許永紅，童亮，石智成，張紅光

(1.北京信息科技大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，北京 100192；2.北京工業(yè)大學(xué) 環(huán)境與能源工程學(xué)院，北京 100124；3.北京電動(dòng)車輛協(xié)同創(chuàng)新中心，北京 100124)

0 引言

與常規(guī)燃燒系統(tǒng)相比，均質(zhì)充量壓縮著火燃燒(HCCI)由于具有較高的熱效率以及較低的氮氧化物和顆粒物質(zhì)(PM)排放而受到人們的廣泛關(guān)注[1]。然而，HCCI的點(diǎn)火時(shí)刻難以控制，而且HCCI在高負(fù)荷下非常快速地進(jìn)行，其運(yùn)行范圍有限[2]。由于HCCI發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒過程主要取決于燃料化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)，解決此問題的有效方法是使用具有不同著火性能的混合燃料[3]。作為有前景的替代燃料，二甲醚(DME)和氫氣(H2)因其燃燒特性而受到各國(guó)學(xué)者的廣泛重視[4-5]。著眼于點(diǎn)火控制和運(yùn)行范圍的拓寬，學(xué)者們提出了用DME摻混H2的燃燒策略[6]。

在發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架研究方面，梁晨等[7]在初始溫度為室溫299 K、壓縮比為18.5的HCCI發(fā)動(dòng)機(jī)中進(jìn)行了不同氫氣摻混比下DME與H2混合氣的燃燒實(shí)驗(yàn)研究，結(jié)果表明：添加H2可以提高缸內(nèi)峰值壓力和制動(dòng)平均有效壓力。在基礎(chǔ)燃燒方面，著火延遲時(shí)間是研究燃燒機(jī)理的重要參數(shù)，也是開發(fā)、驗(yàn)證和完善化學(xué)動(dòng)力學(xué)模型的關(guān)鍵數(shù)據(jù)。Pan等[8-9]在高溫激波管上測(cè)量了DME與H2混合氣的著火延遲時(shí)間(H2混合比范圍為0%～100%)，發(fā)現(xiàn)高溫(900～1 700 K)條件下著火延遲期隨著摻氫比的增加而縮短。但是截至目前，針對(duì)更貼近發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行工況的低到中溫(600～900 K)、高壓實(shí)驗(yàn)條件(快速壓縮機(jī)(RCM)測(cè)量工況范圍)下的DME/H2混合氣著火延遲期的測(cè)量數(shù)據(jù)仍然很少，并且對(duì)其著火特性需要進(jìn)一步研究。張紅光等[10]在快速壓縮機(jī)上止點(diǎn)溫度675 K、當(dāng)量比0.83條件下發(fā)現(xiàn)DME存在三階段燃燒與放熱現(xiàn)象。此外，Hu等[11]在利用壓縮比12.5的HCCI發(fā)動(dòng)機(jī)在初始溫度380 K條件下進(jìn)行數(shù)值模擬研究后發(fā)現(xiàn)：DME與H2混合氣燃燒時(shí)會(huì)出現(xiàn)三階段燃燒與放熱現(xiàn)象，而產(chǎn)生此現(xiàn)象的機(jī)理需要進(jìn)一步解釋。

因此，本文測(cè)量了RCM中稀燃DME與H2混合氣的著火延遲期，并結(jié)合有限元分析軟件ANSYS Chemkin-Pro進(jìn)行模擬分析，以解釋摻氫效應(yīng)和稀燃DME與H2混合氣的三階段燃燒與放熱現(xiàn)象。

