摘要： 以一款六缸發(fā)電機組柴油機為研究對象，基于AVL Fire軟件建立該六缸機TCD燃燒系統(tǒng)的三維仿真模型，利用試驗結果對仿真模型進行驗證?；隍炞C后的仿真模型，進行TCD燃燒室結構優(yōu)化及油束夾角匹配。利用靈敏度分析法，以指示功率為評價指標，得出了燃燒室直徑、下室出口直徑等主要結構參數(shù)對TCD燃燒系統(tǒng)燃燒性能的影響程度，根據(jù)影響程度由大到小依次優(yōu)化各參數(shù)，并在改變結構參數(shù)的同時進行油束夾角匹配。燃燒系統(tǒng)優(yōu)化匹配后，單缸指示功率提高了0.79 kW，該六缸柴油機發(fā)電工況的燃燒性能得到提升。通過分析不同燃燒室結構參數(shù)下的缸內油氣當量比分布，發(fā)現(xiàn)匹配最佳參數(shù)后，缸內空氣利用率較高，當量比分布較均勻，油氣混合較好，故TCD燃燒系統(tǒng)表現(xiàn)出更好的燃燒性能。

關鍵詞： 柴油機；燃燒室；參數(shù)優(yōu)化；匹配；燃燒性能

DOI： 10.3969/j.issn.1001-2222.2024.06.009

中圖分類號：TK421.2" 文獻標志碼： B" 文章編號： 1001-２２２２（２０24）０6-００60-０9

柴油機因扭矩大、熱效率高、可靠耐用等優(yōu)點而著稱［1］，而嚴峻的能源與環(huán)境問題使得柴油機性能改善迫在眉睫。燃燒系統(tǒng)優(yōu)化匹配是改善柴油機性能的重要手段，主要針對油、氣、室進行［2-4］。噴油參數(shù)優(yōu)化主要針對燃油噴射角度、噴油時刻等進行，其中，燃油噴射角度匹配主要針對油束夾角，通過油束夾角匹配可以改善油束與燃燒室的作用關系，促進油氣混合［5］。燃燒室結構優(yōu)化主要針對喉口直徑等結構參數(shù)進行，優(yōu)化后可以進一步利用燃燒室壁面促進噴霧二次霧化，提高缸內空氣利用率，加速油氣混合，改善燃燒過程［6］。

燃燒系統(tǒng)優(yōu)化匹配一直是研究的熱點。W. P. SUNG［7］基于微種群遺傳算法，對燃燒室結構、噴油壓力及噴油提前角等進行優(yōu)化，使指示燃油消耗率降低了35%。周海琴等［8-11］基于靈敏度分析法，通過三維仿真優(yōu)化燃燒室結構參數(shù)，按結構參數(shù)對燃燒性能的影響程度依次優(yōu)化并匹配油束夾角，優(yōu)化后指示功率提高，缸內油氣混合過程改善。B. JESUS 等［12］基于響應面法進行柴油機燃燒系統(tǒng)優(yōu)化匹配，使指示燃油消耗率降低了5%。黃盛杰等［13］基于正交試驗法，研究燃燒室縮口比等參數(shù)對碳煙排放的影響，通過極差分析得出最優(yōu)參數(shù)，使柴油機碳煙排放降低了46.7%。覃星念等［14］利用遺傳算法，進行燃燒室結構參數(shù)及噴油參數(shù)的協(xié)同優(yōu)化，優(yōu)化后柴油機在高負荷下燃油消耗率降低。

道依茨公司的TCD2015（T為渦輪增壓器，Turbocharger；C為進氣中冷，Charge air cooling；D為柴油顆粒捕集器，Diesel particle filter）系列機型上應用的導流燃燒系統(tǒng)稱為TCD燃燒系統(tǒng)，其特點是在傳統(tǒng)的ω燃燒系統(tǒng)的基礎上，在燃燒室壁面增設環(huán)狀凸起結構，噴霧撞壁后，利用凸緣引導燃油進一步發(fā)展，目前具備相似燃燒室特征的導流燃燒系統(tǒng)已在多家公司的柴油機產品上得到良好應用［15］。

