一、不同亚格子模式在后台阶湍流流动大涡模拟中的应用（论文文献综述）
郭舒宇[1]（2021）在《基于EMMS原理的双涡介尺度湍流模型及应用》文中提出湍流被认为是经典物理留下的世纪性难题,在计算流体力学领域如何准确预测流体从层流至湍流的转捩过程依旧是重大挑战之一。湍流统计理论和层次结构理论对湍流多尺度结构进行了物理表达,实验和数值研究也显示出流动结构对于湍流产生以及转捩过程的重要性。单涡能量最小多尺度（Energy Minimization Multi-scale,EMMS）湍流模型利用湍流稳定性条件、涡团成分流体的动力学方程以及系统动量、质量守恒方程一起求解得到湍流局部结构物理量,该模型视单相湍流由层流流体成分和涡团流体成分组成,通过涡团体积分数表征湍流的非均匀结构,改进了雷诺平均方法模拟湍流的精度。本文在单涡EMMS湍流模型基础上,进一步考虑大尺度涡和小尺度涡共同控制,建立和发展以介科学为基础的双涡介尺度湍流模型,实现层湍转捩问题成功预测,具体研究工作如下:（1）对基于EMMS原理探究湍流的相关工作进行系统回顾和整理,概述当前湍流转捩的理论、实验、数值研究进展,以及工程预测中的常用湍流转捩模型,分析湍流中多尺度结构及湍流统计理论和层次结构理论中蕴含的尺度划分和结构分层构思,阐述湍流中的相干结构和转捩中的涡结构变化的唯象认识,并利用湍流中的多尺度结构分析引出涡团介尺度结构对于建立湍流模型的启发作用。（2）利用多尺度结构分析将湍流体系划分为非湍流成分流体和以双涡结构为特征的湍流成分流体,依据动力学方程和能耗率表达式建立双涡EMMS湍流模型,并利用层流和完全湍流下分别对应的两个能耗率极值条件在竞争中协调的作用原理构建适合层湍转捩问题的极值条件封闭模型。（3）求解双涡EMMS湍流模型并分析求解得到的湍流非均匀结构物理量,考察不同极值条件下的模型求解结果,并阐明构建的极值条件对于描述湍流转捩问题的有效性,对双涡EMMS湍流模型参数的物理含义进行拓展与探究。（4）根据双涡EMMS湍流模型的计算结果拟合得到湍流涡团体积分数代数表达式,利用该表达式改进k-ωSST模型,依据转捩机理构建计算层湍转捩过程的新湍流模型,利用层湍转捩等算例验证新湍流转捩模型,并对模型未来改进方向进行了展望。
郜雅琨[2]（2021）在《东部沿海山区输电线路场址台风风场数值模拟研究》文中认为随着我国电网系统建设的逐渐深入,输电线路架设范围不断扩大。由于输电线路本身结构柔度较大,属于对风荷载较为敏感的结构,容易受到极端大风天气的影响,特别是台风灾害,会对输电线路造成极大的危害和破坏。我国东部沿海地区属于台风多发地区,位于东部地区的输电线路经常会跨越局部复杂的微地形山区环境,在台风和微地形山区耦合作用下,输电线路场址处风场特性较为复杂多变,而目前对微地形效应和台风作用的研究较少,需要进行深入的研究目前,对于山区微地形的风场特性研究主要采用现场实测、数值模拟和风洞试验方法。鉴于数值模拟方法相比于其他几种方法的优秀性,本文以数值模拟的方法对我国东部沿海山区微地形处的输电线路场址附近风场特性进行了一定的研究。本文采用大涡模拟方法,对洞头大门岛小门岛地区因台风影响发生倒塔断线的局部微地形区域进行了风场特性的研究,主要内容如下:（1）采用建模软件建立了大门岛小门岛倒塔事故区域的数字地形模型,并对模型划分了结构化网格。（2）采用窄带随机湍流生成方法对脉动风场速度入口进行生成,生成的脉动风速时程满足数值模拟计算的需要和大气边界层风场的湍流特性。（3）通过离散小波变换方法由实测台风风速样本中提取了台风时变平均风速,用于下一步模拟应用。（4）对上述所选地形采用了大涡模拟方法进行数值模拟,并分别以平均风场、脉动风场和台风风场进行数值模拟计算,对结果进行对比分析。通过分析数值模拟结果得到以下结论:（1）从平均风场的模拟结果来看,0°和135°来流风向角是该区域主要的来流风向角,在微地形的影响下,不同来流得到的风速分布均不相同。（2）对脉动风场数值模拟结果分析,可以看到地形的抬升作用和狭管效应对平均风速的影响较为明显。此外,局部地形的作用也不可忽视,大门岛监测点处的局部回头地形对该处平均风速和湍流强度有明显影响。（3）对于台风风场来说,由于平均风速的提高,在两来流风向角下的平均风速和湍流强度都有一定的提高,并且与局部地形的耦合作用使得地形对风场的影响效果更为严重。
刘然钰[3]（2020）在《波纹钢管涵洞式鱼道内水气两相流的大涡模拟》文中研究说明随着社会经济的高速发展,人们对生态环境的可持续性越发重视。水工建筑物在提供防洪、发电、灌溉等效益的同时,对河流湖泊造成了阻断,致使鱼类的繁衍受到了极大的影响。鱼道作为帮助鱼类洄游的水工建筑物,对河流的连通性起到了至关重要的作用。波纹钢管涵洞式鱼道作为鱼道的一种,因其造价低、便于施工以及过鱼效果好等特点,在国外被广泛应用。出于对波纹钢管涵洞式鱼道不同于其他非管类鱼道上顶部与空气完全接触的结构特征的考虑,同时为了在计算准确的前提下更加真实的展现出管内水流部分的漩涡形态,本文主要使用了大涡模拟的数值模拟方法同时对管内的空气与水流进行模拟,将管内流体流动看作互不掺混的气液两相流流动,最大程度还原了管内的真实流动状态,避免了在数值模拟软件在明渠设定中空气对水流作用的忽视,以及波浪参数设定的不准确性。主要研究内容和结论如下:（1）本文分别使用了大涡模拟法和雷诺平均法对波纹钢管内水气两相流的流动进行了数值模拟。对比了两种方法模拟结果的差异,并结合物理模型试验数据加以率定。结果表明,大涡模拟法模拟的流速场相比于雷诺平均法能更好地捕捉漩涡形态,且更为真实地刻画了流场的速度分布。（2）本文对不同工况、不同时间流体纵断面的体积分数分布进行了分析。研究表明,水面流动有明显的波浪形态且流量值的大小是影响波纹钢管涵洞式鱼道内水流形态的主要因素,而坡度的布置对波浪的形态几乎没有影响。在相同的时间下,流量越大水流形态随时间变化越快。（3）就流速的空间分布而言,相同坡度下,出口流速值大致相同,流量较小的工况沿程速度变化较小,流场整体流速偏小;相同流量下,较大坡度的工况在管道后半程的流速增长较快,出口流速更大,水位更低,水面线坡度更陡,不适宜鱼类洄游。就流速的时间分布而言,主流区最大速度核心位置的速度值与时间呈正比例关系,随着时间的推进,该区域流速值缓慢增长。结果表明,水流在靠近管壁的低流速区域发生紊动,有漩涡产生;主流核心区域几乎不发生紊动。随着时间的推进,坡度大小对主流核心区流速的变化起到了主要作用。（4）就涡量方面而言,管内水流漩涡主要沿管壁结构分布,7.8m与8m位置是每种工况高强度涡必然发生的位置。且中高强度涡在管壁附近的分布频率较高。在流量一致的情况下,坡度越大,涡量起始的运动位置就越靠前,且运动速度越快。相同坡度下,流量越大,涡量发生运动的起始位置也越靠前,运动速度也越快。