1 實(shí)驗(yàn)裝置與方法

1.1 實(shí)驗(yàn)裝置簡(jiǎn)介

本文實(shí)驗(yàn)中應(yīng)用的RCM參見文獻(xiàn)[12]，在此僅作簡(jiǎn)要描述。RCM實(shí)驗(yàn)臺(tái)架主要由燃燒缸、氣壓驅(qū)動(dòng)、液壓控制、氣體供應(yīng)和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)組成。RCM是RCM實(shí)驗(yàn)臺(tái)架的主體部分，主要包括驅(qū)動(dòng)氣缸、液壓缸和燃燒缸。驅(qū)動(dòng)氣缸和燃燒缸分別具有200 mm和50 mm的內(nèi)徑，從而導(dǎo)致驅(qū)動(dòng)活塞與燃燒活塞的面積比為16∶1，驅(qū)動(dòng)氣壓為0.2～0.8 MPa. 通過改變限位墊片和余隙墊片的數(shù)量使得壓縮行程和燃燒室長(zhǎng)度分別在190～250 mm和12～20 mm范圍內(nèi)調(diào)節(jié)，壓縮比為8.42～16.90.壓縮行程結(jié)束時(shí)，利用高壓儲(chǔ)氣罐中的驅(qū)動(dòng)氣壓將燃燒活塞鎖定在上止點(diǎn)，從而形成定容的燃燒室，燃燒缸中的混合氣在短時(shí)間內(nèi)被壓燃。由于壓縮時(shí)間較短(僅為20～30 ms)，壓縮過程中的散熱量小，整個(gè)壓縮過程可以近似為絕熱壓縮。采用目前廣泛應(yīng)用的余隙活塞[13]可以有效抑制由活塞運(yùn)動(dòng)引起的邊界渦流，保持燃燒缸中良好的均勻條件。因此，可以確?！敖^熱核心”假設(shè)[14]的成立，從而準(zhǔn)確計(jì)算壓縮溫度。根據(jù)絕熱核心假設(shè)，上止點(diǎn)溫度Tc由初始?jí)毫0、初始溫度T0、反應(yīng)物組分和上止點(diǎn)壓力pc決定，采用化學(xué)平衡軟件Gaseq[15]計(jì)算并假定在壓縮過程中不發(fā)生化學(xué)反應(yīng)，具體計(jì)算公式為

(1)

式中：γ為混合氣的比熱容比，是溫度和混合氣組分的函數(shù)；T為整個(gè)壓縮過程中的缸內(nèi)溫度。圖1所示為RCM實(shí)驗(yàn)平臺(tái)的系統(tǒng)圖。

1.2 實(shí)驗(yàn)參數(shù)和著火延遲期定義

實(shí)驗(yàn)所用氣體的純度如下：DME 99.5%；H299.999%；氧氣(O2)99.999%；氮?dú)?N2)99.999%.燃燒缸內(nèi)的壓力由瑞士Kistler公司產(chǎn)6125C壓力傳感器和5011電荷放大器測(cè)得，同時(shí)使用美國(guó)Tektronix公司產(chǎn)MS04000示波器進(jìn)行記錄。上止點(diǎn)壓力通過調(diào)節(jié)初始?jí)毫蛪嚎s比控制在12～22 bar范圍，涉及到的當(dāng)量比為0.30～1.00，氮?dú)庀♂屄蕿?%和59%，摻氫比為0～85%. 上止點(diǎn)溫度通過調(diào)節(jié)初始溫度和壓縮比控制在628～858 K范圍，其中低溫范圍為628～705 K，中溫范圍為705～858 K. 摻氫比RH2定義為燃料混合物中H2的摩爾分?jǐn)?shù)：

(2)

式中：nH2、nDME分別為H2和DME的摩爾分?jǐn)?shù)。

為了確保實(shí)驗(yàn)結(jié)果的準(zhǔn)確性，在相同的初始條件下(pc=22 bar，Tc=622 K)重復(fù)實(shí)驗(yàn)不少于3次，取其平均值來代表最后的著火延遲期。相同工況條件下的3次實(shí)驗(yàn)曲線在壓縮和燃燒過程中吻合良好，即基于本RCM實(shí)驗(yàn)臺(tái)架的數(shù)據(jù)可重復(fù)性良好，具體如圖2所示。圖2中反應(yīng)氣體為DME混合氣(DME∶O2∶H2=1∶6∶24)，非反應(yīng)氣體是把DME混合氣中的O2換成N2.