本研究針對一款應用TCD燃燒系統(tǒng)的六缸發(fā)電機組柴油機，以改善發(fā)電工況的燃燒性能為目的，利用三維仿真與試驗驗證的方法，進行燃燒系統(tǒng)的優(yōu)化匹配，主要包括燃燒室結構優(yōu)化及油束夾角匹配。優(yōu)化過程中，利用靈敏度分析法，以指示功率為評價指標，計算分析TCD燃燒室主要結構參數(shù)對燃燒系統(tǒng)燃燒性能的影響，按照影響從大至小依次進行優(yōu)化，確定出各參數(shù)的最終優(yōu)化結果，并進一步分析燃燒性能改善的原因。

1 仿真模型的建立及驗證

1.1 仿真模型的建立

該六缸柴油機的基準燃燒室結構如圖1所示，燃燒室壁面環(huán)狀凸緣和噴嘴噴孔的連線將TCD燃燒室分為上室和下室。

圖1 原機TCD燃燒室結構

針對該六缸柴油機所采用的TCD燃燒系統(tǒng)，利用AVL Fire軟件建立三維仿真模型，利用該六缸柴油機的試驗數(shù)據(jù)，驗證仿真模型的準確性。由于TCD燃燒系統(tǒng)對稱且所采用噴油器的8個噴孔周向均勻分布，故建立1/8網(wǎng)格模型，模型采用六面體網(wǎng)格，進行網(wǎng)格獨立性校驗，確定網(wǎng)格尺寸為1 mm左右。同時，為節(jié)省計算時間，僅計算進氣門關閉時刻（-131.5°ATDC）到排氣門開啟時刻（111°ATDC）這段過程。最終仿真模型在上止點網(wǎng)格數(shù)為15 924，下止點網(wǎng)格數(shù)為27 984，上止點燃燒室網(wǎng)格如圖2所示。仿真模型運行參數(shù)按照表1進行設置，均為實機的運行參數(shù)，1 800 r/min為該六缸柴油機的標定轉速，與發(fā)電機的發(fā)電工況相對應。子模型選取情況如下：湍流模型選取k-zeta-f模型，破碎模型選取Wave模型，蒸發(fā)模型選取Dukowicz模型，燃燒模型選取ECFM-3Z模型。

1.2 仿真模型的驗證

圖3示出仿真模型的驗證結果，可以看出仿真結果和試驗結果較一致，仿真模型驗證完成，可以進一步開展燃燒系統(tǒng)優(yōu)化匹配相關計算工作。在指示功率的計算過程中，輸出仿真計算得出的缸壓曲線及容積變化曲線，指示功通過缸壓在進氣門關閉至排氣門打開這段曲軸轉角內對缸內容積進行積分得出，之后求得指示功率。

2 結構參數(shù)對TCD燃燒系統(tǒng)燃燒性能的影響

在仿真模型驗證完成后，對TCD燃燒室結構進行參數(shù)化，基于靈敏度分析法分析主要結構參數(shù)對燃燒性能的影響。圖4示出TCD燃燒室的主要結構參數(shù)，包括燃燒室直徑D1（半徑R1）、下室出口角β、連接弧半徑R、凸臺傾角α、上室容積比（V1/V）、下室出口直徑D2（半徑R2），其中，通過調整上室深度H1來改變上室容積比（V1/V）。

圖5示出基于靈敏度分析法的優(yōu)化過程。在優(yōu)化過程中，不同結構參數(shù)的燃燒室模型保持燃燒室容積和壓縮比不變。

2.1 凸臺傾角的影響

凸臺傾角的變化影響燃燒室中心位置的油氣混合過程，進而影響TCD燃燒系統(tǒng)的燃燒性能，因此改變凸臺傾角，研究其對燃燒性能的影響。凸臺傾角變化范圍為50°～61°，表2示出不同凸臺傾角的燃燒室結構參數(shù)，結構示意見圖6。在凸臺傾角的變化過程中，保持上室容積比、下室出口直徑、下室出口角、連接弧半徑、燃燒室直徑不變，并保持燃燒室容積和壓縮比不變。

在凸臺傾角的變化過程中，TCD燃燒室下室結構發(fā)生改變，所匹配的最優(yōu)油束夾角改變，故研究凸臺傾角對燃燒性能的影響時，對不同凸臺傾角的各個燃燒室進行油束夾角匹配，使指示功率最大，比較匹配最優(yōu)油束夾角后的指示功率。匹配油束夾角時，發(fā)現(xiàn)在不同油束夾角下缸壓均接近上限值17.5 MPa，故不對噴油提前角進行調整，以下各結構參數(shù)優(yōu)化時缸壓均接近上限值，故均不調整噴油提前角。匹配最優(yōu)油束夾角后，將不同凸臺傾角對應的最大功率繪制成曲線，如圖7所示。由圖7可見，凸臺傾角由50°變化到61°，指示功率的變化范圍為77.53～77.77 kW，變化率為0.31%。