李铭[4]（2020）在《非光滑单元的湍流强化效应与流动控制的数值研究》文中指出基于非光滑单元的流动控制具有被动控制的诸多优点,是满足分离的控制、湍流的强化、阻力的降低等工程需求的重要手段。然而非光滑单元的引入增加了流场特性的复杂性和对湍流强化特性进行研究的难度。一方面,非光滑单元诱导周期性脱涡,且脱涡主方向可能发生周期性的改变;另一方面,非光滑单元所诱导的涡系结构与单元尺寸相关,而与原流场特征尺寸无关,从而使得流场特性具有了多尺度的特征。为了研究非光滑单元的时均湍流强化效应并应对问题复杂性,本文基于局部空间相关性为非光滑单元诱导涡系结构引入了时均量度,从而以定量的方式揭示了非光滑单元及组合的湍流强化原理。本文的研究工作主要有:第一,基于Precursor方法实现了湍流进口边界条件,利用已有的实验和仿真数据对数值方法进行了验证,并对比研究了球形凹坑、泪滴形凹坑、球形凸包等多种非光滑单元单体的流场特性和湍流强化效应。结果表明:高湍动能区与高Nusselt数区具有空间分布上的不一致性,说明尽管湍动能能够反映出非光滑单元的湍流强化效应,但并不能解释壁面上的强化传热效应。同时,不同形状的凹坑的流场特性相近、强化传热效应基本相同。而当粗糙度比率相同时,凸包实现了比各式凹坑更高的强化传热效应。第二、利用采用SGS湍动能亚格子模型的大涡模拟对非光滑单元组进行了数值研究。利用局部相关性分析研究了非光滑单元组的湍流强化效应,对比研究了非光滑单元单体和组合的流场特性和湍流强化效应,并分别研究了雷诺数效应和倒角效应。结果表明,局部相关性系数与Nusselt数在空间分布上具有一致性,说明了非光滑单元诱导的带涡流体是下游壁面上强化传热效应的直接执行者。同时,与凹坑单体相比,凹坑组显着地提升了强化传热的效应。凹坑内流场特性没有因进口边界条件的改变而发生明显变化,但表现出了明显的雷诺数效应和倒圆角效应。第三、基于大涡模拟对凹坑-凸包组合的湍流强化效应进行数值研究。利用局部相关性分析对比研究了凹坑强、弱脱涡的湍流强化效应。利用频谱分析研究了凹坑的脱涡频率和与非光滑单元组合相关的特征频率。并用局部相关性分析与频谱分析相结合的方法研究了球形浅凹坑在中雷诺数区间的非对称强化效应及机理。此外,还对比了雷诺数效应和间距效应,分析了凹坑和凸包对流场特性和湍流强化效应的不同作用,并讨论了凹坑和凸包诱发涡旋间的相互作用。结果表明:在局部相关性系数取局部最小值的位置测得的非光滑单元诱导涡系相关的特征频率及谱密度高于邻近区域,说明局部空间相关性可以为非光滑单元诱导涡系提供有效的时均量度。利用局部相关性分析以定量的方式揭示了强、弱脱涡的不同湍流强化作用,即来自非光滑单元的带涡流体在其输送过程中,对附近壁面施加强化传热效应,且带涡流体的主输送通道对高Nusselt数区域形状、尺寸起决定作用。结果还表明,球形浅凹坑在中雷诺数阶段强化传热效应的非对称性直接源于带涡流体主输送通道及该处脱涡频率的不对称性。第四、探索了分离涡湍流模型、浸入单元法、以及大涡模拟等数值方法在汽车外流场研究上的应用,并研究了非光滑单元对DrivAer汽车模型的减阻效应。结果表明:引入非光滑单元后阻力系数得以下降12.9%。非光滑单元减阻效应包括两个方面:其一,车尾回流区的缩小以及压力系数的回升;其二,以较低的湍动能输出水平,诱导了下游流场中湍动能水平的总体上升,并使得高湍动能区更加贴近壁面,从而实现了分离的延迟。
汤辉[5]（2020）在《基于涡粘系数运输方程的亚格子模式建模及其在湍流中的应用》文中指出大涡模拟（LES）可以在空间分辨率远远小于直接数值模拟的计算网格下,较准确地模拟较高雷诺数和较复杂的湍流运动,并获得比平均雷诺数值模拟更准确的预测结果和更多的湍流信息。大涡模拟的这些特征对湍流研究及工程设计和应用十分重要。因此,随着高性能计算机的发展,LES成为湍流数值模拟的热门研究课题和一种实际流动的预测手段。在LES中,只直接求解网格尺度、动量关键的大涡结构,而通过亚格子（SGS）应力模型模化湍流中耗散占优、动量不重要的小尺度涡结构。因此,合理而准确的SGS模式建模成为LES方法的关键。虽然各种各样的SGS模型已被研究者们提出并获得了一定的成功,但是直到今天也没有令人满意的模型,尤其是对存在非平衡特性的复杂流动,如层流-湍流的转捩、流动分离等。本文的研究课题是关于SGS模式建模的基础研究,尤其是提高SGS模型对具有非平衡特性的复杂流动的预测精度。例如,在翼型绕流流动中,计算网格宽度会沿着流经翼型表面附近的流线发生很大变化。但是,绝大多数现有的的SGS模型都没有考虑长度尺度的流向变化对SGS应力的影响。本文首次从理论上探讨了这种网格宽度的变化对SGS涡粘系数的影响,并从理论上定量了这种影响。然后,本文通过将滤波后的物质导数算子作用于涡粘系数模型并隐式地计算SGS动能,再通过一系列的高等数学换算后,首次得到了一类考虑到网格宽度的变化梯度的SGS模型,即亚格子涡粘系数运输方程模型（TEM）。该模型无需使用任何近壁阻尼函数和测试滤波操作,且在理论上保证了SGS应力具有一定的各向异性特性。进一步,本文从理论上对TEM模型进行了延伸讨论,得到了适用于工程需求的简化版本、精度更高的动参数版本和基于新型特征长度模型的改进版本。为验证新提出的TEM模型的有效性,本文在平面槽道湍流中对其进行了先验测试和后验测试。结果表明,TEM模型是有效的并且相比于经典的动态Smagorinsky模型和传统的一方程模型,TEM模型表现出更高的预测精度。特别的,本文通过流向非均匀网格下的平面槽道湍流的LES,从数值实验的角度证实了网格沿流向的不均匀性（即使在均匀湍流中）会引起湍流的非物理行为,并证明了考虑到这种影响的TEM模型比没有考虑到这种影响的一般SGS模型预测精度更高。接着,本文在具有明显流动分离气泡的平面扩压器流动中对比了几种常用的SGS模型（标准的Smagorinsky模型、动态Smagorinsky模型、标准SGS动能传递方程模型和动态一方程模型）以及本文改进后的动态SGS动能运输方程模型的预测性能。结果表明,改进后的动态SGS动能运输方程模型的预测性能最优、动态一方程模型次之,再次之的是动态Smagorinsky模型和标准SGS动能传递方程模型,标准的Smagorinsky模型表现最差。同时,本文也对比了TEM模型与标准SGS动能运输方程模型和改进后的动态SGS动能运输方程模型的预测性能,再次证实了TEM模型在模拟具有非平衡特性的流动中的有效性和优越性。最后,本文将新提出TEM模型应用于NACA0012翼型（一种典型的飞机主翼形状）绕流的大涡模拟,并基于大涡模拟的气动结果计算和分析了NACA0012翼型周围的气动声场,然后对NACA0012翼型后缘进行了锯齿处理,探究了翼型后缘锯齿的降噪机理。为了解决弱可压缩性问题,本文修改了常规的不可压缩求解器的时间推进方法;为了考虑翼型绕流的非平衡特性,新推导的TEM模型被合并到这种弱可压缩方案中;为了提高气动噪声的预测精度,基于连续性方程和Navier-Stokes方程的重新组合推导了一种新型的噪声源模型。翼型绕流的流场结果表明:即使在低马赫数流中,也有必要考弱可压缩性,这尤其对于适当地再现翼型周围的压力脉动和涡旋结构非常重要;由层流边界层向湍流边界层的转捩过程中,SGS动能的产生和耗散存在明显的局部非平衡特性,本文提出的TEM模型可以准确地再现这种SGS动能的局部非平衡性特性。NACA0012翼型周围的声场结果表明:速度散度的物质导数作为声源项起着主导作用;本文推导的声学模型中的声源分布与经典声源模型（如,Lighthill模型和Powell模型）的声源分布一致;并且基于上述LES和本文推导的声源模型预测的声压级与实验数据合理吻合。本文还研究了马赫数的增加对翼型周围声场的影响。结果表明:随着马赫数的增加气动噪声的声压级峰值频率的位置倾向于从高频区域移向低频区域;并且相比于经典的声源模型,本文推导的声源模型能够更加准确地再现这种马赫数的增加而导致的声场的变化。具有后缘锯齿的NACA0012翼型绕流的计算结果表明:后缘锯齿阻碍了翼展方向的旋涡的生长,并促进了后缘和尾流附近流向旋涡的发展,进而明显地减少了后缘附近的压力脉动的强度,最终达到了降低后缘噪声的效果。
