两级增压系统与柴油机的匹配计算方法

摘要

本发明公开了一种两级高增压系统与柴油机的匹配计算方法，本发明的匹配计算方法，其步骤为：步骤一根据已知柴油机的相关参数，计算柴油机所需要的总空气质量流量和总压比；步骤二计算低压级增压器压气机的压比和空气容积流量，选择低压级增压器压气机规格；步骤三计算高压级增压器压气机的空气容积流量和增压比，选择高压级增压器压气机规格；步骤四计算高压级增压器涡轮端的膨胀比和进口温度，确定高压级增压器的涡轮规格；步骤五进行低压级涡轮的计算与选型；步骤六根据已选出的增压器规格，估算柴油机与增压器的联合运行线。

说明书

技术领域

本发明涉及一种涡轮增压器的匹配计算方法，特别涉及一种两级高增压系统与柴油机的匹配计算方法。

背景技术

废气涡轮增压器是船用大功率柴油机实现高功率密度、低油耗、低排放的关键部套件之一。随着IMO Tier III要求的逐步实施，使船用大功率柴油机不断向经济性和低排放方向发展。采用高压比、高效率增压系统是实现这一目标的有效途径。而两级增压比单级增压容易获得更高的增压压力，从而可使柴油机获得更高的平均有效压力。增压器的增压比越高，压气机和涡轮的效率越低，所以在给定的增压压力下，两级比单级效率高。同时，两级增压便于中间冷却，可以减少压缩功，提高压气机效率，同时降低柴油机的热应力。国内现在两级增压器匹配计算与分析、压比分配、匹配试验等方面的方法比较欠缺，在两级增压系统中增压器选型时范围增大，配机试验次数增多，导致增压器选型的时间与费用增加，影响了两级高增压系统的发展。

发明内容

为了解决两级增压系统与柴油机的匹配问题，本发明提供一种匹配计算方法，通过压气机本体、排温、增压器、中冷器等模型相关联的参数进行联合计算，确定两级增压器系统压比的分配，完成增压器规格的选择。

为了实现上述目的，本发明采用了以下技术方案：

两级增压系统与柴油机的匹配计算方法，其特征在于，包括以下步骤：

步骤一、根据已知柴油机的相关参数，计算柴油机所需要的总空气质量流量m_vol和总压比π；

步骤二、根据步骤一中计算得出柴油机所需要的总压比π和总空气质量流量m_vol，假定高、低压级增压器压气机压比分配比例，计算低压级增压器压气机的压比π_dv和空气容积流量V_d298，选择低压级增压器压气机规格；

步骤三、根据步骤二中低压级压气机的出口空气质量流量m_V、出口压力P_d2、出口温度t_d2及中冷器的压力损失ΔP₁、温度损失Δt₁，计算高压级增压器压气机的空气容积流量V_g298和增压比π_gv，选择高压级增压器压气机规格；

步骤四、计算高压级增压器涡轮端的膨胀比π_gt和进口温度t_G1，确定高压级增压器的涡轮规格；

步骤五、根据步骤四求得的高压级涡轮的膨胀比π_gt和涡轮前压力P_G1可推出低压级涡轮增压器进口压力P_D1，其出口压力为确定值，进行低压级涡轮的计算与选型；

进一步的，所述步骤一中柴油机所需要的总空气质量流量m_vol和总压比π、分别通过式(1)、式(2)进行计算：

$m_{vol}=\frac{i\times D^2\times S\times n}{2\times 60}\times \frac{3.1416}{4}\times \frac{Ps\times {10}^5}{287.04\times (t+273)}\times \frac{ϵ}{ϵ-1}---\left(1\right)$

$\pi =\frac{(P_s-{\mathrm{\Delta P}}_s)}{(P-\Delta P)}---\left(2\right)$

其中，柴油机所需要的总空气质量流量m_vol单位：kg/s；扫气温度t单位：℃；柴油机活塞直径D单位：m；柴油机活塞行程S单位：m；柴油机额定转速n单位：rpm；柴油机缸数i；扫气压力Ps单位：bar；扫气压力损失ΔPs单位：bar；大气压力P单位：bar；进气压力损失ΔP单位：bar；柴油机压缩比ε。