混合氣的配置在裝有磁力攪拌器的預(yù)混罐中進(jìn)行，根據(jù)分壓定律，按照物質(zhì)的量從小到大依次將實(shí)驗(yàn)氣體充入預(yù)混罐中并充分?jǐn)嚢?約20 min)，然后靜置至少12 h，以保證混合氣的充分均質(zhì)化。每次實(shí)驗(yàn)前，將燃燒缸與配氣管路進(jìn)行抽真空處理，以降低殘余廢氣對(duì)下次實(shí)驗(yàn)的影響。

值得注意的是，活塞達(dá)到上止點(diǎn)前，壓縮過程中已經(jīng)發(fā)生了化學(xué)反應(yīng)，第1階段著火延遲期耦合在壓縮過程中(見圖4)。圖4中φ為當(dāng)量比，ε為壓縮比。此時(shí)無法準(zhǔn)確定義上止點(diǎn)和計(jì)算上止點(diǎn)溫度，在此溫度區(qū)間所得的數(shù)據(jù)不予采用。

1.3 著火延遲期不確定性分析

壓力和溫度的測(cè)量、邊界層厚度和活塞位置等因素將影響到RCM中著火延遲期的測(cè)量精度，其中壓力和溫度測(cè)量的不確定性起主導(dǎo)作用[13]。壓力測(cè)量的不確定性來自初始?jí)毫y(cè)量，壓力傳感器和電荷放大器的不確定性會(huì)導(dǎo)致初始?jí)毫Φ牟淮_定性；而初始?jí)毫y(cè)量的不確定性將直接導(dǎo)致上止點(diǎn)溫度計(jì)算的不確定性。由于初始溫度測(cè)量的不確定度為±0.24 K，導(dǎo)致上止點(diǎn)溫度計(jì)算的不確定度為±0.45 K. 而來自于混合氣組分的不確定性非常小(<0.62%)，因此可以忽略。此外，較高上止點(diǎn)溫度下第1階段的著火延遲期較短，因此壓縮過程中發(fā)生的化學(xué)反應(yīng)影響第1階段著火延遲期的測(cè)量。綜上所述，著火延遲期的不確定度根據(jù)Di等[16]的計(jì)算方法，采用(3)式進(jìn)行計(jì)算：

(3)

(4)

tc為壓縮時(shí)間，τi,c為根據(jù)壓縮過程中瞬時(shí)壓力和瞬時(shí)溫度計(jì)算所得到的著火延遲期。

2 數(shù)值模擬

下面采用Chemkin-Pro軟件中的0-D均質(zhì)定容絕熱反應(yīng)器進(jìn)行數(shù)值模擬研究。為了更貼近RCM燃燒缸內(nèi)混合氣的燃燒過程，在設(shè)定反應(yīng)器容積時(shí)采用Mittal等[18]的體積膨脹法，將壓力的變化以等熵假設(shè)轉(zhuǎn)變?yōu)轶w積的變化來考慮壓縮后的熱損失。反應(yīng)器初始參數(shù)與實(shí)驗(yàn)過程中的初始參數(shù)相同。首先進(jìn)行相應(yīng)的非反應(yīng)氣體壓縮實(shí)驗(yàn)，其中非反應(yīng)氣體與相應(yīng)的反應(yīng)氣體具有相同的比熱容比、初始溫度和初始?jí)毫?，具體方法為用與O2具有近似比熱容比和熱擴(kuò)散率的N2替代O2，參見文獻(xiàn)[19]。從圖2中可以看出，壓縮過程和著火發(fā)生前非反應(yīng)曲線和相應(yīng)的反應(yīng)物曲線吻合良好，證明了本文的傳熱模型模擬RCM實(shí)驗(yàn)的可應(yīng)用性。

本文模擬計(jì)算所用機(jī)理為NUIG Mech_56.54(包含113種物種和710種基元反應(yīng))[20]，該機(jī)理包含詳細(xì)的DME和H2子機(jī)理，并已得到了大量基礎(chǔ)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的驗(yàn)證[20-21]。