李淼[6]（2020）在《幂律流体圆管湍流流动的大涡模拟》文中进行了进一步梳理石油作为“工业的血液”是一种无可替代的能源物资。在石油工程领域中,涉及到的大部分流体都属于非牛顿流体,例如钻井液、完井液、沥青、原油、聚合物驱油的高分子聚合物等等,这些流体对于石油开采的安全、能耗的降低以及原油采收率的提高等都起到关键的作用。因此,从石油工业角度分析对于非牛顿流体的理论研究非常有必要。本文采用Dynamic-Smagorinsky亚格子应力模型对幂律流体在圆管内的湍流流动特性进行了模拟研究。首先将较高雷诺数的湍流流动与直接数值模拟计算结果对比,验证了本文选用模型及网格划分的准确性和适用性。通过改变入口流速模拟了雷诺数对牛顿流体湍流流动特性的影响,研究结果表明:在粘性底层无量纲平均轴向流速分布均符合线性分布,在对数区符合对数律分布;随着雷诺数的增加,脉动速度均方根和雷诺应力的值逐渐增加且极值的位置向远离壁面的方向移动。文中还对比了不同雷诺数的瞬时流动云图和速度矢量图,得出随着雷诺数的增加,流场内流体流动的混合能力加强,速度分布更加均匀。通过改变幂律指数研究了不同幂律指数下幂律流体湍流流动特性的影响,并对雷诺数对剪切稀化流体流动特性的影响规律进行了研究。得出如下结论:幂律指数对流动平均速度分布和无量纲粘度的影响主要表现在对数区。随着幂律指数的增加,对数区的平均速度分布逐渐减小,无量纲粘度逐渐减小;模拟预测的摩擦系数随着幂律指数的减小而减小。幂律指数对湍流二阶统计量的影响表现为,在对数坐标下随着幂律指数的增加,速度脉动均方根的值逐渐增加,极值出现的位置向着远离壁面的方向移动。雷诺数对剪切稀化流体湍流流动的影响规律如下:剪切稀化流体的平均速度分布随着模拟雷诺数的增加逐渐增加,增加幅度与雷诺数的增加幅度相关;模拟得出的摩擦系数随着雷诺数的增加而逐渐减小。文中分析了雷诺数对湍流二阶统计量的影响,在对数坐标下随着雷诺数的增加,脉动速度均方根和雷诺应力的值逐渐增加,极值的位置都向靠近壁面方向移动。同时,还观察了同一时刻同一位置处的瞬时速度云图和粘度云图,可以清楚看到随着雷诺数的增加,靠近壁面的低流速区逐渐减薄。
高天运[7]（2019）在《基于ODT模型的可压缩湍流建模与数值模拟方法研究》文中进行了进一步梳理本文以高速可压缩湍流的数值模拟方法为研究背景,以随机多尺度模型中成熟度与创新性兼具的一维湍流模型（One-dimensional Turbulence,ODT）为研究对象,系统开展了将ODT模型及其相关数值模拟方法向可压缩湍流领域拓展的研究工作。论文从可压缩湍流的物理特性出发,以数理建模、模型测试和典型算例验证为主要研究手段,完成了对基于ODT模型的可压缩湍流数值模拟方法从认识理解到验证实现,最终进行创新开发的整个研究历程。论文首先侧重于夯实理论体系。在介绍了经典可压缩大涡模拟（Large Eddy Simulation,LES）方法后,通过对该方法局限性的剖析引出了 ODT模型的开发缘由。从湍流的物理图景出发,系统阐述了 ODT模型建模思想的理论基础。总结归纳了 ODT模型的方法构成:求解层流基准流场的一维控制方程,表征湍流涡效应的一维涡构造方法,以及用于确定涡大小和位置的随机涡采样过程。之后,论文的重心从理论转向实践。系统阐述了 ODT模型的数值实现手法。基于最经典简单的欧拉框架不可压ODT模型,完成了不可压流动中ODT模型的实例验证。开展了针对不同湍流度条件下不可压槽道流的数值模拟,体现了 ODT模型对近壁湍流的求解优势。复现了Zoltan Jozefik首次将ODT模型可压缩化的研究,归纳了该方法存在的诸多问题。分析认为拉格朗日框架可压缩ODT模型的主要缺陷为:未采用守恒形式的控制方程,以及整体求解框架保留有较多的不可压流动求解器特征。最终进入创新开发环节。提出了 ODT模型在可压缩流动中的建模原则,并据此建立了成体系的欧拉框架守恒可压缩ODT模型和求解方法:基于守恒形式的三维N-S方程和ODT模型的一维约束条件,推导了适用于可压缩ODT模型的守恒形式控制方程;通过鲁棒的数值格式求解确定性模块,首次将激波捕捉方法引入ODT模型,用于求解控制方程的对流项;修改了一维涡的构造方法,使其与守恒形式的控制方程相匹配;在高度可压缩条件下,修正了模型方法求解过程中不同子模块时间推进步长的匹配关系。对新模型方法开展了系统全面的算例验证。讨论了可压缩流动中ODT模型经验参数的取值准则,并对独立型ODT模型的计算量进行了评估。通过对RM不稳定问题的模拟,测试了守恒可压缩ODT模型方法对于对流效应主导的激波湍流相互作用问题的求解能力。结果表明,将激波捕捉方法引入ODT模型后,可以显着提高该模型对于激波流动的求解精度。对比新模型与拉格朗日框架可压缩ODT旧模型,发现湍动能的时间演化结果得到了质的提高。通过对超声速等温壁槽道流问题的模拟,测试了守恒可压缩ODT模型方法对于扩散效应主导的壁湍流问题的求解能力。结果表明,新模型对近壁湍流的求解精度很高,而在主流区域的求解精度有所下降,这与不可压流中的结论一致。通过求解槽道流中的湍流特征统计量,严谨地测试了新模型对于湍流脉动效应的求解精度。此外,还从物理层面解释了可压缩槽道流中近壁温度脉动随马赫数升高而显着上升的原因。系统介绍了两种典型的不可压“耦合一维湍流亚格子模型的大涡模拟方法（LES-ODT）”建模思想,为可压缩LES-ODT建模方法的探索提供了理论依据。在此基础上,将自主建立的守恒可压缩ODT模型与经典可压缩LES方法相结合,初步提出了可压缩LES-ODT的建模方案。
闫宸锋[8]（2019）在《台阶后水流水力特性的试验及其数值模拟研究》文中研究说明流动的分离与再附着是自然界、工业生产和人们的日常生活中常见的流动现象。台阶后流动虽然结构简单,却包含流动分离与再附着的所有特征,因此,这种模型成为对分离与再附着流动进行研究的典型代表。在河道突扩、泄洪洞中跌坎后的突扩分离流动等水利工程中,流动的分离与再附着往往伴随有空化与空蚀现象的发生,因此对台阶后流动进行研究,找到并改善容易发生空蚀的位置在水利工程中显得尤为重要。本文通过相应的理论基础,采用PIV试验及数值模拟方法对台阶后水流流动特性进行研究。采用粒子图像测速技术（PIV）对Re在50080000之间的40种雷诺数下台阶后水流进行测量,使用Realizable k-ε湍流模型对这40种雷诺数下台阶后水流进行数值模拟,结合试验与数值模拟分析台阶后水流的二维及三维时均流动特性。使用大涡数值模拟方法对Re=3040下台阶后水流进行数值模拟,分别设置3组不同的计算条件,从网格粗细、亚格子模式及压力-速度耦合算法等几个方面对模型进行验证,并分析水流的瞬时流动特性。主要结论如下:（1）台阶后回流区长度Xr/h随着雷诺数的增加先增加后减小,最终稳定在6.6附近;二次回流区的长度随着雷诺数的增加逐渐减小,台阶处二次回流涡的尺寸逐渐减小。（2）低雷诺数下,台阶高度以下湍动能呈抛物线分布,沿程逐渐减小,回流区内中心断面处流速最大;台阶高度以上湍动能呈S型分布,中心断面处流速较低。高雷诺数下,台阶高度以下回流区内湍动能沿程增加,离开回流区后沿程逐渐减小;台阶高度以上湍动能沿程逐渐增加,流速受台阶后回流区漩涡的影响较小。台阶后水流湍动能最大值的位置沿程逐渐降低。（3）不同的网格粗细对大涡数值模拟结果的影响比较大,网格越细,结果越精确,但耗费的时间越长;不同的亚格子模式对大涡数值模拟结果的影响比较大,采用Smagorinsky-Lilly动力模式模拟所得结果明显优于采用Smagorinsky-Lilly模式和采用WALE模式模拟所得结果,但模拟所耗费时间也有所增加;不同的压力-速度耦合算法对大涡数值模拟结果的影响较小,采用PISO算法模拟所得结果优于采用SIMPLE算法和采用SIMPLEC算法所得结果。（4）台阶后水流启动过程可以分为四个阶段:a)起动涡产生阶段,b)起动涡脱离阶段,c)其他漩涡产生阶段,d)起动涡破碎阶段。台阶后水流流场中的漩涡经历了生成、发展、迁移和破碎四个阶段;在回流区之后,水流的跃起过程也经历了生成、发展、迁移、消失四个阶段。
