馮譯方, 謝 輝, 陳 韜, 趙 華

(天津大學 內(nèi)燃機燃燒學國家重點實驗室, 天津 300072)

0 引 言

作為汽車的主要動力源之一，汽油發(fā)動機具有動力響應(yīng)性好、升功率高、成本低等優(yōu)點，但是其燃油經(jīng)濟性受到汽油特性的限制，相比柴油機要低20%～30%。針對該問題，學界提出火花點火-可控自燃復合燃燒(Spark ignition-Controlled auto-ignition Hybrid Combution, SCHC)這一概念，將汽油和柴油發(fā)動機可控自燃(Controlled Auto-Ignition, CAI)的燃燒方式加以組合，不僅可以實現(xiàn)汽油機均質(zhì)壓燃，還可以通過火花點火的火焰?zhèn)鞑AI燃燒進行有效調(diào)控，減輕中高負荷下CAI燃燒的爆震問題，拓寬CAI燃燒的運行極限。但是，隨著研究的深入，SCHC燃燒暴露出高廢氣率條件下的平均指示有效壓力(Indicated Mean Effective Pressure，IMEP)循環(huán)變動以及可控性差等問題[1-2]。研究表明，缸內(nèi)湍流對初期的火核形成及火焰?zhèn)鞑テ鸬街匾饔茫徽J為是引起循環(huán)變動的重要原因之一[3-4]。為解決該問題，本課題組提出二甲醚(Dimethyl ether, DME)微火源引燃復合燃燒概念[5]，利用高活性燃料二甲醚自燃形成高活性燃料分層，形成微火源并引燃油氣混合氣進而引發(fā)后期自燃。微火源可以增強高廢氣稀釋條件下火核形成及前期火焰?zhèn)鞑ミ^程，提高燃燒穩(wěn)定性，從而實現(xiàn)發(fā)動機熱效率的提高。

韓國漢陽大學Junepyo Cha等[6]對比了DME-汽油雙燃料與DME單燃料下可控自燃(CAI)燃燒過程。結(jié)果表明，DME噴射時刻可以直接控制著火時刻，當著火時刻在上止點之前時，采用DME-汽油雙燃料具有更好的經(jīng)濟性。Brunel大學的Zhang等[7]在一臺單缸汽油機上同樣利用DME-汽油雙燃料噴射技術(shù)實現(xiàn)了CAI燃燒。研究結(jié)果表明，不同的DME噴射策略下的燃燒特征呈現(xiàn)較大差異。當DME單次早噴時，DME在氣缸內(nèi)與汽油混合氣混合較為均勻，因此整缸混合氣活性分布較為一致，燃燒過程呈現(xiàn)CAI燃燒特征；而當DME單次晚噴時，燃燒過程呈現(xiàn)火焰?zhèn)鞑サ奶卣鳌Ｐ炜礫8]在單缸光學發(fā)動機上開展了DME微火源引燃復合燃燒的可視化實驗。結(jié)果表明，微火源的分布受DME分布影響。微火源引燃復合燃燒的初始反應(yīng)區(qū)位置(微火源)呈現(xiàn)集中分布的特征。但是，已有的實驗研究對高活性燃料DME在發(fā)動機缸內(nèi)這一受限空間受流動影響的擴散和分布機制尚不明確，僅通過實驗研究無法對缸內(nèi)微火源產(chǎn)生及引燃汽油的作用機制進行解釋。因此，需要通過實驗結(jié)合仿真手段對實驗現(xiàn)象中的燃燒過程進行分析。

本文基于光學發(fā)動機平臺，通過粒子圖像測速(Particle Image Velocimetry, PIV)手段探究微火源引燃特征最為明顯的單次晚噴工況下缸內(nèi)流場分布，并對其成因進行分析。通過Rayleigh散射測量缸內(nèi)DME分布，研究缸內(nèi)復雜的流動條件對DME活性分布的影響。同時,通過高速攝影結(jié)合三維計算流體力學(Computational Fluid Dynamics，CFD)仿真手段對DME分布及流動特征對燃燒放熱過程影響的機理進行解釋。