进一步的，所述步骤二中低压级增压器压气机的压比π_dv和空气容积流量V_d298计算步骤如下：

柴油机总压比π计算公式(2)可转换为

$\pi =\frac{(P_s-{\mathrm{\Delta P}}_s)}{(P-\Delta P)}=\frac{P_{d2}}{P_{d1}}\times \frac{P_{g2}}{P_{g1}}---\left(3\right)$

其中，低压级空气出口压力P_d2单位：bar；低压级空气进口压力P_d1单位：bar；高压级空气出口压力P_g2单位：bar；高压级空气进口压力P_g1单位：bar。

空气进气管、消音器、中冷器产生0.01-0.015bar压力损失,第一次计算，忽略中冷器产生的压力损失，则P_d2≈P_g1，式(3)变为式(4)，

$\pi =\frac{P_{d2}}{P_{d1}}\times \frac{P_{g2}}{P_{g1}}\approx \frac{P_{g2}}{P_{d1}}={\pi }_{dv}·{\pi }_{gv}---\left(4\right)$

其中，低压级增压器的压比：π_dv，高压级增压器的压比：π_gv。

假定高、低压级增压器压气机的压比平均分配，则低压级增压器的压比π_dv通过公式(5)进行计算

${\pi }_{dv}=\sqrt{\pi }---\left(5\right)$

计算低压级压气机提供的空气质量流量m_V，按式(6)、式(7)计算：

其中，低压级压气机的空气质量流量m_V单位：kg/s；柴油机的总空气量m_vol单位：kg/s；柴油机扫气系数：λ；柴油机充气效率：增压器台数：z；扫气温度t单位：℃。

的乘积表征气缸通过能力的参数，的乘积取值范围如下：

高速四冲程变压增压柴油机：

高速四冲程定压增压柴油机：

中速四冲程变压增压柴油机：

中速四冲程定压增压柴油机：

中速二冲程增压柴油机：

低速二冲程增压柴油机：

利用式(6)计算所得低压级压气机提供的空气质量流量m_V，通过式(8)、(9)换算成容积流量V_d298：

${\rho }_{d298}=\frac{(P-\Delta P)\times {10}^5}{287.04\times (t_{v1}+273)}\times \sqrt{\frac{298}{(t_{v1}+273)}}---\left(8\right)$

V_d298＝m_V/ρ₂₉₈(9)

其中，298K温度下空气密度ρ_d298,单位：kg/m³；大气压力P单位：bar；进气压力损失ΔP单位：bar；环境温度t_v1单位：℃；298K温度下低压级压气机的容积流量V_d298单位：m³/s；低压级压气机的空气质量流量m_V单位：kg/s。

根据计算得到的压比π_dv和流量V_d298选择低压级压气机的规格。

进一步的，所述步骤三中高压级增压器压气机的空气容积流量V_g298和压比π_gv计算步骤下：

高压级增压器压气机的空气质量流量m_G与低压级增压器压气机的空气质量流量m_V相等，即

m_G＝m_V>

P_g1＝P_d2-ΔP₁>

${\rho }_{g298}=\frac{P_{g1}\times {10}^5}{287.04\times (t_{g1}+273)}\times \sqrt{\frac{298}{(t_{g1}+273)}}---\left(12\right)$

V_g298＝m_V/ρ_g298>

π_gv＝π/π_dv(14)

其中，高压级增压器压气机的空气质量流量m_G单位：kg/s；低压级增压器压气机的空气质量流量m_V单位：kg/s；高压级空气进口压力P_g1单位：bar；低压级压气机的出口压力P_d2单位：bar；中冷器的压力损失ΔP₁单位：bar；高压级空气进口温度t_g1单位：℃；298K温度下空气密度ρ_g298单位：kg/m³；298K温度下高压级压气机的容积流量V_g298单位：m³/s；高压级增压器的压比π_gv；低压级增压器的压比π_dv；柴油机总压比π。