徐维[9]（2019）在《贫燃预混旋流燃烧大涡模拟及模型对比分析》文中认为贫燃预混燃烧技术不仅提高燃烧室的燃烧效率,还能有效降低NOx排放。在实际应用中发现,燃烧过程极易发生回火、热声震荡等不稳定性现象,是阻碍该技术发展的一大瓶颈,因此基于宏观火焰形态开展湍流环境下贫燃旋流燃烧特性的基础研究对燃烧不稳定机理研究具有深远的指导性意义。因此本文紧紧围绕贫燃预混旋流燃烧,针对不同火焰形态变化、不同流场工况及之间的相互作用进行实验研究,并在实验基础上对贫燃预混旋流燃烧室建立大涡模拟数值模型,聚焦分析不同热边界条件和亚网格燃烧模型的适用性能,并进行验证。相比实验,大涡模拟方法在湍流预混燃烧中可以预测到复杂的流场结构、动态燃烧过程、湍流涡旋结构。具体研究内容包括下几项:（1）通过OH*自发光成像系统拍摄不同旋流数和当量比下火焰形态,结果表明,随着当量比的降低,火焰经历了紧缩型火焰向M型火焰转变,不同旋流数的临界的过渡性火焰都发生在当量比为0.7附近,过渡态火焰喷嘴处OH*呈现大幅度不规则振荡。（2）利用PIV和OH*自发光的同步拍摄分析紧缩型、M型及其过渡态流场结构对燃烧过程的影响,并为数值模型建立提供实验依据。通过本征正交分解方法（POD）重构三维涡旋流场发现PVC对过渡态火焰流场的影响起主导作用,是发生不稳定燃烧的重要因素。（3）系统地分析燃烧室内部的火焰和流场相互作用,判定湍流预混燃烧模态,验证燃烧模型的合理性。结果表明,当量比0.9-0.6范围内,火焰均位于薄反应区,燃烧流场满足增厚火焰面模型假设,在此基础上建立了FR/ED和TF两种燃烧模型的大涡模拟数值模型。（4）与实验对比发现,大涡模拟已经能够准确预测冷态流场结构。为了考察热边界条件对火焰结构及流场预测精度的影响,将定壁温和绝热两种热边界条件应用到贫燃预混燃烧大涡模拟计算中。通过与实验数据对比发现,绝热壁面得到的火焰结构和流场速度及脉动速度吻合较好。（5）为了验证不同燃烧模型用于描述复杂结构旋流燃烧流场的适用性,分别采用这两种亚网格燃烧模型对燃烧室内旋流预混火焰进行了大涡模拟研究,实验与模拟结果对比分析表明,计算与实验结果吻合良好,这两种模型预测得到的流场结构相似。但FRED模型预测的温度明显偏高,TF模型则更优一些,TF模型取得了与实验数据更相符的速度、温度的分布,旋流预混燃烧模拟准确性得到提升。
苏宁宁[10]（2019）在《磨粒流研抛异形内曲面的大涡数值模拟及试验研究》文中研究表明磨粒流研抛技术属于新型精密加工技术,由于其独特的流变特性可以加工任何复杂结构和尺寸的零件,满足常规机械加工无法实现的需求。在精密制造领域,往往会由于使用环境的特殊性采用异形内曲面类工件,因此研究磨粒流研抛异形内曲面工件有重大应用价值。结合磨粒流的湍流特性,采用大涡模拟数值方法对磨粒流的加工过程进行数值分析,讨论不同亚格子模型对磨粒流数值计算结果的影响,以摆线形直流道和弯流道为研究对象,对不同亚格子模型的静态压力、动压、速度、壁面剪切力和涡旋分布等进行了数值分析,结果表明:KET亚格子模型能够实时监测流体的瞬态运动变化,捕捉流场的流动细节,模拟结果更精确,而Smagorinsky、WALE和WMLES亚格子模型的数值分析结果较差。通过选择KET亚格子模型,从不同入口压力和磨料浓度对螺旋流道进行磨粒流研抛数值分析,探究磨粒流研抛规律。以具有异形内曲面的直流道为试验工件,进行了正交试验,试验结果表明:经磨粒流研抛后,工件表面粗糙度降低,表面的杂质和毛刺得到有效去除,显着改善表面质量,出口处的表面粗糙度Ra要略大于进口的表面粗糙度Ra,磨粒流研抛均匀性略有不足。根据试验数据进行了正交试验极差分析和方差分析,获得了磨粒流研抛最佳工艺参数,通过采用多元线性回归和多项式回归方法进行了回归分析,结果表明采用多元线性回归方法得到的结果比采用多项式回归方法得到的结果的拟合性更好,表明多元线性回归方法得到的回归方程显着,回归方程更好。通过采用大涡模拟方法对磨粒流的研抛过程进行了数值分析,确定了最佳亚格子模型,揭示了磨粒流的研抛规律;通过对工件进行磨粒流研抛试验,确定了磨粒流最佳研抛参数,为实际生产加工提供数据支持。
二、不同亚格子模式在后台阶湍流流动大涡模拟中的应用（论文开题报告）
（1）论文研究背景及目的
此处内容要求：
首先简单简介论文所研究问题的基本概念和背景，再而简单明了地指出论文所要研究解决的具体问题，并提出你的论文准备的观点或解决方法。
写法范例：
本文主要提出一款精简64位RISC处理器存储管理单元结构并详细分析其设计过程。在该MMU结构中,TLB采用叁个分离的TLB,TLB采用基于内容查找的相联存储器并行查找,支持粗粒度为64KB和细粒度为4KB两种页面大小,采用多级分层页表结构映射地址空间,并详细论述了四级页表转换过程,TLB结构组织等。该MMU结构将作为该处理器存储系统实现的一个重要组成部分。
（2）本文研究方法
调查法：该方法是有目的、有系统的搜集有关研究对象的具体信息。
观察法：用自己的感官和辅助工具直接观察研究对象从而得到有关信息。
实验法：通过主支变革、控制研究对象来发现与确认事物间的因果关系。
文献研究法：通过调查文献来获得资料，从而全面的、正确的了解掌握研究方法。
实证研究法：依据现有的科学理论和实践的需要提出设计。
定性分析法：对研究对象进行“质”的方面的研究，这个方法需要计算的数据较少。
定量分析法：通过具体的数字，使人们对研究对象的认识进一步精确化。
跨学科研究法：运用多学科的理论、方法和成果从整体上对某一课题进行研究。
功能分析法：这是社会科学用来分析社会现象的一种方法，从某一功能出发研究多个方面的影响。
模拟法：通过创设一个与原型相似的模型来间接研究原型某种特性的一种形容方法。
三、不同亚格子模式在后台阶湍流流动大涡模拟中的应用（论文提纲范文）
（1）基于EMMS原理的双涡介尺度湍流模型及应用（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 符号列表 |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 研究背景及意义 |
| 1.2 EMMS原理探索湍流 |
| 1.3 湍流转捩研究 |
| 1.3.1 理论研究 |
| 1.3.2 实验研究 |
| 1.3.3 数值研究 |
| 1.4 常用湍流转捩模型 |
| 1.4.1 低雷诺数湍流模型 |
| 1.4.2 间歇因子转捩模型 |
| 1.4.3 层流动能转捩模型 |
| 1.5 本论文研究思路及内容 |
| 第2章 湍流多尺度结构分析 |
| 2.1 湍流统计理论和层次结构理论 |
| 2.2 湍流中的相干结构 |
| 2.3 转捩中的结构分析 |
| 2.4 基于非均匀结构的湍流模型 |
| 2.4.1 湍流双流体模型 |
| 2.4.2 双尺度湍流模型 |
| 2.5 本章小结 |
| 第3章 双涡EMMS湍流模型建立 |
| 3.1 湍流两相概念及级串图像假说 |
| 3.2 双涡模型约束方程 |
| 3.3 湍流能耗分解及量化 |
| 3.3.1 总能量耗散率 |
| 3.3.2 湍流涡团表面振荡而产生的能量耗散率 |
| 3.3.3 大涡破碎而产生的能量耗散率 |
| 3.3.4 小涡能量耗散率 |
| 3.4 湍流中极值条件 |
| 3.5 模型求解计算流程 |
| 3.6 本章小结 |
| 第4章 双涡EMMS湍流模型求解及分析 |
| 4.1 双涡EMMS湍流模型结果与讨论 |
| 4.2 不同极值条件对比分析 |
| 4.2.1 极值条件一 |
| 4.2.2 极值条件二 |
| 4.2.3 极值条件三 |
| 4.3 不同模型参数对比分析 |
| 4.3.1 表面张力系数 |
| 4.3.2 密度差 |
| 4.4 本章小结 |
| 第5章 双涡EMMS湍流模型与CFD的耦合 |
| 5.1 数据拟合和计算模型构建 |
| 5.2 耦合CFD软件 |
| 5.3 算例验证与应用 |
| 5.3.1 零压力梯度平板边界层转捩 |
| 5.3.2 NACA0012翼型绕流 |
| 5.3.3 Aerospatiale-A翼型绕流 |
| 5.3.4 T106A涡轮叶栅绕流 |
| 5.3.5 后台阶流 |
| 5.3.6 顶盖驱动方腔流 |