1 實驗及仿真設(shè)置

1.1 光學發(fā)動機實驗平臺

實驗均在單缸可視化光學發(fā)動機實驗平臺上完成。光學發(fā)動機實驗平臺系統(tǒng)如圖1所示，其中可視化窗口的直徑為71mm。在光學測量系統(tǒng)方面，配備4倍頻高能釔鋁石榴石Nd:YAG (Neodymium-Yttrium-Aluminium Garnet)激光器、雙脈沖532nm波長的Nd:YAG激光器、增強型光電耦合探測器(Intensified Charge-Coupled Device，ICCD)和高速攝影機。光學發(fā)動機主要參數(shù)如表1所示。發(fā)動機采用的進氣道及燃燒室設(shè)計可以使進氣在缸內(nèi)形成渦核，從而增強缸內(nèi)渦流運動。發(fā)動機配備了不同升程和持續(xù)期的凸輪軸系，可以根據(jù)實驗需求靈活調(diào)整進排氣升程，并通過機械錯齒改變氣門相位。由于光學發(fā)動機較低的壓縮比，采用辛烷值較高的汽油燃料難以在光學發(fā)動機上實現(xiàn)混合氣自燃，因此，實驗中采用的氣道噴射燃料為辛烷值較低的基礎(chǔ)燃料(Primary Reference Fuel，PRF)PRF40(PRF40表示在基礎(chǔ)燃料中，異辛烷的占比為40%，余數(shù)為正庚烷的比重)。

圖1 光學發(fā)動機臺架系統(tǒng)示意圖Fig.1 Scheme of experimental setup for the optical engine

表1 光學發(fā)動機主要參數(shù)Table 1 Specifications of the optical engine

由于DME微火源引燃要求較低的DME循環(huán)噴射量，因此DME油軌內(nèi)壓力不宜過高。綜合考慮涉及工況點的DME噴射背壓，在實驗中，DME共軌壓力保持為4MPa。DME直噴噴油器采用的是6孔直噴汽油機噴油器，單個噴孔直徑為0.2mm，該噴油器采用側(cè)置式布置方案安裝于進氣道的正下方，噴油器軸線與氣缸橫截面呈15°夾角。

由于光學發(fā)動機較短的運行時間，常規(guī)的外部廢氣再循環(huán)(Exhaust Gas Recirculation, EGR)系統(tǒng)難以從排氣中將廢氣引入進氣系統(tǒng)中。因此，實驗中使用氮氣(N2)和二氧化碳(CO2)按照一定比例混合來模擬外部EGR。其中，N2和CO2的比例根據(jù)實驗中所采用的燃料化學式，在當量燃空比和完全燃燒的假設(shè)下計算得出。雖然在模擬的外部EGR中不包含燃燒產(chǎn)物H2O，且完全燃燒的假設(shè)也忽略了外部EGR中微量活性小分子物質(zhì)的存在(這會對結(jié)果產(chǎn)生一定的影響),但是，本課題組之前的燃燒采樣分析結(jié)果顯示[9]，外部EGR中小分子組分的變化對燃燒相位并無顯著影響。因此，實驗中對模擬外部EGR組分的簡化假設(shè)并不會對結(jié)果產(chǎn)生明顯影響。

1.2 CFD仿真平臺介紹

使用由美國Convergent Science公司開發(fā)的計算流體力學軟件Converge構(gòu)建了發(fā)動機三維模型，如圖2所示(圖中A,B為截面位置)。其中，發(fā)動機內(nèi)流場包含燃燒室和進、排氣道等區(qū)域。計算起始時間為進氣門開啟前10°曲軸轉(zhuǎn)角(Crank Angle,后文均以°CA表示)，計算結(jié)束時間為放熱終止時刻(壓縮上止點后40°CA)。在整個計算過程中，最大網(wǎng)格尺寸為基礎(chǔ)網(wǎng)格尺寸4mm，最小網(wǎng)格尺寸為自適應(yīng)網(wǎng)格加密極值0.125mm，網(wǎng)格數(shù)量為120～440萬。