3 結(jié)果與分析

3.1 摻氫比對(duì)著火延遲期的影響

圖5所示為上止點(diǎn)溫度724 K、上止點(diǎn)壓力22 bar以及不同摻氫比條件下DME與H2稀混合氣的缸內(nèi)燃燒壓力曲線。由圖5可見，隨著摻氫比的增加，低溫著火階段放熱率(由壓力升高近似代表)降低，著火延遲期延長(zhǎng)。從圖6所示進(jìn)一步的量化結(jié)果可以看出:在較低上止點(diǎn)壓力下，純DME和DME與H2稀混合氣均出現(xiàn)負(fù)溫度系數(shù)(NTC)現(xiàn)象：隨著上止點(diǎn)溫度的增加，著火延遲期保持不變或增加，而H2本身無NTC現(xiàn)象，表明在本文摻氫比實(shí)驗(yàn)條件下DME著火過程中的化學(xué)反應(yīng)仍起主導(dǎo)作用。NUIG Mech_56.54能夠較好地定性預(yù)測(cè)摻氫比對(duì)DME與H2稀混合氣著火延遲期的影響。從定量分析來看，NUIG Mech_56.54在NTC區(qū)間較好地預(yù)測(cè)了著火延遲期，而在低溫區(qū)間的模擬值小于實(shí)驗(yàn)值。H2的添加使得著火延遲期延長(zhǎng)，但在不同溫度區(qū)間有所差異。相比于低溫區(qū)間，H2的添加在NTC區(qū)間使得著火延遲的延長(zhǎng)更加明顯，在其他混合燃料的著火延遲研究中同樣發(fā)現(xiàn)了類似的現(xiàn)象[22]。因此，在后文中選擇NTC區(qū)間的上止點(diǎn)溫度700 K進(jìn)行分析。如圖7所示，在上止點(diǎn)壓力12 bar和22 bar條件下，選擇著火延遲期作為摻氫比的函數(shù)，可以看出著火延遲期隨著摻氫比的增加呈非線性延長(zhǎng)：在摻氫比小于60%時(shí)著火延遲期緩慢增加，當(dāng)摻氫比超過60%時(shí)著火延遲期的增幅變得明顯。此外，摻氫效應(yīng)在上止點(diǎn)壓力較低時(shí)更明顯，表明摻氫效應(yīng)對(duì)上止點(diǎn)壓力敏感。

OH自由基是DME低溫氧化的鏈載體，其與燃料分子反應(yīng)后生成小分子物質(zhì)，同時(shí)釋放大量熱量。H2和DME競(jìng)爭(zhēng)OH自由基，可抑制DME的整個(gè)低溫氧化過程[23]。圖8所示為溫度700 K、壓力12 bar以及當(dāng)量比0.5條件下反應(yīng)R3(H2+OH?H2O+H)和反應(yīng)R433(CH3OCH3+OH?CH3OCH2+H2O)競(jìng)爭(zhēng)OH自由基的歸一化消耗速率。從圖8中可以看出，盡管反應(yīng)R433仍然主導(dǎo)OH自由基的消耗，但其貢獻(xiàn)率隨著H2摩爾分?jǐn)?shù)的增加而降低。而反應(yīng)R3的貢獻(xiàn)率隨著H2摩爾分?jǐn)?shù)的增加而增加，表明H2競(jìng)爭(zhēng)到了更多的OH自由基。產(chǎn)生的H自由基進(jìn)一步通過鏈傳遞反應(yīng)R9：H+O2(+ M)?HO2(+M)形成HO2自由基，表明添加H2后將高反應(yīng)活性的OH自由基轉(zhuǎn)化為亞穩(wěn)態(tài)的HO2自由基，降低了系統(tǒng)的反應(yīng)活性[23]。同時(shí)，在較低的壓力下著火對(duì)反應(yīng)R9更敏感[24]，因此在較低的上止點(diǎn)壓力下，添加H2的效應(yīng)更明顯。H、OH和HO2自由基在DME與H2稀混合氣低溫著火過程中起到非常關(guān)鍵的作用[25]，因此這些自由基的濃度和可以用于表征添加H2對(duì)DME著火過程的影響。從圖9中可以看出，H2的添加降低了低溫反應(yīng)階段H、O和HO2自由基的濃度和，使其濃度峰值對(duì)應(yīng)的時(shí)刻延遲，即抑制了DME的低溫氧化過程，進(jìn)而總的著火延遲期延長(zhǎng)。當(dāng)摻氫比超過60%時(shí)，自由基濃度和摩爾分?jǐn)?shù)下降開始變得明顯，這與實(shí)驗(yàn)中著火延遲期隨著摻氫比的增加而非線性延長(zhǎng)相對(duì)應(yīng)。