| 5.4 本章小结 |
| 第6章 结论与展望 |
| 6.1 主要结论 |
| 6.2 本论文的创新点 |
| 6.3 研究展望 |
| 参考文献 |
| 作者简历及攻读学位期间发表的学术论文与研究成果 |
| 致谢 |
（2）东部沿海山区输电线路场址台风风场数值模拟研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第一章 引言 |
| 1.1 研究背景及意义 |
| 1.2 研究内容 |
| 1.3 论文架构及技术路线 |
| 1.4 微地形风场研究现状 |
| 1.4.1 现场实测研究 |
| 1.4.2 地形模型风洞试验研究 |
| 1.4.3 数值模拟研究 |
| 1.4.4 台风风场数值模拟研究 |
| 1.5 CFD和湍流数值模拟理论简介 |
| 1.5.1 湍流数值模拟相关理论 |
| 1.5.2 直接数值模拟法(DNS) |
| 1.5.3 雷诺平均法(RANS) |
| 1.5.4 大涡模拟法(LES) |
| 1.6 本章小结 |
| 第二章 湍流脉动风场数值模拟研究 |
| 2.1 大气边界层风场的特征 |
| 2.1.1 平均风特性 |
| 2.1.2 脉动风特性 |
| 2.2 LES风场湍流入口数值模拟方法 |
| 2.2.1 预前模拟法 |
| 2.2.2 序列合成法 |
| 2.3 随机湍流生成方法介绍 |
| 2.3.1 随机湍流生成方法发展简介 |
| 2.3.2 NSRFG方法原理简述 |
| 2.4 脉动风场数值模拟实现 |
| 3.4.1 UDF简介 |
| 3.4.2 UDF基本结构 |
| 2.5 本章小结 |
| 第三章 东部沿海山区微地形良态风场数值模拟 |
| 3.1 微地形选取及建模 |
| 3.1.1 沿海山区微地形选取 |
| 3.1.2 微地形三维建模 |
| 3.1.3 计算流域的确定 |
| 3.1.4 网格划分 |
| 3.1.5 边界条件设置 |
| 3.1.6 计算参数设置 |
| 3.1.7 计算工况 |
| 3.2 无关性检验 |
| 3.2.1 网格无关性检验 |
| 3.2.2 时间步长无关性检验 |
| 3.3 平均风场数值计算结果分析 |
| 3.4 数值模拟结果准确性验证 |
| 3.4.1 微地形曲面y+验证与计算 |
| 3.4.2 湍流入口脉动速度生成验证 |
| 3.5 脉动风场数值模拟结果分析 |
| 3.5.1 0°风向角下数值模拟结果分析 |
| 3.5.2 135°来流风向角下数值模拟结果分析 |
| 3.6 小结 |
| 第四章 东部沿海地区微地形台风风场数值模拟 |
| 4.1 台风时变平均风速提取 |
| 4.2 台风风场速度入口验证 |
| 4.3 台风风场数值模拟结果分析 |
| 4.3.1 0°风向角下台风风场数值模拟结果分析 |
| 4.3.2 135°风向角下台风风场数值模拟结果分析 |
| 4.4 小结 |
| 第五章 结论与展望 |
| 5.1 本文主要结论 |
| 5.2 主要创新点 |
| 5.3 未来展望 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
（3）波纹钢管涵洞式鱼道内水气两相流的大涡模拟（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 研究背景 |
| 1.2 国内外研究进展 |
| 1.2.1 国内外鱼道建设进展 |
| 1.2.2 国内外鱼道水力特性研究进展 |
| 1.3 本文的主要研究内容 |
| 1.3.1 研究内容 |
| 1.3.2 技术路线 |
| 第二章 湍流数值模拟方法及VOF模型 |
| 2.1 数值模拟的基本方程 |
| 2.2 湍流数值模拟方法 |
| 2.2.1 直接数值模拟(DNS) |
| 2.2.2 雷诺平均模拟法(RANS) |
| 2.2.3 大涡数值模拟(LES) |
| 2.3 VOF模型 |
| 2.3.1 连续性方程表述 |
| 2.3.2 输运方程的属性计算 |
| 2.3.3 VOF动量方程的表述 |
| 2.3.4 VOF的能量方程表述 |
| 2.3.5 VOF的标量方程表述 |
| 2.3.6 VOF的时间依赖 |
| 2.3.7 关于VOF的表面张力与壁面粘附 |
| 2.4 本章小结 |
| 第三章 数值模型的建立 |
| 3.1 网格划分 |
| 3.2 边界条件的设定 |
| 3.3 初始参数的设定 |
| 3.4 湍流数值方法的确定 |
| 3.4.1 不同湍流模型模拟结果对比 |
| 3.4.2 大涡模拟结果与物模实验结果对比 |
| 3.5 本章小结 |
| 第四章 水流流动形态分析 |
| 4.1 不同工况下水气两相分布情况 |
| 4.2 不同时刻下水气两相分布情况 |
| 4.3 本章小结 |
| 第五章 流速场分析 |
| 5.1 流速场的空间分布 |
| 5.1.1 涵洞沿程横断面流速分布 |
| 5.1.2 不同流量下波纹钢管纵断面沿程流速分布 |
| 5.1.3 不同坡度下波纹钢管纵断面沿程流速分布 |
| 5.2 出口断面流速场的时间分布 |
| 5.3 本章小结 |
| 第六章 涡量场分析 |
| 6.1 涡量的空间分布 |
| 6.1.1 涵洞沿程横断面涡量分布 |
| 6.1.2 不同工况出口段涡量分布对比 |
| 6.2 涡量的时间演化 |
| 6.3 本章小结 |
| 第七章 结论与展望 |
| 7.1 结论 |
| 7.2 展望 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
（4）非光滑单元的湍流强化效应与流动控制的数值研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 研究背景与意义 |
| 1.2 国内外研究现状 |
| 1.2.1 湍流场的时空关联特性 |
| 1.2.2 湍流边界层的拟序结构 |
| 1.2.3 非光滑单元的复杂流场特性和湍流强化效应 |
| 1.2.4 基于非光滑单元的流动控制 |
| 1.3 研究内容 |
| 第2章 湍流场的涡系结构 |
| 2.1 涡系结构的判别准则 |
| 2.2 湍流边界层的湍流结构 |
| 2.3 非光滑壁面的湍流结构 |
| 2.4 基于空间相关性的时均量度 |
| 第3章 非光滑单元单体的流动传热机理 |
| 3.1 数值模型 |
| 3.1.1 控制方程 |
| 3.1.2 边界条件 |
| 3.1.3 数值计算 |
| 3.1.4 参数定义 |
| 3.2 δ/D=0.26凹坑的流动传热机理 |
| 3.2.1 模型建立 |
| 3.2.2 结果验证 |
| 3.2.3 时均流场特性 |
| 3.2.4 强化传热特性 |
| 3.2.5 湍动能分布 |
| 3.2.6 瞬时流场特性 |
| 3.3 典型非光滑单元的流动传热机理 |
| 3.3.1 模型建立 |
| 3.3.2 时均流场特性 |
| 3.3.3 强化传热特性 |
| 3.4 本章小结 |
| 第4章 单类型非光滑单元组合布置的湍流强化特性 |
| 4.1 数值模型 |
| 4.1.1 控制方程和边界条件 |
| 4.1.2 亚格子模型 |
| 4.1.3 数值计算 |
| 4.1.4 参数定义 |
| 4.1.5 网格独立性及结果验证 |
| 4.2 δ/D=0.1凹坑组合的湍流强化特性 |
| 4.2.1 物理模型 |
| 4.2.2 时均流场特性 |
| 4.2.3 强化传热特性 |
| 4.2.4 湍流强化特性 |
| 4.3 δ/D=0.26凹坑组合的湍流强化特性 |
| 4.3.1 物理模型 |
| 4.3.2 时均流场特性 |