圖2 發(fā)動機幾何模型Fig.2 Engine geometry model

在模擬缸內(nèi)直噴DME過程時，為了更好地模擬液滴撞壁現(xiàn)象，采用Wall Film[10]模型，該模型可模擬燃油撞壁后的黏附、反彈、攤布和飛濺等現(xiàn)象；液滴之間的相互作用采用NTC Collision模型[11]進行模擬；使用KH-RT Breakup Length模型[12]可以較好地模擬液滴的霧化破碎過程，其優(yōu)勢在于可以較準確地預(yù)測油束的貫穿度；而Frossling Drop Evaporation模型耦合Boiling模型[13]的使用可以準確模擬DME的蒸發(fā)過程。為驗證所選用模型的準確性，基于定容彈實驗平臺對噴霧模型進行了標定。實驗與仿真貫穿距測量驗證結(jié)果如圖3所示。結(jié)果表明：采用的DME噴霧和蒸發(fā)模型噴霧貫穿距、噴霧形態(tài)及錐角能夠較好地模擬DME的發(fā)展情況，滿足本文研究的需求。

圖3 噴霧模型貫穿距驗證

Fig.3Validationofspraypenetrationlengthbetweensimulationandexperiments

在DME-PRF復合燃燒的化學反應(yīng)動力學機理方面，基于Cai和Pitsch等[14]構(gòu)建的PRF機理和Burke等[15]構(gòu)建的DME化學反應(yīng)動力學機理，構(gòu)建了包含348種組分和1125步反應(yīng)的DME-PRF詳細化學反應(yīng)動力學機理，并基于雅可比輔助的直接關(guān)系圖(Direct Relation Graph with Error Propagation, DRGEP)方法[16-17]，結(jié)合目標檢索算法(Targeted Search Algorithm, TSA)、準穩(wěn)態(tài)假設(shè)(Quasi-Steady State Assumption, QSSA)和氫離子敏感性分析對反應(yīng)機理進行了簡化，構(gòu)建包括了143種組分、729步反應(yīng)的DME-PRF骨架反應(yīng)機理。詳細機理的點火延遲和火焰?zhèn)鞑ニ俣热鐖D4所示(相關(guān)信息請參考文獻[21-26])，詳細機理與骨架機理的對比如圖5所示。結(jié)果表明，構(gòu)建的DME-PRF機理與實驗驗證結(jié)果吻合較好，可以用于本文所進行的CFD仿真研究。

2 實驗及仿真結(jié)果分析

2.1 缸內(nèi)流動特征分析

針對發(fā)動機燃燒室內(nèi)的復雜流動條件，采用LaVison開發(fā)的FlowMaster PIV系統(tǒng)測量缸內(nèi)流動特征，如圖6所示。該系統(tǒng)以2臺SOLO120 Nd：YAG激光器作為光源，以Laskin噴霧器將癸二酸二異辛酯溶液以300～500kPa的噴射壓力噴入氣流中。采用CCD照相機作為傳感器進行圖像采集，并使用DaVis 7.2軟件進行圖像處理。根據(jù)之前的研究結(jié)果[18]，選取上止點前20°曲軸轉(zhuǎn)角(Crank Angle Before Top Dead Center, °CA BTDC)作為測量時刻，此時缸內(nèi)流場分布會對DME噴霧擴散及后續(xù)的燃燒過程產(chǎn)生顯著影響，且在該時刻活塞上行對測量沒有影響。

(a)

(b)

(c)

(d)

圖4 詳細化學反應(yīng)動力學機理著火延遲與層流火焰?zhèn)鞑ニ俣闰炞C

Fig.4Validationofauto-ignitiondelaytimeandlaminarflamespeedsbetweenthe348-speciesdetailedmechanismandexperiments

除DME噴射外,本研究所采用的發(fā)動機運行工況與PIV實驗工況條件均一致,如表2所示。眾所周知，火花點火發(fā)動機的缸內(nèi)流動主要受進氣和壓縮過程中缸內(nèi)滾流的影響。為了更好地形成缸內(nèi)渦流，對采用的光學發(fā)動機進氣道及燃燒室進行了增強缸內(nèi)渦流的設(shè)計。隨著活塞上行，滾流在燃燒室及進氣的影響下逐漸轉(zhuǎn)化為渦流。實驗測量了100個循環(huán)，圖7展示了其中的8個隨機循環(huán)的缸內(nèi)流場及其渦心分布，而圖8顯示了該工況下PIV測量獲得的100個循環(huán)的平均流場。缸內(nèi)流場從進氣側(cè)開始，向光學視窗的右上流動，并沿缸壁從窗口左側(cè)流出，以窗口中心偏左側(cè)為中心形成了渦流結(jié)構(gòu)。

(a)

(b)

(c)