2.2 連接弧半徑的影響

連接弧半徑的變化影響燃燒室下室的油氣混合過程，進而影響TCD燃燒系統(tǒng)的燃燒性能。表3示出不同連接弧半徑的TCD燃燒室結構參數(shù)（結構示意見圖8），連接弧半徑變化范圍為6.0～9.5 mm。在連接弧半徑的變化過程中，保持上室容積比、下室出口直徑、下室出口角、燃燒室直徑、凸臺傾角不變，為保持燃燒室容積和壓縮比不變，調整燃燒室深度和中心凸臺結構參數(shù)。

在連接弧半徑的變化過程中，進行最優(yōu)油束夾角匹配，將不同連接弧半徑對應的最大功率繪制成曲線，如圖9所示。從圖9可見，連接弧半徑由6 mm變化到9.5 mm，指示功率的變化范圍為77.54～77.86 kW，變化率為0.41%。

2.3 上室容積比的影響

上室容積比指的是上室容積占活塞頂部燃燒室容積的比例。表4示出不同上室容積比的燃燒室結構參數(shù)，結構示意見圖10。對于TCD燃燒室，通過調整上室深度來改變上室容積比，上室容積比變化范圍為0.26～0.46。在上室容積比的變化過程中，保持凸臺傾角、下室出口角、燃燒室直徑、連接弧半徑、下室出口直徑不變，為保持燃燒室容積和壓縮比不變，調整燃燒室深度。

在上室容積比的變化過程中，匹配最優(yōu)油束夾角，將不同上室容積比的燃燒室對應的最大功率繪制成曲線，如圖11所示。由圖11可見，上室容積比由0.26變化到0.46，指示功率的變化范圍為77.55～77.70 kW，變化率為0.19%。

2.4 下室出口直徑的影響

表5示出不同下室出口直徑的燃燒室結構參數(shù)（結構示意見圖12），下室出口直徑變化范圍為63.54～75.38 mm。下室出口直徑的變化過程中，保持凸臺傾角、下室出口角、燃燒室直徑、連接弧半徑、上室容積比均不變，為保持燃燒室容積和壓縮比不變，調整燃燒室深度和中心凸臺結構參數(shù)。為保持上室容積比不變，調整上室深度。

在下室出口直徑的變化過程中，進行最優(yōu)油束夾角匹配，將不同下室出口直徑的燃燒室對應的最大功率繪制成曲線，如圖13所示。由圖13可見，下室出口直徑由63.54 mm變化到75.38 mm，指示功率在77.40～77.80 kW變化，變化率為0.52%。

2.5 燃燒室直徑的影響

表6示出不同燃燒室直徑的燃燒室結構參數(shù)（結構示意見圖14），燃燒室直徑變化范圍為85.8～101.8 mm。燃燒室直徑的變化過程中，保持連接弧半徑、下室出口角、凸臺傾角、上室容積比不變，保持下室出口直徑和燃燒室直徑的比值不變。為保持燃燒室容積和壓縮比不變，調整燃燒室深度和中心凸臺參數(shù)。

在燃燒室直徑的變化過程中，進行最優(yōu)油束夾角匹配，將不同燃燒室直徑的燃燒室對應的最大功率繪制成曲線，如圖15所示。研究發(fā)現(xiàn)燃燒室直徑為97.8 mm時，指示功率取得最大值，為77.80 kW。燃燒室直徑由85.8 mm變化到101.8 mm，指示功率的變化范圍為77.33～77.80 kW，變化率為0.61%。

2.6 下室出口角的影響

下室出口角影響凸緣處油束發(fā)展情況。表7示出不同下室出口角的燃燒室結構參數(shù)（結構示意見圖16），下室出口角變化范圍為66°～81°。下室出口角的變化過程中，保持燃燒室直徑、凸臺傾角、上室容積比、連接弧半徑不變，為保持燃燒室容積和壓縮比不變，調整燃燒室深度。為保持上室容積比不變，調整下室出口直徑，由于下室出口直徑變化范圍較小，結合上文的研究結果，忽略下室出口直徑變化產生的影響。