| 4.3.3 强化传热特性 |
| 4.3.4 湍动能分布 |
| 4.4 本章小结 |
| 第5章 异类非光滑单元组合布置的湍流强化特性 |
| 5.1 物理模型与数值模拟 |
| 5.1.1 物理模型 |
| 5.1.2 数值求解 |
| 5.1.3 空间采样点阵 |
| 5.1.4 结果验证 |
| 5.2 综合传热特性 |
| 5.3 时均流场特性 |
| 5.4 强化传热特性 |
| 5.5 湍流强化特性 |
| 5.6 动态脱涡特性 |
| 5.7 湍动能分布 |
| 5.8 本章小结 |
| 第6章 非光滑单元的汽车减阻效应的研究 |
| 6.1 基于DDES湍流模型的GSM后视镜的数值模拟 |
| 6.1.1 物理模型和边界条件 |
| 6.1.2 湍流模型 |
| 6.1.3 计算结果与分析 |
| 6.2 Ahmed汽车模型外流场涡系结构的研究 |
| 6.2.1 引言 |
| 6.2.2 浸入单元法 |
| 6.2.3 物理模型和边界条件 |
| 6.2.4 计算结果与分析 |
| 6.3 基于非光滑单元的Driv Aer汽车模型减阻效应的研究 |
| 6.3.1 引言 |
| 6.3.2 物理模型和边界条件 |
| 6.3.3 计算结果与分析 |
| 6.4 本章小结 |
| 第7章 总结与展望 |
| 7.1 全文总结 |
| 7.2 主要创新点 |
| 7.3 展望 |
| 参考文献 |
| 作者简介及在学期间所取得的科研成果 |
| 致谢 |
（5）基于涡粘系数运输方程的亚格子模式建模及其在湍流中的应用（论文提纲范文）
| 摘要 |
| abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 湍流 |
| 1.1.1 湍流的数学描述:Navier-Stokes方程 |
| 1.1.2 湍流的物理描述 |
| 1.1.3 湍流的数值模拟 |
| 1.2 大涡模拟的应用简介 |
| 1.3 亚格子模式建模研究的历史发展及现状 |
| 1.4 本文的主要研究内容 |
| 1.5 本章小结 |
| 第2章 大涡模拟的理论 |
| 2.1 滤波操作 |
| 2.2 大涡模拟本构方程 |
| 2.3 若干亚格子模式建模 |
| 2.3.1 Smagorinsky模型(SM) |
| 2.3.2 动态Smagorinsky模型(DSM) |
| 2.3.3 局部动态模型 |
| 2.3.4 拉格朗日动态模型 |
| 2.3.5 亚格子动能传递方程模型(TKM) |
| 2.3.6 动态亚格子动能传递方程模型(OVM) |
| 2.4 本章小结 |
| 第3章 新模型的数学推导及理论研究 |
| 3.1 研究背景 |
| 3.2 特征长度的梯度对亚格子涡粘系数的影响 |
| 3.3 亚格子涡粘系数运输方程模型(TEM) |
| 3.4 亚格子涡粘系数运输方程模型的几个延伸讨论 |
| 3.4.1 亚格子涡粘系数运输方程模型的两个简化版本 |
| 3.4.2 亚格子涡粘系数运输方程模型的动参数版本 |
| 3.4.3 基于新型特征长度模型的亚格子涡粘系数运输方程模型 |
| 3.5 本章小节 |
| 第4章 充分发展的平面槽道湍流的大涡模拟 |
| 4.1 充分发展的平面槽道湍流先验测试 |
| 4.1.1 DNS数据库 |
| 4.1.2 计算结果分析与讨论 |
| 4.2 充分发展的平面槽道湍流后验测试 |
| 4.2.1 数值实现简介 |
| 4.2.2 计算结果分析与讨论 |
| 4.3 流向非均匀网格下的后验测试 |
| 4.3.1 数值实现简介 |
| 4.3.2 计算结果分析与讨论 |
| 4.4 本章小节 |
| 第5章 平面扩压器流动的大涡模拟 |
| 5.1 研究背景 |
| 5.2 理论补充 |
| 5.3 数值实现方法 |
| 5.4 网格无关性研究 |
| 5.5 亚格子模型性能研究 |
| 5.6 验证新型亚格子模型有效性 |
| 5.6.1 湍流统计特征验证 |
| 5.6.2 湍流瞬时结构 |
| 5.7 本章小结 |
| 第6章 NACA0012 翼型绕流大涡模拟及其气动声学研究 |
| 6.1 研究背景 |
| 6.2 一般曲线坐标系下考虑弱可压缩性的大涡模拟理论 |
| 6.3 数值实现方法 |
| 6.4 NACA0012 翼型周围流场的结果与分析 |
| 6.4.1 网格无关性验证 |
| 6.4.2 翼型表面压力分布 |
| 6.4.3 翼型前缘附近的分离区域和涡旋结构 |
| 6.4.4 亚格子动能的非平衡性特征 |
| 6.4.5 攻角变化对流场的影响 |
| 6.5 一般曲线坐标系下考虑弱压缩效应的气动声学模型 |
| 6.6 NACA0012 翼型周围气动声场的结果与分析 |
| 6.6.1 翼型周围声源的分布和远场声压级的比较 |
| 6.6.2 马赫数对气动声场的影响 |
| 6.7 翼型后缘锯齿的降噪机理研究 |
| 6.7.1 后缘锯齿的几何形状和数值计算设置 |
| 6.7.2 后缘锯齿对流场的影响 |
| 6.7.3 后缘锯齿对气动声场的影响 |
| 6.8 本章小结 |
| 第7章 全文总结与展望 |
| 7.1 本文主要结论 |
| 7.2 本文创新点 |
| 7.3 研究展望 |
| 参考文献 |
| 攻读博士期间发表的论文及科研成果 |
| 致谢 |
（6）幂律流体圆管湍流流动的大涡模拟（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 创新点摘要 |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 研究背景及意义 |
| 1.2 国内外研究进展 |
| 1.2.1 理论与实验研究进展 |
| 1.2.2 数值模拟研究进展 |
| 1.3 大涡模拟方法 |
| 1.3.1 大涡模拟方法简介 |
| 1.3.2 大涡模拟方法的应用 |
| 1.4 本文主要研究内容 |
| 第二章 大涡模拟方法 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 大涡模拟方法基础理论 |
| 2.2.1 过滤方法 |
| 2.2.2 亚格子应力模型 |
| 2.3 控制方程 |
| 2.4 动态Smagorinsky亚格子模型 |
| 2.5 标准k-ε模型 |
| 2.6 幂律流体本构方程 |
| 2.7 本章小结 |
| 第三章 雷诺数对牛顿流体湍流流动的影响研究 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 计算模型与条件 |
| 3.3 模型验证 |
| 3.4 计算结果与分析 |
| 3.4.1 雷诺数对平均速度分布的影响 |
| 3.4.2 雷诺数对脉动速度均方根分布的影响 |
| 3.4.3 雷诺数对雷诺应力分布的影响 |
| 3.4.4 雷诺数对速度分布的影响 |
| 3.5 本章小结 |
| 第四章 幂律流体湍流流动特性研究 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 幂律指数对幂律流体湍流流动的影响 |
| 4.3 雷诺数对幂律流体湍流流动的影响 |
| 4.4 本章小结 |
| 结论 |
| 参考文献 |
| 发表文章目录 |
| 致谢 |
（7）基于ODT模型的可压缩湍流建模与数值模拟方法研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 研究背景与意义 |
| 1.2 常规湍流模型及其应用于可压缩流的评估 |
| 1.2.1 基于雷诺平均模拟的湍流模型 |
| 1.2.2 基于大涡模拟的亚格子模型 |