圖5 骨架化學反應(yīng)動力學機理與詳細化學反應(yīng)動力學機理著火延遲與火焰?zhèn)鞑ニ俣葘Ρ?/p>

Fig.5Comparisonoflaminarflamespeedsbetween348-speciesdetailedand143-speciesskeletalmechanisms

圖6 PIV測量系統(tǒng)示意圖Fig.6 Scheme of the PIV system

表2 發(fā)動機運行工況Table 2 Engine operation setup

圖7 8個隨機循環(huán)的缸內(nèi)速度場結(jié)構(gòu)和渦心分布特征

Fig.7Randomselected8cyclesofin-cylindervelocityfieldstructureandvortexcenterdistribution

圖8 上止點前20°CA缸內(nèi)集總平均速度場(100個循環(huán))

Fig.8Ensembleaveragedin-cylindervelocityfieldat20°CABTDCinthestudiedDMEMFIcase(100cycles)

三維CFD仿真所得到的缸內(nèi)流場形成過程如圖9所示。進氣結(jié)束時刻(200°CA BTDC)缸內(nèi)主要流動形式為逆時針滾流，其滾流比為1.1。同時，在缸內(nèi)進排氣中軸線一側(cè)出現(xiàn)約4mm的渦流核心，該核心位置由進氣道及燃燒室形狀共同決定。隨著活塞運行，在燃燒室形狀的影響下，缸內(nèi)滾流逐漸減弱，滾流渦核逐漸消失，滾流在壁面和初始渦核引導下逐漸轉(zhuǎn)化為渦流，缸內(nèi)渦流比逐漸提升至0.8，形成以渦流為主的流動特征。

圖9 缸內(nèi)流動形成過程仿真結(jié)果Fig.9 The simulation of flow field development

針對所測得的PIV流動圖像及100個循環(huán)的平均流場，對缸內(nèi)流動的循環(huán)變動進行了分析。其中，通過計算每循環(huán)缸內(nèi)湍動能與平均流場的標準差來計算缸內(nèi)流場的循環(huán)變動(COV)。針對缸內(nèi)湍動能，首先通過二維快速傅里葉變換(Fast Fourier Transform, FTT)將二維瞬時速度變換為空間頻率域，然后再將高于給定空間截止頻率的所有傅里葉系數(shù)設(shè)置為0后執(zhí)行逆FTT。截止頻率通過每個測量周期的速度波動分量的功率譜密度(Power Spectral Density, PSD)確定[19-20]。缸內(nèi)湍動能及其循環(huán)變動如表3所示。結(jié)果表明，低頻湍動能約占總湍動能的90%，此時缸內(nèi)渦流以大渦為主，同時伴隨著部分小尺度渦流在廢氣中耗散。結(jié)合PIV分析結(jié)果，高頻湍動能的循環(huán)變動表明缸內(nèi)湍流循環(huán)變動主要是由小尺度渦核位置的循環(huán)變動產(chǎn)生的。

表3 缸內(nèi)湍動能及其循環(huán)變動Table 3 Turbulent kinetic energy and COV in cylinder

2.2 缸內(nèi)流動對DME分布的影響

缸內(nèi)DME分布及擴散過程受到流場的調(diào)控作用。由于實驗條件限制，無法在DME噴射時利用PIV手段測量缸內(nèi)流場。故通過Mie散射及Rayleigh散射對DME噴霧進行測量，并使用仿真手段解釋流動對DME分布的影響。其中，Mie散射是入射光波長遠小于測量介質(zhì)粒子直徑時出現(xiàn)的一種散射現(xiàn)象，主要用于測量液相噴霧形態(tài)；而Rayleigh散射在前期液相Mie散射較強時被Mie散射所覆蓋，因此主要用于測量小液滴及氣相信號。圖10展示了噴霧發(fā)展歷程中50個循環(huán)的平均值。在噴射初期DME未完全霧化時，測量結(jié)果中會同時存在Rayleigh散射和Mie散射，但由于Mie散射信號較強，在直噴開始時刻后(After Start of Injection，ASOI)1.44°CA和2.16°CA的拍攝角度下，可能存在Rayleigh散射信號被Mie散射所掩蓋的情況。從圖中只能觀測到液相噴霧的形態(tài)，而在2.88°CA ASOI時，由于DME迅速霧化，此時Mie散射信號大幅削弱，已經(jīng)能從圖中觀測到部分散射光信號由強至弱的過渡現(xiàn)象。在4.32°CA ASOI后(對應(yīng)圖7中的結(jié)果)，散射光信號圖像中已經(jīng)觀測不到明顯的局部高亮度區(qū)，而呈現(xiàn)連續(xù)的均勻過渡，表明此時DME已經(jīng)基本霧化完畢，Mie散射信號基本消失，此時測量平面內(nèi)采集到的是入射光在氣相的DME中產(chǎn)生的Rayleigh散射信號。