3.2 DME與H2稀混合氣三階段燃燒與放熱現(xiàn)象

圖10所示為固定上止點(diǎn)溫度655 K和上止點(diǎn)壓力12 bar以及不同當(dāng)量比(0.30、0.75和1.00)和摻氫比(0%、30%和50%)下燃燒壓力曲線。從圖10(a)中可以看出，在較低的當(dāng)量比(φ=0.30)條件下，燃燒與放熱出現(xiàn)低溫、高溫第1階段和高溫第2階段3個(gè)階段，即三階段放熱現(xiàn)象，且隨著摻氫比的增加，三階段燃燒與放熱現(xiàn)象變得弱化。進(jìn)一步的量化結(jié)果如圖11所示。由圖11可見，隨著摻氫比的增加，高溫兩階段放熱的間隔時(shí)間縮短。

而在較高的當(dāng)量比下，如圖3和圖10(b)所示，即使在較高稀釋率下燃燒與放熱只有低溫和高溫兩個(gè)階段。當(dāng)量比的增加加速了燃燒過程，放熱率和溫度升高率相應(yīng)增加，因此只出現(xiàn)高溫單階段燃燒的現(xiàn)象。

為了闡明在低當(dāng)量比下DME與H2混合氣產(chǎn)生三階段燃燒與放熱的機(jī)理，在Tc=655 K、pc=12 bar和φ=0.30條件下進(jìn)行RH2=0%和RH2=50%的化學(xué)動(dòng)力學(xué)模擬，包括溫度、放熱率和重要反應(yīng)物摩爾分?jǐn)?shù)隨時(shí)間的變化，結(jié)果如圖12所示。從圖12可以看出，DME消耗產(chǎn)生大量HCHO，導(dǎo)致低溫放熱。然后HCHO逐漸積累并最終大量消耗產(chǎn)生一氧化碳(CO)，隨后CO消耗產(chǎn)生二氧化碳(CO2)。值得注意的是，CO最大產(chǎn)生率時(shí)間對(duì)應(yīng)于高溫第1階段的放熱率峰值，最大CO消耗速率時(shí)間對(duì)應(yīng)于高溫第2階段的放熱率峰值。由此可以得出結(jié)論，HCHO反應(yīng)產(chǎn)生CO主導(dǎo)高溫第1階段放熱，而CO和剩余燃料組分氧化主導(dǎo)高溫第2階段放熱。從圖12還可以看出，在RH2=50%時(shí)，與純DME相比，低溫階段和高溫第1階段的放熱率峰值都較小。這主要是由于隨著H2的添加，DME的量降低，同時(shí)H2的添加抑制了DME的消耗，HCHO產(chǎn)生和累積量降低進(jìn)而放熱率降低。由此可以得出結(jié)論，DME主要在低溫放熱和高溫第1階段放熱消耗，而H2主要在高溫第2階段放熱中消耗。因此，高溫第2階段放熱量隨著H2的添加而增加。H2的添加使得高溫第1階段放熱降低而高溫第2階段放熱率增加，因此具有緩和燃燒的作用。

圖13所示為在Tc=655 K、pc=12 bar和φ=0.30條件下放熱率、重要反應(yīng)物和重要基元反應(yīng)放熱率隨溫度的變化，此處只給出了對(duì)放熱率貢獻(xiàn)最大的6個(gè)基元反應(yīng)。放熱率的3個(gè)峰值分別對(duì)應(yīng)于低溫、高溫第1階段和高溫第2階段3個(gè)放熱階段。H2的添加降低了低溫和高溫第1階段反應(yīng)的放熱量，而增加了高溫第2階段反應(yīng)的放熱量?；磻?yīng)放熱率曲線表明，R9：H+O2(+M)?HO2(+M)、R19：H2O2(+M)?OH+OH(+M)、R31：HCO+O2?CO+HO2和R72：CH2O+OH?HCO+H2O為高溫第1階段反應(yīng)放熱做出了主要貢獻(xiàn)。R19雖然是吸熱反應(yīng)，但是H2O2分解產(chǎn)生的OH參與反應(yīng)R72.因此，HCHO消耗產(chǎn)生CO是高溫第1階段反應(yīng)放熱的主要原因。反應(yīng)R15：HO2+OH?H2O+O2和R27: CO+OH?CO2+H主導(dǎo)高溫第2階段反應(yīng)放熱。CO和HO2分別生成CO2和H2O是高溫第2階段放熱的主要原因。