在下室出口角的變化過程中，進行最優(yōu)油束夾角匹配，圖17示出不同下室出口角對應的最大功率，可見下室出口角由66°變化到81°，指示功率的變化范圍為77.44～77.77 kW，變化率為0.43%。

3 TCD燃燒室結構參數(shù)靈敏度分析

為了明確各結構參數(shù)對TCD燃燒系統(tǒng)燃燒性能的影響程度，引入靈敏度ΦP_i x這一無量綱參數(shù)，如式（1）所示。

ΦP_i x=ΔP_i/P_iΔx/x=ΔP_i/ΔxP_i/x。（1）

式中：ΦP_i x為指示功率P_{i對結構參數(shù)}x的靈敏度，ΔP_i/Δx為指示功率Pi對于結構參數(shù)x的相對變化率。計算ΔPi/Δx時，在參數(shù)變化范圍內，左端點取右斜率，右端點取左斜率，中間點取左、右斜率的平均值［16］。

圖18示出各優(yōu)化參數(shù)的靈敏度及變化范圍，可以得出燃燒室直徑D1對燃燒性能的影響最大，下室出口直徑D2次之，然后依次為凸臺傾角α，下室出口角β，連接弧半徑R，上室容積比V1/V。按靈敏度從大到小的順序，以指示功率最大為優(yōu)化目標，依次進行優(yōu)化。

4 TCD燃燒室結構參數(shù)優(yōu)化

4.1 燃燒室直徑優(yōu)化

首先優(yōu)化燃燒室直徑，根據(jù)2.5節(jié)中燃燒室直徑D1對TCD燃燒系統(tǒng)性能影響的研究， 發(fā)現(xiàn)D1=97.8 mm時指示功率最大。

圖19示出不同燃燒室直徑下的缸內油氣當量比分布。其中13.9°ATDC，26.1°ATDC分別為上止點后噴油過程中的兩個時刻，34.1°ATDC為噴油結束后一時刻。通過分析13.9°ATDC和26.1°ATDC時刻的缸內油氣當量比分布，可以得出當D1=85.8 mm時，較多燃油撞壁后通過上室壁面的導流作用往上室運動，而當D1=101.8 mm時，燃燒室直徑較大，較多燃油撞壁后通過下室壁面的導流往下室運動。

通過分析34.1°ATDC時刻缸內油氣當量比分布，可以得出D1=85.8 mm時，缸內頂部位置局部當量比較大，同時，上室壁面和燃燒室喉口處的附壁燃油較多，油氣混合較差，使得燃燒過程惡化。當D1=101.8 mm，由于噴油器噴孔距離凸緣位置較遠，噴霧撞壁后能量較小，較多燃油撞壁后未離開燃燒室壁面，上室壁面、下室連接弧和燃燒室喉口處的附壁燃油較多，同時，中心凸臺上方局部過濃，油氣混合較差。當D1=97.8 mm時，缸內空氣利用率較高，當量比分布較均勻，油氣混合較好。綜上所述，確定最優(yōu)燃燒室直徑為D1=97.8 mm。

4.2 下室出口直徑優(yōu)化

針對最優(yōu)燃燒室直徑所對應的工況，進行下室出口直徑的優(yōu)化，優(yōu)化過程中保持燃燒室直徑、凸臺傾角、連接弧半徑、上室容積比、下室出口角不變。下室出口直徑變化范圍為70.42～78.42 mm，表8示出不同下室出口直徑燃燒室結構參數(shù)。

在下室出口直徑變化過程中，進行最優(yōu)油束夾角匹配，圖20示出不同下室出口直徑對應的最大功率。由圖20可見，指示功率隨下室出口直徑的增大先增大后減小，下室出口直徑為74.42 mm時指示功率最大，為78.38 kW。

圖21示出不同下室出口直徑下的缸內油氣當量比分布。通過分析13.9°ATDC和26.1°ATDC時刻缸內油氣當量比分布，可以得出D2=70.42 mm，即下室出口直徑較小時，較多燃油撞壁后通過上室壁面的導流作用往上室運動。當D2=78.42 mm時，下室出口直徑較大，較多燃油撞壁后通過下室壁面的導流作用往下室運動。