圖10 DME SOI 25°CA BTDC工況下噴霧發(fā)展歷程(50循環(huán)平均值)

Fig.10DMEspraydevelopmentwithDMESOI25°CABTDC(averagedover50cycles)

三維CFD仿真得到的5°CA ASOI缸內(nèi)DME分布及流場分布如圖11所示。其中缸內(nèi)整體流場形態(tài)仍為逆時針渦流，同時，在DME噴霧的影響下,大渦核心逐漸向氣缸的左側(cè)移動，使缸內(nèi)左側(cè)部分的流動增強。此時缸內(nèi)DME噴霧受到缸內(nèi)逆時針渦流影響而形成逆時針擴散，而缸內(nèi)渦核位置分布在DME噴霧外圍，影響DME邊緣的擴散及其濃度梯度，但不會對DME噴霧的整體形態(tài)產(chǎn)生影響。二者共同作用使DME移動到進排氣中軸線位置形成集聚型分布，此時集聚區(qū)域DME濃度與其他區(qū)域的比值為5∶1。

圖11 DME SOI 25°CA BTDC工況下噴霧發(fā)展歷程及流場仿真結(jié)果

Fig.11SimulationofDMEspraydevelopmentandflowfieldwithDMESOI25°CABTDC

2.3 缸內(nèi)流動及DME分布對燃燒過程的影響

在所選工況下，DME微火源引燃復合燃燒呈現(xiàn)多階段放熱的特征。圖12中展示了光學發(fā)動機實驗的100個循環(huán)平均缸壓、放熱率以及三維仿真獲得的缸壓、放熱率及缸內(nèi)溫度歷程數(shù)據(jù)。主燃燒放熱過程可分為3個主要階段。第一階段為劇烈放熱階段，燃燒放熱率在不到5°CA的時間內(nèi)超過30J/°CA；接下來的第二階段放熱率小幅下降并出現(xiàn)平臺期，持續(xù)時間略短于第一階段的快速放熱；而在主燃燒放熱的第三階段，放熱率曲線斜率猛增，缸內(nèi)出現(xiàn)迅猛的燃燒放熱反應(yīng)，此時放熱達到峰值。通過多階段放熱，可以對缸內(nèi)燃燒的放熱率及最大壓升率進行調(diào)控，從而抑制燃燒過程中的爆震現(xiàn)象，提高缸內(nèi)燃燒的穩(wěn)定性。

為進一步了解DME、MFI復合燃燒的燃燒放熱過程，使用高速攝影采集的數(shù)據(jù)對放熱過程進行分析, 如圖13所示。由于其循環(huán)變動特征十分微弱，因此僅選擇其中一個循環(huán)的放熱過程進行分析。缸內(nèi)首次觀測到著火點的時刻為1.4°CA BTDC，初始自燃點首先出現(xiàn)在可視區(qū)域的中部偏左區(qū)域，但是該階段的自燃反應(yīng)強度較弱，并伴隨著較弱的自燃化學發(fā)光。隨后，自燃著火面積迅速擴大，逐漸向視窗的右下方發(fā)展。從0.7°CA ATDC之后，自燃著火的放熱逐漸減緩，此時從高速攝影的結(jié)果可以看出火焰鋒面正在逐漸成型，在2.2°CA ATDC時，已經(jīng)可以看到一個帶著明亮反應(yīng)鋒面的火焰結(jié)構(gòu)形成，并在接下來的一段時間內(nèi)，火焰?zhèn)鞑ジ采w區(qū)域緩慢擴大，火焰鋒面的亮度也有一定程度的增加，但是由于較慢的火焰?zhèn)鞑ニ俣群突钊南滦?，導致了此階段燃燒放熱率的小幅度下降，放熱率出現(xiàn)平臺區(qū)域。在5.8°CA ATDC附近, 未燃區(qū)的PRF40燃料達到自燃條件，開始自燃。此時，圖中火焰鋒面外側(cè)(視窗右上角)出現(xiàn)了十分明亮的著火點，其亮度遠高于火焰?zhèn)鞑ジ采w的區(qū)域。隨后外圍的混合氣迅速自燃，并覆蓋幾乎整個火焰鋒面以外的區(qū)域。通過上述分析可知，DME微火源引燃復合燃燒的主放熱階段呈現(xiàn)自燃-火焰?zhèn)鞑?自燃的3階段順序放熱特征。