4 結(jié)論

1) H2的添加使得DME與H2稀混合氣著火延遲期呈現(xiàn)非線性增加：在摻氫比小于60%時(shí)著火延遲期緩慢增加，而超過60%時(shí)著火延遲期顯著增加，且H2的添加效應(yīng)在較低的上止點(diǎn)壓力條件下更加明顯。

2) NUIG Mech_56.54能夠較好地定性預(yù)測(cè)DME與H2稀混合氣體的著火延遲期。但在低溫區(qū)間，模擬值小于實(shí)驗(yàn)值，其機(jī)理仍需進(jìn)一步優(yōu)化。

3) DME與H2稀混合氣在較低的當(dāng)量比0.30條件下呈現(xiàn)低溫放熱、高溫第1階段放熱和高溫第2階段放熱的三階段燃燒與放熱現(xiàn)象，且隨著摻氫比的增加，三階段燃燒與放熱現(xiàn)象弱化。而在較高的當(dāng)量比條件下，燃燒與放熱只有低溫和高溫兩個(gè)階段。

4)化學(xué)動(dòng)力學(xué)分析表明：DME主要在低溫和高溫第1階段反應(yīng)過程中消耗，而H2主要在高溫第2階段反應(yīng)中消耗。

參考文獻(xiàn)(References)

[1] Epping K, Aceves S, Bechtold R, et al. The potential of HCCI combustion for high efficiency and low emissions[C]∥Proceedings of SAE Powertrain & Fluid Systems Conference and Exhibition. San Diego, CA,US:SAE，2002.

[2] Ibrahim M M, Ramesh A. Investigations on the effects of intake temperature and charge dilution in a hydrogen fueled HCCI engine[J].International Journal of Hydrogen Energy,2014,39(26): 14097-14108.

[3] Hairuddin A A, Yusaf T, Wandel A P.A review of hydrogen and natural gas addition in diesel HCCI engines[J]. Renewable and Sustainable Energy Reviews, 2014, 32(5): 739-761.

[4] Park S H, Lee C S. Applicability of dimethyl ether (DME) in a compression ignition engine as an alternative fuel [J]. Energy Conversion and Management, 2014, 86: 848-863.

[5] Verhelst S, Wallner T. Hydrogen-fueled internal combustion engines[J]. Progress in Energy and Combustion Science, 2009, 35(6): 490-527.

[6] Shudo T, Yamada H. Hydrogen as an ignition-controlling agent for HCCI combustion engine by suppressing the low temperature oxidation[J]. International Journal of Hydrogen Energy, 2007, 32(14): 3066-3072.

[7] 梁晨, 紀(jì)常偉, 孔令凱,等. 二甲醚- 氫氣混合燃料HCCI燃燒與排放試驗(yàn)[J].農(nóng)業(yè)機(jī)械學(xué)報(bào), 2011, 42(3): 15-20.

LIANG Chen, JI Chang-wei, KONG Ling-kai, et al.Combustion and emissions performance of a HCCI engine fueled with DME and hydrogen blends[J]. Transactions of the Chinese Society for Agricultural, 2011, 42(3): 15-20.(in Chinese)

[8] Pan L, Hu E J, Zhang J X, et al. Experimental and kinetic study on ignition delay times of DME/H2/O2/Ar mixtures[J]. Combustion and Flame, 2014, 161(3): 735-747.

[9] Pan L, Hu E J, Deng F Q, et al. Effect of pressure and equivalence ratio on the ignition characteristics of dimethyl ether-hydrogen mixtures[J]. International Journal of Hydrogen Energy, 2014, 39(33): 19212-19223.

[10] 張紅光, 石智成, 高翔,等. 二甲醚在低到中溫的著火延遲特性[J]. 化工學(xué)報(bào), 2017, 68(5):2140-2147.