根据计算得到的空气容积流量V_g298和压比π_gv，选择高压级压气机的规格。

进一步的，所述步骤四中高压级增压器涡轮端的进口温度t_G1和膨胀比π_gt计算的具体步骤为：

a、先求柴油机有效效率η_c、活塞速度C、摩擦压力P_m、涡轮前可用热系数χ、总过量空气系数λ_a、废气成份κ、压气机后空气焓值Δh_gv、涡轮前的废气焓值Δh_gt1，如下式(15)至式(22)：

柴油机有效效率：

活塞速度：

摩擦压力：P_m＝0.1109×C+0.2691+(-0.0006104×C+0.0102)×P_b>

涡轮前可用热系数：

总过量空气系数：

废气成份：

压气机后的空气焓值：

Δh_gv＝0.28704×[3.525×(t+273)-11.25](21)

涡轮前的废气焓值Δh_gt：

${\mathrm{\Delta h}}_{gt}=\frac{\chi \times 42700+{\mathrm{\Delta h}}_{gv}\times {\lambda }_a\times 14.2}{{\lambda }_a\times 14.2+1}---\left(22\right)$

估算高压级增压器涡轮端的进口温度t_G1：

$t_{G1}=\frac{{\mathrm{\Delta h}}_{gt}/0.28704+82.77\times \kappa +100.33}{0.339\times \kappa +3.701}-273---\left(23\right)$

其中，油耗率le，单位：kg/kw.h；柴油机活塞行程S，单位：m；柴油机额定转速n单位：rpm；柴油机爆压P_b单位：bar；柴油机额定功率Ne单位：KW；柴油机平均有效压力Pe单位：bar；空气消耗率ζ_e单位：kg/kw.h；总空气质量流量m_z单位：kg/s；压气机后的空气焓值Δh_sv单位：KJ/kg；扫气温度t单位：℃；涡轮前的废气焓值Δh_gt单位：KJ/kg；高压级增压器涡轮端的进口温度t_G1单位：℃。

b、按如下步骤求高压级涡轮膨胀比π_gt：

压气机的绝热焓降Δh_sv：

${\mathrm{\Delta h}}_{sv}=\frac{k}{k-1}\times R\times (t_g+273)\times ({\pi }_{gv}^{0.2857}-1)---\left(24\right)$

其中：增压器空气进口温度t_g，单位：℃；高压级增压器压气机压比π_gv；高压级压气机的绝热焓降Δh_sv单位：KJ/kg。

假定增压器总效率η_TC：

${\eta }_{TC}=\frac{{\mathrm{\Delta h}}_{sv}}{{\mathrm{\Delta h}}_{st}}\times \frac{m_z}{m_z+m_B}---\left(25\right)$

式中燃油流量

${\mathrm{\Delta h}}_{st}=\frac{{\mathrm{\Delta h}}_{sv}\times m_z}{{\eta }_{TC}\times (m_z+m_B)}---\left(27\right)$

${\mathrm{\Delta h}}_{st}=\frac{k_t}{k_t-1}\times R_t\times (t_{G1}+273)\times ({\pi }_{gt}^{0.2504}-1)---\left(28\right)$

其中：涡轮焓降Δh_st单位：KJ/kg；总空气质量流量m_z单位：kg/s。

由式(28)可求得涡轮膨胀比π_gt；

求得在定压系统中单台增压器涡轮的热力学当量面积S_Teff：

$S_{Teff}=\frac{m_T\times \sqrt{(t_{G1}+273)}\times \sqrt{287.04}}{P_{G1}\times 0.676\times 10\times z}---\left(29\right)$

$m_T=m_z\times (1+\frac{{\zeta }_e}{l_e})=m_z+m_B---\left(30\right)$

其中，高压级增压器涡轮进口压力P_G1单位：bar；高压级增压器涡轮的进口温度t_G1单位：℃；燃气流量m_T单位：kg/s，增压器台数：z。

c、通过计算得到的涡轮膨胀比π_gt与涡轮热力学当量面积S_Teff值查找出其需要的涡轮产品规格，用涡轮真实效率η_gt校核之前假定的增压器总效率η_TC；

若η_TC≤η_gt×η_gv，则可满足要求，进行下一步的计算，如结果不能满足要求，则重新用计算结果再次从(25)式开始新一轮计算，直到η_TC≤η_gt×η_gv。