圖12 DME SOI 25°CA BTDC工況缸壓、放熱率及缸內(nèi)溫度歷程

Fig.12Pressure,heatreleaserateandtemperaturein-cylinderwithDMESOI25°CABTDC

三維CFD仿真獲得的缸內(nèi)DME分布及火焰鋒面的結(jié)果如圖14所示。其中以1000K等溫面來體現(xiàn)火焰鋒面發(fā)展過程。結(jié)果表明，在2°CA BTDC時，初始火核在缸內(nèi)高活性燃料DME集聚分布區(qū)域的中心產(chǎn)生，隨后向未燃區(qū)進行火焰?zhèn)鞑?，其初始自燃區(qū)域與DME集聚區(qū)域吻合?？梢钥吹?，在2°CA ATDC時刻放熱量為總放熱量的37.5%，原高活性區(qū)域內(nèi)的DME幾乎已經(jīng)被完全消耗，高活性燃料DME自燃起到高能點火源的作用。隨后火焰向燃燒室外圍傳播，但傳播速度減緩，同時，火焰?zhèn)鞑ナ垢變?nèi)的溫度從850K提高到1250K。5°CA ATDC時刻，較高的缸內(nèi)溫度誘發(fā)了已燃反應(yīng)區(qū)外圍的自燃，形成如圖11所示的多階段放熱特征。

圖13 DME SOI 25°CA BTDC工況下同步采集的燃燒放熱高速攝影結(jié)果Fig.13 Synchronized heat release and high-speed imaging results with DME SOI 25°CA BTDC

圖14 DME SOI 25°CA BTDC工況下缸內(nèi)DME分布與火焰鋒面分布Fig.14 Simulation of the distribution of DME and flame frontal results with DME SOI 25°CA BTDC

根據(jù)前文分析可知，缸內(nèi)渦核位置會對DME集聚區(qū)域邊緣的濃度梯度產(chǎn)生影響，而隨著渦核位置接近DME集聚區(qū)域位置，DME分布區(qū)域邊緣流動增強，擴散更為充分，DME分布區(qū)域邊緣濃度梯度降低，使DME自燃-火焰?zhèn)鞑ミ@一轉(zhuǎn)換過程更加平順，從而穩(wěn)定復合燃燒過程。

3 結(jié) 論

基于光學可視化和計算流體力學仿真平臺，研究了缸內(nèi)湍流運動對DME微火源引燃高活性燃料分層及燃燒過程的影響，主要結(jié)論如下：

(1) 進氣結(jié)束時刻缸內(nèi)初始流場為滾流，滾流比為1.1，同時燃燒室和進氣道結(jié)構(gòu)的改變在缸內(nèi)產(chǎn)生了4mm的渦流渦核。隨著活塞移動，滾流在燃燒室形狀及渦流渦核的引導下逐漸轉(zhuǎn)化為渦流，渦流比為0.8，此時缸內(nèi)主要循環(huán)變動形式為渦核位置的循環(huán)變動。

(2) 在缸內(nèi)渦流作用下，DME噴霧隨流動向逆時針方向擴散，在進排氣軸線靠近進氣側(cè)分布，該區(qū)域DME濃度與其他區(qū)域比約為5∶1。此時缸內(nèi)渦核位置對DME分布區(qū)域邊緣的濃度梯度產(chǎn)生影響。

(3) 隨著活塞上行，DME活性濃區(qū)由于自燃需求較低而開始自燃，其放熱率在不到5°CA的時間內(nèi)超過30J/°CA，該自燃過程放熱占總熱值的37.5%，DME幾乎被完全消耗?；钚匀剂螪ME的自燃及火焰?zhèn)鞑ミ^程使缸內(nèi)溫度提高了400K，引發(fā)了缸內(nèi)未燃混合氣自燃。