通過分析34.1°ATDC時刻缸內油氣當量比分布，可以得出D2=70.42 mm時，缸內頂部位置局部當量比較大，油氣混合較差，使得燃燒過程惡化。當D2=78.42 mm，由于噴油器噴孔距離凸緣位置較遠，噴霧撞壁后能量較小，較多燃油撞壁后未離開燃燒室壁面，上室壁面、下室連接弧和燃燒室喉口等處附壁燃油較多，同時，中心凸臺上方局部當量比較大，油氣混合較差。當D2=74.42 mm時，缸內當量比分布較均勻，油氣混合較好。綜上所述，確定最優(yōu)下室出口直徑為D2=74.42 mm。

4.3 凸臺傾角優(yōu)化

針對最優(yōu)下室出口直徑所對應的工況，對凸臺傾角進行優(yōu)化，優(yōu)化過程中燃燒室直徑、下室出口直徑、連接弧半徑、上室容積比、下室出口角保持不變。凸臺傾角變化范圍為54°～62°，表9示出不同凸臺傾角燃燒室結構參數(shù)。

在凸臺傾角的變化過程中，進行最優(yōu)油束夾角匹配。圖22示出不同凸臺傾角對應的最大功率，指示功率隨凸臺傾角的增大先增大后減小，凸臺傾角為58°時指示功率最大，為78.38 kW。

圖23示出不同凸臺傾角下的缸內油氣當量比分布。通過分析26.1°ATDC，34.1°ATDC時刻缸內油氣當量比分布可以得出，當凸臺傾角α=54°時，中心凸臺上方局部當量比較大，下室連接弧處附壁燃油較多，油氣混合較差。凸臺傾角α=62°時，缸內頂部位置局部當量比較大，油氣混合較差，使得燃燒過程惡化。而凸臺傾角α=58°時，油氣當量比分布較均勻。綜上所述，確定最優(yōu)凸臺傾角α=58°。

對凸臺傾角進行優(yōu)化后，依次對下室出口角、連接弧半徑、上室容積比進行優(yōu)化，優(yōu)化方法和上文一致，不再單獨列出，僅在下文給出最終優(yōu)化結果。

4.4 TCD燃燒系統(tǒng)參數(shù)優(yōu)化結果

經過對燃燒室主要結構參數(shù)的依次優(yōu)化，確定優(yōu)化后的燃燒室結構，如圖24所示。圖25示出優(yōu)化前后的結構對比。優(yōu)化后，燃燒室直徑為97.8 mm，下室出口角為71°，連接弧半徑為7.5 mm，凸臺傾角為58°，上室容積比為0.32，下室出口直徑為74.42 mm，最優(yōu)油束夾角為153°。TCD燃燒系統(tǒng)參數(shù)優(yōu)化后，指示功率為78.38 kW，較優(yōu)化前的77.59 kW提高0.79 kW，TCD燃燒系統(tǒng)的燃燒性能得到提升。

5 結論

a） 基于靈敏度分析法，得出了TCD燃燒室主要結構參數(shù)對燃燒性能的影響程度，由大到小依次為燃燒室直徑D1，下室出口直徑D2，凸臺傾角α，下室出口角β，連接弧半徑R，上室容積比V1/V;

b） 通過依次優(yōu)化燃燒室結構參數(shù)及匹配最優(yōu)油束夾角，確定了優(yōu)化后的TCD燃燒室結構，優(yōu)化后，指示功率提高了0.79 kW，TCD燃燒系統(tǒng)發(fā)電工況的燃燒性能得到提升;

c） 通過分析不同燃燒室結構下的缸內油氣當量比分布，發(fā)現(xiàn)當燃燒室結構參數(shù)選擇不合理時，易造成缸內頂部、燃燒室壁面、中心凸臺上方等區(qū)域局部當量比較大，油氣混合較差，不利于燃燒過程的進行;燃燒室結構優(yōu)化后，缸內的空氣利用率提高，油氣當量比分布較均勻，燃燒過程得到改善。

參考文獻：

［1］ 劉圣華，周龍保，韓永強，等.內燃機學［M］.4版.北京：機械工業(yè)出版社，2017.

［2］ 虞育松，李國岫，張晶，等.高速直噴柴油機燃燒系統(tǒng)參數(shù)對燃燒性能影響的權重分析［J］.兵工學報，2012，33（12）：10-16.

［3］ JAICHANDAR S，KUMAR P，ANNAMALAI K.Combined effect of injection timing and combustion chamber geometry on the performance of a biodiesel fueled diesel engine［J］.Energy，2012，47（1）：388-394.