进一步的，所述步骤五中高压级增压器涡轮出口压力P_G2与低压级的涡轮进口压力P_D1相等，即

P_G2＝P_D1(31)

根据求得高压级涡轮膨胀比π_gt和涡轮前压力P_G1，可推导出低压级涡轮增压器进口压力P_D1，即

$P_{G2}=P_{D1}=\frac{P_{G1}}{{\pi }_{gt}}---\left(32\right)$

低压级涡轮增压器出口压力为1.03bar，则此时涡轮膨胀比为：

π_dt＝P_D1/1.03>

假定增压器总效率η_TL：

${\eta }_{TL}=\frac{{\mathrm{\Delta h}}_{sv}}{{\mathrm{\Delta h}}_{ST}}\times \frac{m_z}{m_z+m_B}---\left(34\right)$

重复式(26)至(30)的计算，得到低压级涡轮的热力学当量面积S_Teff；

通过计算得到的涡轮膨胀比π_dt与涡轮热力学当量面积S_Teff值查找出其需要的涡轮产品规格，用涡轮真实效率η_dt校核之前假定的增压器总效率η_TL；

若η_TL≤η_dt×η_dv，则可满足要求，如结果不能满足要求，则重新用计算结果再次从式(34)式开始新一轮计算，直到η_TL≤η_dt×η_dv。

进一步的，根据计算选择的增压器选型规格，在高压级与低压级的压气机MAP图上进行计算拟合，估算柴油机与增压器的联合运行线。

本发明的有益技术效果是：本发明解决了两级增压系统与柴油机匹配过程中，因传统匹配计算方法需要较多参数，实际应用中用户无法提供，需要更多相关经验总结或公式来估算未知细节参数，导致增压器匹配计算繁琐复杂的问题。该方法能够在没有硬件的条件下对增压器的性能进行预测，为涡轮增压器的设计提供可借鉴的性能数据，使涡轮增压器的匹配过程更快速、有效，完全达到简易增压器匹配选型的要求，在很大程度上减少了配机试验次数，大大节约了增压器选型的费用。

附图说明

图1为本实施例两级高增压系统原理图；

图2为本发明实施例低压级增压器压气机与柴油机的联合运行线；

图3为本发明实施例高压级增压器压气机与柴油机的联合运行线；

附图标记：1.空气滤清器；2.低压级压气机；3.级间冷却器；4.高压级压气机；5.后冷却器；6.发动机；7.高压级涡轮机；8.低压级涡轮机；9.消音器。

具体实施方式

本发明实施例两级增压系统构成如图1所示，由空气滤清器1、低压级压气机2、级间冷却器3、高压级压气机4、后冷却器5、发动机6、高压级涡轮机7、低压级涡轮机8、消音器9及空气旁通阀、废气旁通阀等部件组成，该两级增压系统与柴油机选择匹配时，计算方法如下：

步骤一、根据已知柴油机的相关参数，计算柴油机所需要的总空气质量流量m_vol和总压比π；

步骤二、根据步骤一中计算得出柴油机所需要的总压比π和总空气质量流量m_vol，假定高、低压级增压器压气机压比分配比例，计算低压级增压器压气机的压比π_dv和空气容积流量V_d298，选择低压级增压器压气机规格；

步骤三、根据步骤二中低压级压气机的出口空气质量流量m_V、出口压力P_d2、出口温度t_d2及中冷器的压力损失ΔP₁、温度损失Δt₁，计算高压级增压器压气机的空气容积流量V_g298和增压比π_gv，选择高压级增压器压气机规格；

步骤四、计算高压级增压器涡轮端的膨胀比π_gt和进口温度t_G1，确定高压级增压器的涡轮规格；

步骤五、根据步骤四求得的高压级涡轮的膨胀比π_gt和涡轮前压力P_G1可推出低压级涡轮增压器进口压力P_D1，其出口压力为确定值，进行低压级涡轮的计算与选型；

具体计算实施过程如下：

步骤一中柴油机所需要的总空气质量流量m_vol和总压比π、分别通过式(1)、式(2)进行计算：

$m_{vol}=\frac{i\times D^2\times S\times n}{2\times 60}\times \frac{3.1416}{4}\times \frac{Ps\times {10}^5}{287.04\times (t+273)}\times \frac{ϵ}{ϵ-1}---\left(1\right)$