| 1.2.3 湍流模型应用于可压缩流的评估 |
| 1.3 常规湍流燃烧模型及其应用于可压缩流的评估 |
| 1.3.1 基于低维流形假设的湍流燃烧模型 |
| 1.3.2 基于样本系综统计的湍流燃烧模型 |
| 1.3.3 典型湍流燃烧模型应用于可压缩流的评估 |
| 1.4 基于随机多尺度模型的湍流数值模拟方法介绍 |
| 1.4.1 第一代模型:线性涡模型(LEM) |
| 1.4.2 第二代模型:一维湍流模型(ODT) |
| 1.4.3 第三代模型:分级分块交换模型(Hi PS) |
| 1.4.4 三代随机多尺度模型的优缺点评估 |
| 1.5 论文主要研究内容 |
| 第二章 可压缩流动的大涡模拟方法及其应用 |
| 2.1 控制方程与主要物理假设 |
| 2.1.1 可压缩流动的控制方程 |
| 2.1.2 空间滤波与大涡模拟的控制方程 |
| 2.1.3 基于S-A模型的混合LES/RANS近壁区控制方程 |
| 2.2 数值求解方法 |
| 2.2.1 可压缩流动控制方程的时空推进思想 |
| 2.2.2 时间离散方法 |
| 2.2.3 空间离散方法 |
| 2.2.4 边界条件处理 |
| 2.3 数值模拟的软硬件平台 |
| 2.3.1 程序代码的整体架构 |
| 2.3.2 计算依托的硬件平台 |
| 2.4 大涡模拟类方法在复杂壁湍流中的应用与讨论 |
| 2.4.1 可压缩流动中的复杂壁湍流:超声速分离流 |
| 2.4.2 混合LES/RANS模拟方法在超声速分离流中的应用 |
| 2.4.3 传统大涡模拟方法的局限性 |
| 2.5 小结 |
| 第三章 随机多尺度模型“一维湍流”的方法构成与数值实现 |
| 3.1 一维湍流(ODT)模型的理论基础 |
| 3.1.1 微尺度结构自发展式模型(AME) |
| 3.1.2 湍流的随机性与拟序性 |
| 3.1.3 湍流效应的表征 |
| 3.1.4 降维求解与随机涡采样的结合:一维湍流(ODT)模型 |
| 3.2 一维湍流(ODT)模型的方法构成 |
| 3.2.1 一维湍流模型的整体构成 |
| 3.2.2 一维控制方程 |
| 3.2.3 一维涡的构造 |
| 3.2.4 基于涡函数的随机涡采样 |
| 3.3 一维湍流(ODT)模型的数值实现 |
| 3.3.1 确定性模块 |
| 3.3.2 随机性模块 |
| 3.3.3 一维湍流模型的时间推进方法 |
| 3.3.4 独立型一维湍流模型的适用范围和求解精度 |
| 3.4 典型实例:欧拉框架不可压一维湍流模型 |
| 3.4.1 控制方程与求解 |
| 3.4.2 一维涡的构造与采样 |
| 3.4.3 验证算例:不可压槽道流 |
| 3.5 小结 |
| 第四章 一维湍流模型在可压缩流动中的建模方法 |
| 4.1 基于拉格朗日框架的可压缩一维湍流模型 |
| 4.1.1 控制方程与求解 |
| 4.1.2 一维涡的构造与采样 |
| 4.1.3 自适应网格处理 |
| 4.1.4 验证算例:一维激波诱燃问题 |
| 4.1.5 拉格朗日框架可压缩一维湍流模型的局限性 |
| 4.2 基于欧拉框架的守恒可压缩一维湍流模型 |
| 4.2.1 一维湍流模型在可压缩流动中的建模原则 |
| 4.2.2 显含对流项的守恒型控制方程 |
| 4.2.3 激波捕捉方法的引入 |
| 4.2.4 与守恒型控制方程相容的一维涡构造和采样 |
| 4.2.5 高度可压缩条件下一维湍流模型的时空推进修正 |
| 4.3 小结 |
| 第五章 欧拉框架守恒可压缩一维湍流模型的验证与讨论 |
| 5.1 对流效应主导的激波湍流相互作用问题:RM不稳定 |
| 5.1.1 物理问题描述与计算域设置 |
| 5.1.2 控制方程与涡函数的具体形式 |
| 5.1.3 结果与讨论 |
| 5.2 扩散效应主导的壁湍流问题:超声速槽道流 |
| 5.2.1 物理问题描述与计算域设置 |
| 5.2.2 控制方程与涡函数的具体形式 |
| 5.2.3 基于统计定常槽道流的简化求解 |
| 5.2.4 结果与讨论 |
| 5.2.5 计算量评估 |
| 5.3 可压缩流动中粘性截断常数Z的取值讨论 |
| 5.3.1 壁面效应可忽略情形下Z的取值规律 |
| 5.3.2 壁湍流情形下Z的取值规律 |
| 5.4 小结 |
| 第六章 耦合可压缩一维湍流亚格子模型的大涡模拟方法 |
| 6.1 耦合ODT亚格子模型的大涡模拟(LES-ODT)方法介绍 |
| 6.1.1 发展缘由 |
| 6.1.2 基本构架 |
| 6.2 典型不可压LES-ODT建模方法评估 |
| 6.2.1 求解全尺度信息的不可压LES-ODT方法 |
| 6.2.2 求解亚格子信息的不可压LES-ODT方法 |
| 6.3 基于守恒可压缩ODT模型的LES-ODT建模方法 |
| 6.3.1 可压缩LES-ODT建模方案讨论 |
| 6.3.2 基于一维随机涡的亚格子量封闭方法 |
| 6.3.3 数据结构与耦合一致性处理 |
| 6.4 可压缩LES-ODT方法在超声速槽道流中的初步应用 |
| 6.4.1 算例设置 |
| 6.4.2 结果与讨论 |
| 6.4.3 误差分析 |
| 6.5 小结 |
| 总结与展望 |
| 论文研究的主要成果与结论 |
| 论文主要创新点 |
| 未来研究工作展望 |
| 致谢 |
| 参考文献 |
| 作者在学期间取得的学术成果 |
| 附录 A 基于激波参考系的兰金-雨贡纽间断条件推导 |
| 附录 B 独立型可压缩一维湍流模型中统计量表达式的推导 |
| B.1 雷诺应力 |
| B.2 湍动能收支平衡项 |
（8）台阶后水流水力特性的试验及其数值模拟研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 研究背景及意义 |
| 1.2 后台阶流的研究进展 |
| 1.2.1 回流区长度变化规律 |
| 1.2.2 台阶后漩涡结构特征 |
| 1.2.3 台阶后起动涡特征 |
| 1.2.4 流体流动的水力特性 |
| 1.2.5 精密量测仪器及高新技术的应用 |
| 1.3 数值模拟的研究进展 |
| 1.3.1 直接数值模拟研究进展 |
| 1.3.2 雷诺平均数值模拟研究进展 |
| 1.3.3 大涡模拟研究进展 |
| 1.4 本文的工作 |
| 1.4.1 研究目标 |
| 1.4.2 研究内容 |
| 1.4.3 技术路线 |
| 第2章 台阶后水流流动的试验研究 |
| 2.1 PIV技术原理与系统组成 |
| 2.1.1 PIV技术原理 |
| 2.1.2 PIV系统组成 |
| 2.1.3 粒子图像互相关理论 |
| 2.2 试验装置 |
| 2.3 试验过程 |
| 2.4 小结 |
| 第3章 台阶后水流流动的时均水力特性研究 |
| 3.1 数值模拟 |
| 3.1.1 基本方程 |
| 3.1.2 湍流模型 |
| 3.1.3 几何模型 |
| 3.1.4 壁面函数 |
| 3.1.5 网格划分 |
| 3.1.6 边界条件及初始条件 |
| 3.2 二维流动特性分析 |
| 3.2.1 二维流场结构特性分析 |
| 3.2.2 回流区长度特性分析 |
| 3.3 三维流动特性分析 |
| 3.3.1 三维流场结构特性分析 |
| 3.3.2 三维流速分布特性分析 |
| 3.3.3 三维压力分布特性分析 |
| 3.3.4 三维湍动能分布特性分析 |
| 3.4 小结 |
| 第4章 台阶后水流流动的瞬时特性分析 |
| 4.1 大涡模拟数学模型 |
| 4.1.1 脉动的过滤 |
| 4.1.2 大涡模拟控制方程 |
| 4.1.3 常用的亚格子模型 |
| 4.2 数值模拟 |
