chǎn)生的高溫高壓蒸汽對缸內(nèi)壓力起到了改善作用，使得計算得到的瞬時放熱率出現(xiàn)增加，導(dǎo)致燃燒過程后期缸內(nèi)累積放熱量的提高.

表3是噴水溫度為60 ℃與160 ℃時噴水循環(huán)與未噴水循環(huán)下的燃燒過程特征參數(shù)對比.其中，CA10、CA50、CA90分別表示燃料燃燒過程中10%、50%、90%累積放熱量時所處的曲軸轉(zhuǎn)角，燃燒持續(xù)期定義為CA10到CA90之間的曲軸轉(zhuǎn)角差值.從表3可以看到，在試驗選定的噴水策略下，噴水循環(huán)的燃燒持續(xù)期反而短于未噴水循環(huán).研究表明，這可能是由于水在高溫高壓下分解產(chǎn)生OH基團(tuán)，加速了燃燒反應(yīng)過程，因此燃燒持續(xù)期縮短[25].也有研究認(rèn)為，水會和燃料中的碳發(fā)生水煤氣反應(yīng)，加速反應(yīng)過程，導(dǎo)致燃燒持續(xù)期縮短[26].CA10隨噴水溫度的變化并不明顯，噴水循環(huán)CA10晚于未噴水循環(huán)約0.2°～0.3° CA.此外，隨著噴水溫度的上升，CA90的變化較為明顯.隨著噴水溫度由60 ℃提高到160 ℃，CA90由399.3° CA提前至397.5° CA，提前了1.8° CA，這說明噴水溫度的提高使CA90出現(xiàn)顯著變化.結(jié)合噴水溫度對CA10的影響可知，隨著噴水溫度的上升，燃燒持續(xù)期縮短.分析認(rèn)為，這是由于噴水溫度上升導(dǎo)致了缸內(nèi)高溫高壓蒸汽形成速率的提高，進(jìn)而使得所形成的高溫高壓蒸氣更快地參與到燃料燃燒的化學(xué)反應(yīng)中，對燃燒的化學(xué)影響更為顯著，加速燃燒反應(yīng)的進(jìn)行，燃燒持續(xù)期進(jìn)一步縮短.

a 25 ℃

b 60 ℃

c 80 ℃

d 160 ℃

表3 噴水與未噴水工況燃燒過程特征參數(shù)對比

Tab.3 Comparison of combustion process characteristics between cycle with and without water injection

工況CA10/(°)CACA50/(°)CACA90/(°)CA燃燒持續(xù)期/(°)CA未噴水357.7364.5402.044.3噴水/(60℃)358.0365.3399.341.3噴水/(160℃)357.9364.8397.539.6

2.3 噴水溫度對IMEP增量及燃燒循環(huán)波動的影響

噴水溫度對IMEP增量及循環(huán)波動差值的影響如圖7所示.隨著噴水溫度由25 ℃上升至160 ℃，IMEP增量逐漸增大.當(dāng)噴水溫度為25 ℃時，相比未噴水循環(huán)IMEP提高2.43%；當(dāng)噴水溫度升高到160 ℃時，比未噴水循環(huán)IMEP提高了5.35%.這證明了提高噴水溫度可以有效提升缸內(nèi)噴水過程對柴油機(jī)循環(huán)做功量與熱效率的優(yōu)化作用.因此，在采用缸內(nèi)噴水技術(shù)的柴油機(jī)中，應(yīng)盡可能地增加噴水溫度，以確保獲得最優(yōu)化的柴油機(jī)性能及效率.

從圖7可以看到，噴水溫度對燃燒循環(huán)波動存在一定程度的影響.當(dāng)噴水溫度低于100 ℃時，燃燒循環(huán)波動率差值在-0.4%～0%之間波動，表征該情況下缸內(nèi)噴水會對燃燒循環(huán)波動造成輕微的劣化；當(dāng)噴水溫度高于100 ℃后，隨著噴水溫度的上升，燃燒循環(huán)波動率差值從負(fù)值逐漸變化為正值，表征缸內(nèi)噴水后燃燒循環(huán)波動明顯下降.當(dāng)噴水溫度為160 ℃時，噴水工況的循環(huán)波動率比未噴水工況的循環(huán)波動率下降了0.66%.這是由于噴水溫度的提高降低了噴水過程對缸內(nèi)燃料燃燒放熱的影響，進(jìn)而維持了更為穩(wěn)定的循環(huán)工作過程.這一結(jié)論進(jìn)一步說明，在采用缸內(nèi)噴水技術(shù)的柴油機(jī)中使用更高的噴水溫度可以在提升性能與效率的基礎(chǔ)上改善柴油機(jī)工作過程的循環(huán)波動.

圖7 噴水溫度對IMEP增量及循環(huán)波動差值的影響

Fig.7 Effect of water injection temperature on IMEP increment and differential value of cyclic variation

3 結(jié)論

(1) 缸內(nèi)噴水技術(shù)可以通過在柴油機(jī)燃燒過程中加入額外的高溫高壓蒸汽來提升循環(huán)做功工質(zhì)質(zhì)量，使得柴油機(jī)在膨脹行程的缸內(nèi)壓力得到顯著提高，從而有效改善柴油機(jī)工作過程的性能及效率.在試驗所選定的不同噴水溫度下，375° CA的缸內(nèi)壓力分別提升了0.115 MPa(25 ℃)、0.171 MPa(80 ℃)、0.285 MPa(160 ℃).

(2) 提高噴水溫度可以有效改善缸內(nèi)噴水過程對燃料燃燒放熱的影響，并且可以促進(jìn)缸內(nèi)高溫高壓蒸汽的生成速率，有利于膨脹行程缸內(nèi)壓力的提升.與噴水溫度25 ℃帶來的35.2 J膨脹功增量相比，噴水溫度為160 ℃時膨脹功增量提升至84.7 J.與此同時，隨著噴水溫度的提高，缸內(nèi)累積放熱量提升幅度隨之增大，從25 ℃噴水溫度下的36 J增加至160 ℃噴水溫度下的85 J.因此，在采用缸內(nèi)噴水技術(shù)的柴油機(jī)中應(yīng)盡可能地采用更高的噴水溫度來實現(xiàn)最優(yōu)化的性能及效率.

(3) 對于試驗所選定的工況，噴水循環(huán)工況下的柴油機(jī)燃燒持續(xù)期均短于未噴水循環(huán)工況.文獻(xiàn)調(diào)研認(rèn)為，噴入缸內(nèi)的水可能在高溫高壓下分解產(chǎn)生OH基團(tuán)或參與水煤氣反應(yīng)從而加速燃燒反應(yīng)過程，后續(xù)還需通過化學(xué)動力學(xué)分析對該狀況進(jìn)行進(jìn)一步研究.

(4) 提高缸內(nèi)噴水溫度可以改善缸內(nèi)噴水過程造成的燃燒循環(huán)波動劣化，當(dāng)高于100 ℃的噴水溫度得到采用時，與未噴水循環(huán)相比，噴水循環(huán)的燃燒循環(huán)波動降低了0.66%.