$\pi =\frac{(P_s-{\mathrm{\Delta P}}_s)}{(P-\Delta P)}---\left(2\right)$

将扫气温度t＝45℃，柴油机活塞直径D＝0.21m，柴油机活塞行程S＝0.32m，柴油机额定转速n＝1000rpm，柴油机缸数i＝6，扫气压力Ps＝5.197bar，扫气压力损失ΔPs＝0.01bar，大气压力P＝1bar，进气压力损失ΔP＝0.015bar；柴油机压缩比ε＝15.5代入式(1)、式(2)计算可得

m_vol＝3.373kg/s

π＝5.286

进一步的，所述步骤二中低压级增压器压气机的压比π_dv和空气容积流量V_d298计算步骤如下：

柴油机总压比π计算公式(2)可转换为

$\pi =\frac{(P_s-{\mathrm{\Delta P}}_s)}{(P-\Delta P)}=\frac{P_{d2}}{P_{d1}}\times \frac{P_{g2}}{P_{g1}}---\left(3\right)$

其中，低压级空气出口压力P_d2单位：bar；低压级空气进口压力P_d1单位：bar；高压级空气出口压力P_g2单位：bar；高压级空气进口压力P_g1单位：bar。

空气进气管、消音器、中冷器产生0.01-0.015bar压力损失,第一次计算，忽略中冷器产生的压力损失，则P_d2≈P_g1，式(3)变为式(4)，

$\pi =\frac{P_{d2}}{P_{d1}}\times \frac{P_{g2}}{P_{g1}}\approx \frac{P_{g2}}{P_{d1}}={\pi }_{dv}·{\pi }_{gv}---\left(4\right)$

其中，低压级增压器的压比：π_dv，高压级增压器的压比：π_gv。

假定高、低压级增压器压气机的压比平均分配，则低压级增压器的压比π_dv通过公式(5)进行计算

${\pi }_{dv}=\sqrt{\pi }=2.299---\left(5\right)$

计算低压级压气机提供的空气质量流量m_V，按式(6)、式(7)计算：

将柴油机的总空气量m_vol＝3.373kg/s，柴油机扫气系数λ＝1.25，增压器台数z＝2，扫气温度t＝45℃，代入式(6)、式(7)计算可得

m_V＝1.913kg/s

的乘积表征气缸通过能力的参数，的乘积取值范围如下：

高速四冲程变压增压柴油机：

高速四冲程定压增压柴油机：

中速四冲程变压增压柴油机：

中速四冲程定压增压柴油机：

中速二冲程增压柴油机：

低速二冲程增压柴油机：

(船用高速柴油机转速n＞1000rpm、船用中速柴油机转速300rpm＜n≤1000rpm、船用低速柴油机转速n≤300rpm)

利用式(6)计算所得低压级压气机提供的空气质量流量m_V，通过式(8)、式(9)换算成容积流量V_d298：

${\rho }_{d298}=\frac{(P-\Delta P)\times {10}^5}{287.04\times (t_{v1}+273)}\times \sqrt{\frac{298}{(t_{v1}+273)}}---\left(8\right)$

V_d298＝m_V/ρ₂₉₈>

将大气压力P＝1bar，进气压力损失ΔP＝0.015bar，环境温度t_v1＝25℃，低压级压气机提供的空气质量流量m_V＝1.913kg/s代入式(8)、式(9)计算可得

ρ_d298＝1.152kg/m³

V_d298＝1.661m³/s

根据计算得到的压比π_dv和流量V_d298选择低压级压气机的规格JTH210/005>

进一步的，所述步骤三中高压级增压器压气机的空气容积流量V_g298和压比π_gv计算步骤下：

高压级增压器压气机的空气质量流量m_G与低压级增压器压气机的空气质量流量m_V相等，即

m_G＝m_V>

P_g1＝P_d2-ΔP₁>

${\rho }_{g298}=\frac{P_{g1}\times {10}^5}{287.04\times (t_{g1}+273)}\times \sqrt{\frac{298}{(t_{g1}+273)}}---\left(12\right)$