［4］ RAKOPOULOS C D，KOSMADAKIS G M，PARIOTIS E G.Investigation of piston bowl geometry and speed effects in a motored HSDI diesel engine using a CFD against a quasi-dimensional model［J］.Energy Conversion amp; Management，2010，51（3）：470-484.

［5］ 張智.某型柴油機斜置噴油器參數(shù)與渦流匹配特性研究［D］.北京：北京理工大學，2023.

［6］ YU H，LIANG X，SHU G，et al.Experimental investigation on spray-wall impingement characteristics of n-butanol/diesel blended fuels［J］.Fuel，2016，182：248-258.

［7］ SUNG W P.Optimization of combustion chamber geometry for stoichiometric diesel combustion using a micro genetic algorithm［J］.Fuel Processing Technology，2010，91：1742-1752.

［8］ 周海琴.分卷流燃燒系統(tǒng)燃燒及碳煙排放特性研究［D］.北京：北京理工大學，2019.

［9］ 陳彥林.柴油機側卷流燃燒系統(tǒng)參數(shù)影響機理與匹配方法研究［D］.北京：北京理工大學，2021.

［10］ 李曉倫.柴油機復合卷流燃燒系統(tǒng)參數(shù)匹配優(yōu)化研究［D］.北京：北京理工大學，2018.

［11］ 吳婧.柴油機雙卷流燃燒室的參數(shù)化及靈敏度分析［D］.北京：北京理工大學，2008.

［12］ JESUS B，RICARDO N，MANUE P J，et al.Optimization of the combustion system of a medium duty direct injection diesel engine by combining CFD modeling with experimental validation［J］.Energy Conversion amp; Management，2016，110：212-229.

［13］ 黃盛杰，鄭巍，何瑞銀，等.基于國四排放標準的非道路柴油機燃燒系統(tǒng)多參數(shù)優(yōu)化匹配研究［J］.農業(yè)裝備與車輛工程，2022，60（11）：44-48.

［14］ 覃星念，肖剛，李耀鵬，等.重載柴油機運行參數(shù)與燃燒室結構協(xié)同優(yōu)化研究［J］.車用發(fā)動機，2023（2）：18-24.

［15］ 康與寧，李向榮，薄大偉，等.TCD燃燒系統(tǒng)對柴油機燃燒和排放性能改善效果的試驗研究［J］.農業(yè)工程學報，2021，37（11）：50-59.

［16］ BAKENHUS M，REITZ R D.Two-color combustion visualization of single and split injections in a single-cylinder heavy-duty D.I. diesel engine using an endoscope-based imaging system［C］.SAE Paper 1999-01-1112.

Optimization and Matching of TCD Combustion System for 6-Cylinder Diesel Engine

LU Boyang1，LI Xiangrong1，CHANG Jiang1，ZHAO Weihua1，LI Quanshuai2

（1.School of Mechanical Engineering，Beijing Institute of Technology，Beijing 100081，China;2.Hebei Huabei Diesel Engine Co.，Ltd.，Shijiazhuang 050081，China）

Abstract： A three-dimensional simulation model of the TCD combustion system of a six cylinder diesel engine for a generator set was established based on AVL Fire software， and the simulation model was validated by using experimental results. Then the optimization for the TCD geometries of combustion chamber and the matching of" spray angle were conducted. By using sensitivity analysis method， the influence degree of main chamber geometries such as combustion chamber diameter and lower chamber outlet diameter on the combustion performance of TCD combustion system was obtained based on the evaluation index of indicated power. According to the influence degree， each geometry was optimized in descending order and the spray angle was matched simutaneously. Accordingly， the indicated power of single cylinder increased by 0.79 kW， and the combustion performance of the six cylinder diesel engine improved under power generation conditions. By analyzing the distribution of cylinder fuel/air equivalence ratio under different combustion chamber geometries， it was found that the cylinder air utilization rate improved， the distribution of equivalence ratio became more uniform， and the fuel/air mixed much better after matching the optimal parameters. Therefore， the TCD combustion system showed better combustion performance.

Key words： diesel engine;combustion chamber;parameter optimization;match;combustion performance

［編輯： 姜曉博］

作者簡介： 路博陽（1999—），男，碩士，主要研究方向為柴油機燃燒系統(tǒng)優(yōu)化匹配；765607395@qq.com。

通訊作者： 李向榮（1967—），男，教授，工學博士，主要研究方向為內燃機工作過程；lixr@bit.edu.cn。