| 4.2.1 几何模型 |
| 4.2.2 网格划分 |
| 4.2.3 边界条件 |
| 4.3 模型验证 |
| 4.3.1 网格无关性验证 |
| 4.3.2 亚格子模式的影响 |
| 4.3.3 耦合算法影响 |
| 4.4 结果分析 |
| 4.4.1 流场启动流分析 |
| 4.4.2 瞬时流场结构分析 |
| 4.4.3 两种数值模拟结果对比 |
| 4.5 小结 |
| 结论及展望 |
| 结论 |
| 展望 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
（9）贫燃预混旋流燃烧大涡模拟及模型对比分析（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 引言 |
| 1 绪论 |
| 1.1 低污染燃烧技术 |
| 1.2 LPC不稳定性特征 |
| 1.2.1 燃烧不稳定性问题 |
| 1.2.2 贫燃预混旋流燃烧特征 |
| 1.3 旋流燃烧数值模拟概述 |
| 1.3.1 数值模拟方法 |
| 1.3.2 湍流燃烧模型 |
| 1.3.3 热边界条件 |
| 1.4 研究内容及技术路线 |
| 2 大涡模拟数学模型 |
| 2.1 基本控制方程 |
| 2.2 大涡模拟方法 |
| 2.2.1 过滤函数 |
| 2.2.2 大涡模拟控制方程 |
| 2.3 亚格子湍流模型 |
| 2.4 湍流燃烧模型 |
| 2.4.1 有限速率/涡耗散模型(FR/ED) |
| 2.4.2 增厚火焰模型(TF) |
| 2.4.3 化学反应机理修正 |
| 2.5 数值求解方法 |
| 2.5.1 有限体积法及离散格式 |
| 2.5.2 压力-速度耦合算法 |
| 2.6 涡旋结构判别方法 |
| 2.7 本章小结 |
| 3贫燃预混旋流燃烧特性实验 |
| 3.1 实验系统 |
| 3.2 测试手段及图像处理 |
| 3.2.1 PIV 速度测量 |
| 3.2.2 OH*发光火焰成像系统 |
| 3.2.3 本征正交分解(POD) |
| 3.3 火焰形态结果分析 |
| 3.3.1 OH*发光图像 |
| 3.3.2 典型火焰形态特征分析 |
| 3.4 典型火焰形态流场结果分析 |
| 3.4.1 燃烧过程对流场的影响 |
| 3.4.2 POD分析 |
| 3.5 本章小结 |
| 4 贫燃旋流燃烧数值模型建立与优化 |
| 4.1 几何模型及网格验证 |
| 4.2 数值模型合理性分析 |
| 4.2.1 预混燃烧特征尺度 |
| 4.2.2 湍流和火焰相互作用机制 |
| 4.2.3 湍流预混燃烧模态分析 |
| 4.3 大涡模拟计算方案 |
| 4.4 非反应流场模拟分析 |
| 4.5 不同热边界条件模拟结果讨论 |
| 4.4.1 温度分布 |
| 4.4.2 时均流场对比 |
| 4.6 不同燃烧模型模拟结果讨论 |
| 4.5.1 火焰锋面对比 |
| 4.5.2 流场对比 |
| 4.5.3 大尺度涡结构分析 |
| 4.7 本章小结 |
| 结论 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
（10）磨粒流研抛异形内曲面的大涡数值模拟及试验研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 引言 |
| 1.2 磨粒流加工技术的研究进展 |
| 1.2.1 磨粒流加工技术的国外研究进展 |
| 1.2.2 磨粒流加工技术国内研究进展 |
| 1.3 大涡模拟方法的研究进展 |
| 1.3.1 大涡模拟方法的国外研究进展 |
| 1.3.2 大涡模拟方法的国内研究进展 |
| 1.4 课题来源与主要研究内容 |
| 1.4.1 课题来源 |
| 1.4.2 主要研究内容 |
| 1.5 本章小结 |
| 第2章 固液两相磨粒流加工及大涡模拟相关理论 |
| 2.1 流体力学基本理论方程 |
| 2.1.1 物质导数 |
| 2.1.2 质量守恒方程(连续性方程) |
| 2.1.3 动量守恒方程(N-S方程) |
| 2.1.4 能量方程与导热方程 |
| 2.2 两相流基本加工理论分析 |
| 2.2.1 磨粒流湍流状态判定 |
| 2.2.2 两相流基本数理模型 |
| 2.2.3 两相流基本方程 |
| 2.2.4 单颗粒的受力分析 |
| 2.2.5 颗粒群的运动微分方程 |
| 2.3 大涡模拟理论 |
| 2.3.1 大涡模拟基本思想 |
| 2.3.2 滤波函数 |
| 2.3.3 大涡模拟控制方程组 |
| 2.3.4 亚格子模型 |
| 2.4 本章小节 |
| 第3章 磨粒流颗粒微切削过程分析 |
| 3.1 磨粒流抛光原理分析 |
| 3.2 颗粒微切削模型的构建 |
| 3.2.1 磨料颗粒的力学分析 |
| 3.2.2 表面材料去除分析 |
| 3.2.3 表面粗糙度分析 |
| 3.3 本章小节 |
| 第4章 磨粒流研抛异形内曲面的数值模拟研究 |
| 4.1 数值模型的建立和参数设置 |
| 4.1.1 三维模型建立 |
| 4.1.2 网格划分及无关性检验 |
| 4.1.3 求解参数设置 |
| 4.2 亚格子模型确立 |
| 4.2.1 直流道数值模拟分析 |
| 4.2.2 弯流道数值模拟分析 |
| 4.3 磨粒流研抛螺旋流道的数值模拟分析 |
| 4.3.1 入口压力对螺旋流道的磨粒流研抛影响 |
| 4.3.2 磨料浓度对螺旋流道的磨粒流研抛影响 |
| 4.3.3 流体轨迹线分析 |
| 4.4 本章小节 |
| 第5章 磨粒流研抛异形内曲面的试验分析与研究 |
| 5.1 试验前期准备 |
| 5.1.1 工件结构和材料选择 |
| 5.1.2 试验方案设定 |
| 5.1.3 抛光液的配置 |
| 5.2 试验结果分析 |
| 5.2.1 三维表面轮廓检测分析 |
| 5.2.2 表面粗糙度检测分析 |
| 5.2.3 扫描电镜检测分析 |
| 5.3 正交试验数据分析 |
| 5.3.1 正交试验极差分析 |
| 5.3.2 正交试验方差分析 |
| 5.4 正交试验回归分析 |
| 5.4.1 多元线性回归方程的建立 |
| 5.4.2 多项式回归方程的建立 |
| 5.5 本章小节 |
| 结论 |
| 致谢 |
| 参考文献 |
| 攻读硕士期间取得的成果 |
四、不同亚格子模式在后台阶湍流流动大涡模拟中的应用（论文参考文献）
- [1]基于EMMS原理的双涡介尺度湍流模型及应用[D]. 郭舒宇. 中国科学院大学(中国科学院过程工程研究所), 2021(01)
- [2]东部沿海山区输电线路场址台风风场数值模拟研究[D]. 郜雅琨. 汕头大学, 2021(02)
- [3]波纹钢管涵洞式鱼道内水气两相流的大涡模拟[D]. 刘然钰. 沈阳农业大学, 2020(05)
- [4]非光滑单元的湍流强化效应与流动控制的数值研究[D]. 李铭. 吉林大学, 2020(01)
- [5]基于涡粘系数运输方程的亚格子模式建模及其在湍流中的应用[D]. 汤辉. 吉林大学, 2020(08)
- [6]幂律流体圆管湍流流动的大涡模拟[D]. 李淼. 东北石油大学, 2020
- [7]基于ODT模型的可压缩湍流建模与数值模拟方法研究[D]. 高天运. 国防科技大学, 2019(01)
- [8]台阶后水流水力特性的试验及其数值模拟研究[D]. 闫宸锋. 兰州理工大学, 2019(09)
- [9]贫燃预混旋流燃烧大涡模拟及模型对比分析[D]. 徐维. 大连理工大学, 2019(03)
- [10]磨粒流研抛异形内曲面的大涡数值模拟及试验研究[D]. 苏宁宁. 长春理工大学, 2019(01)