V_g298＝m_V/ρ_g298(13)

π_gv＝π/π_dv(14)

将高压级增压器压气机的空气质量流量m_V＝1.913kg/s，低压级压气机的出口压力P_d2＝2.288bar，中冷器的压力损失ΔP₁＝0.005bar，高压级空气进口温度t_g1＝40℃，低压级增压器的压比π_dv＝2.299；柴油机总压比π＝5.286代入式(11)、式(12)、式(13)、式(14)计算可得

V_g298＝0.791m³/s

π_gv＝2.299

根据计算得到的空气容积流量V_g298和压比π_gv选择高压级压气机的规格JTH180/004>

进一步的，所述步骤四中高压级增压器涡轮端的进口温度t_G1和膨胀比π_gt计算的具体步骤为：

a、先求柴油机有效效率η_c、活塞速度C、摩擦压力P_m、涡轮前可用热系数χ、总过量空气系数λ_a、废气成份κ、压气机后空气焓值Δh_gv、涡轮前的废气焓值Δh_gt1，如下式(15)至式(22)：

柴油机有效效率：

活塞速度：

摩擦压力：P_m＝0.1109×C+0.2691+(-0.0006104×C+0.0102)×P_b>

涡轮前可用热系数：

总过量空气系数：

废气成份：

压气机后的空气焓值：

Δh_gv＝0.28704×[3.525×(t+273)-11.25](21)

涡轮前的废气焓值Δh_gt：

${\mathrm{\Delta h}}_{gt}=\frac{\chi \times 42700+{\mathrm{\Delta h}}_{gv}\times {\lambda }_a\times 14.2}{{\lambda }_a\times 14.2+1}---\left(22\right)$

估算高压级增压器涡轮端的进口温度t_G1：

$t_{G1}=\frac{{\mathrm{\Delta h}}_{gt}/0.28704+82.77\times \kappa +100.33}{0.339\times \kappa +3.701}-273---\left(23\right)$

将油耗率le＝0.219kg/kw.h，将柴油机活塞行程S＝0.32m，柴油机额定转速n＝1000rpm，柴油机爆压P_b＝200bar，柴油机平均有效压力Pe＝27.1bar，柴油机额定功率Ne＝1500KW，总空气质量流量m_z＝m_V+m_G＝3.825kg/s，扫气温度t＝45℃代入式(15)至式(23)可得

η_c＝0.385

C＝10.67m/s

P_m＝2.186bar

χ＝0.504

λ_a＝2.952

κ＝0.354

Δh_sv＝318.528KJ/kg

Δh_gt＝812.477KJ/kg

t_G1＝502℃

b、按如下步骤求高压级涡轮膨胀比π_gt：

压气机的绝热焓降Δh_sv：

${\mathrm{\Delta h}}_{sv}=\frac{k}{k-1}\times R\times (t_g+273)\times ({\pi }_{gv}^{0.2857}-1)---\left(24\right)$

将增压器空气进口温度t_g＝25℃；高压级增压器压气机压比π_gv＝2.299代入式(24)可得

Δh_sv＝80413.33KJ/kg

假定增压器总效率η_TC＝0.63

${\eta }_{TC}=\frac{{\mathrm{\Delta h}}_{sv}}{{\mathrm{\Delta h}}_{st}}\times \frac{m_z}{m_z+m_B}---\left(25\right)$

式中燃油流量

${\mathrm{\Delta h}}_{st}=\frac{{\mathrm{\Delta h}}_{sv}\times m_z}{{\eta }_{TC}\times (m_z+m_B)}---\left(27\right)$

${\mathrm{\Delta h}}_{st}=\frac{k_t}{k_t-1}\times R_t\times (t_{G1}+273)\times ({\pi }_{gt}^{0.2504}-1)---\left(28\right)$