ZHANG Hong-guang, SHI Zhi-cheng, GAO Xiang,et al. Ignition delay characteristics of dimethyl ether under low-to-medium temperature ranges[J]. CIESC Journal, 2017, 68(5): 2140-2147. (in Chinese)

[11] Hu E J, Chen Y Z, Cheng Y, et al. Study on the effect of hydrogen addition to dimethyl ether homogeneous charge compression ignition combustion engine[J]. Journal of Renewable and Sustainable Energy, 2015, 7(6): 063121-1-063121-10).

[12] 張紅光, 劉昊, 李嘉辰, 等. 快速壓縮機(jī)試驗(yàn)臺(tái)架設(shè)計(jì)與性能試驗(yàn)[J]. 農(nóng)業(yè)機(jī)械學(xué)報(bào), 2015, 46(4): 289-295.

ZHANG Hong-guang, LIU Hao, LI Jia-chen, et al. Development and performance of rapid compression machine test bench[J]. Transactions of the Chinese Society for Agricultural Machinery, 2015, 46(4): 289-295. (in Chinese)

[13] Mittal G, Sung C J. A rapid compression machine for chemical kinetics studies at elevated pressures and temperatures[J]. Combustion Science and Technology, 2007, 179 (3): 497-530.

[14] Brett L, Macnamara J, Musch, P, et al. Simulation of methane autoignition in a rapid compression machine with creviced pistons[J]. Combustion and Flame, 2001, 124(1): 326-329.

[15] Morley C. Gaseq Version 0.76[EB/OL]. [2017-08-04]. http:∥www.gaseq.co.uk.

[16] Di H S, He X, Zhang P, et al. Effects of buffer gas composition on low temperture ignition of iso-octane and n-heptane[J]. Combust Flame, 2014, 161(10): 2531-2538.

[17] He X, Donovan M T, Zigler B T, et al. An experimental and modeling study of iso-octane ignition delay times under homogeneous charge compression ignition conditions[J]. Combustion and Flame, 2005, 142(3): 266-275.

[18] Mittal G, Chaos M, Sung C J, et al. Dimethyl ether autoignition in a rapid compression machine: experiments and chemical kinetic modeling[J]. Fuel Processing Technology, 2008, 89(12):1244-1254.

[19] 張紅光, 石智成, 盧海濤, 等. 基于快速壓縮機(jī)的甲烷著火延遲期的研究[J]. 北京工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào), 2016, 42(4): 577-584.

ZHANG Hong-guang, SHI Zhi-cheng, LU Hai-tao, et al. Study of ignition delay time of methane based on a rapid compression machine[J]. Journal of Beijing University of Technology, 2016, 42 (4): 577-584.(in Chinese)

[20] Burke U, Somers K P, O'Toole P, et al. An ignition delay and kinetic modeling study of methane, dimethyl ether, and their mixtures at high pressures[J]. Combustion and Flame, 2015, 162(2): 315-330.

[21] Kéromnès A, Metcalfe W K, Heufer K A, et al. An experimental and detailed chemical kinetic modeling study of hydrogen and syngas mixture oxidation at elevated pressures[J]. Combust and Flame, 2013, 160(6): 995-1011.

[22] Sante R D. Measurements of the auto-ignition of n-heptane/toluene mixture using a rapid compression machine[J]. Combustion and Flame, 2012, 159(1): 55-63.

[23] 鄭朝蕾，李善良.二甲醚重整氣對(duì)二甲醚均質(zhì)壓燃影響的數(shù)值模擬[J]. 內(nèi)燃機(jī)學(xué)報(bào), 2013, 31(4)：337-342.

ZHENG Chao-lei, LI Shan-liang. Numerical simulation on the effect of DME-reformed gas on dimethyl ether homogeneous compression ignition[J]. Transactions of CSICE, 2013, 31(4): 337-342.(in Chinese)

[24] Mittal G, Sung C J, Yetter R A. Autoignition of H2/CO at elevated pressures in a rapid compression machine[J]. International Journal of Chemical Kinetics, 2006, 38(8): 516-529.

[25] Shi Z C, Zhang H G, Lu H T, et al. Autoignition of DME/H2mixtures in a rapid compression machine under low-to-medium temperature ranges[J]. Fuel, 2017, 194: 50-62.