将增压器总效率η_TC＝0.63，油耗率le＝0.219kg/kw.h，柴油机额定功率Ne＝1500KW，总空气质量流量m_z＝3.825kg/s，t_G1＝502℃代入式(25)至(28)可得

m_B＝0.091kg/s

Δh_st＝124705.1KJ/kg

π_gt＝2.09

求得在定压系统中单台增压器涡轮的热力学当量面积S_Teff：

$S_{Teff}=\frac{m_T\times \sqrt{(t_{G1}+273)}\times \sqrt{287.04}}{P_{G1}\times 0.676\times 10\times z}---\left(29\right)$

$m_T=m_z\times (1+\frac{{\zeta }_e}{l_e})=m_z+m_B---\left(30\right)$

将高压级增压器涡轮进口压力P_G1＝5.165bar，高压级增压器涡轮的进口温度t_G1＝502℃；燃气流量m_T＝3.916kg/s，增压器台数z＝2代入式(29)可得

S_Teff＝26.45cm₂

c、通过计算得到的涡轮膨胀比π_gt与涡轮热力学当量面积S_Teff值查找出涡轮产品规格JTH180/004>gt校核之前假定的增压器总效率η_TC；

若η_TC≤η_gt×η_gv，则可满足要求，进行下一步的计算，如结果不能满足要求，则重新用计算结果再次从(26)式开始新一轮计算，直到η_TC≤η_gt×η_gv。

本实施例中，高压级增压器涡轮真实效率η_gt＝0.83，高压级增压器压气机真实效率η_gv＝0.80，η_gt×η_gv＝0.664，而增压器总效率η_TC＝0.63，η_TC≤η_gt×η_gv，结果满足要求。

进一步的，所述步骤五中高压级增压器涡轮出口压力P_G2与低压级的涡轮进口压力P_D1相等，即

P_G2＝P_D1>

根据求得高压级涡轮膨胀比π_gt＝2.24，涡轮前压力P_G1＝5.165bar,可推导出低压级涡轮增压器进口压力P_D1，即

$P_{G2}=P_{D1}=\frac{P_{G1}}{{\pi }_{gt}}=2.306bar---\left(32\right)$

低压级涡轮增压器出口压力为1.03bar，则此时涡轮膨胀比为：

π_dt＝P_D1/1.03＝2.239bar(33)

假定增压器总效率η_TL＝0.62

${\eta }_{TL}=\frac{{\mathrm{\Delta h}}_{sv}}{{\mathrm{\Delta h}}_{ST}}\times \frac{m_z}{m_z+m_B}---\left(34\right)$

重复式(26)至(30)的计算，得到低压级涡轮的热力学当量面积S_Teff；

S_Teff＝55.12cm²

通过计算得到的涡轮膨胀比π_dt与涡轮热力学当量面积S_Teff值查找出涡轮产品规格JTH210/005>dt校核之前假定的增压器总效率η_TL；

若η_TL≤η_dt×η_dv，则可满足要求，如结果不能满足要求，则重新用计算结果再次从式(34)式开始新一轮计算，直到η_TL≤η_dt×η_dv。

本实施例中，低压级增压器涡轮真实效率η_dt＝0.81，低压级增压器压气机真实效率η_dv＝0.80，η_gt×η_gv＝0.648，增压器总效率η_TL＝0.62，η_TL≤η_dt×η_dv，结果满足要求。

进一步的，根据计算选择的增压器规格，在高压级与低压级的压气机MAP图上进行计算拟合，估算柴油机与增压器的联合运行线，如图2、3所示。

本发明的有益技术效果是：本发明解决了两级增压系统与柴油机匹配过程中，因传统匹配计算方法需要较多参数，实际应用中用户无法提供，需要更多相关经验总结或公式来估算未知细节参数，导致增压器匹配计算繁琐复杂的问题。该方法能够在没有硬件的条件下对增压器的性能进行预测，为涡轮增压器的设计提供可借鉴的性能数据，使涡轮增压器的匹配过程更快速、有效，完全达到简易增压器匹配选型的要求，在很大程度上减少了配机试验次数，大大节约了增压器选型的费用。