考慮中尺度臺風影響的大跨度航站樓屋蓋風壓特性研究

朱容寬, 柯世堂

(南京航空航天大學 土木工程系 江蘇，南京 210016)

航站樓作為提供飛機乘客轉換陸上和空中交通的多功能設施，其頂部的屋蓋結構體系最易遭受風災破壞，尤其是在強臺風頻繁發生的東南沿海地區。與高層、高聳建筑結構相比，航站樓屋蓋結構較低矮、體型更加復雜，處于大氣邊界層中剪切風速變化大、湍流度高的近地區域，其表面鈍體繞流和流固耦合作用十分復雜，強臺風場的強變異性亦會造成屋蓋表面的瞬時極值風荷載過大，從而導致航站樓屋蓋結構局部或整體破壞的事件時有發生[1-2]。由于大跨度屋蓋氣動性能的復雜性、臺風氣候模式和危險性分析尚不成熟、現有抗風設計規范并未涉及臺風作用下屋蓋風荷載的相關規定，因此開展考慮中尺度臺風影響下大型航站樓屋蓋氣動性能研究具有重要的工程意義。

針對大跨度航站樓屋蓋的抗風研究，主要集中在流場作用機理[3-4]、平均風壓分布[5-6]、脈動風壓特性[7-9]、風振特性[10-11]及非高斯特性[12-13]等，研究成果主要考慮良態風氣候環境，研究方法主要采用風洞試驗和CFD數值方法。然而，基于小尺度CFD技術難以真實反映中尺度臺風風場的特異性風剖面和登陸衰減效應，并且現存的多種土木工程臺風模型均存在理論體系過度簡化的問題。建立在流體動力學和熱力學基礎上的中尺度WRF模式可有效模擬臺風風速場和風溫場等信息，能全面考慮臺風演變過程、強變異性和衰減特性[14]。但由于臺風尺度很大，有數百公里影響范圍，因而臺風風場的網格分辨率通常都在千米量級，而目前大跨度屋蓋體系的整體尺寸“僅有”千米量級，兩者存在巨大的尺度差異，若要準確預測屋蓋邊緣的氣動載荷，還需要深入到屋蓋邊界層內部，近壁面處最小網格尺寸通常都在10-2m以下，在此量級上WRF中尺度模式將完全失效。因此，需要采用中/小尺度耦合的WRF/CFD來實現臺風下大跨度航站樓屋蓋多尺度流場高精度仿真，并解決參數和流動結構的高精度傳遞、多層次和多尺度網格嵌套、多時間尺度控制、跨尺度突變等問題[15-16]。

鑒于此，采用中尺度WRF模式對“鲇魚”臺風進行高時空分辨率模擬，研究了三維臺風場在近地面的風速、風壓和位溫分布特性，并擬合得到模擬區域風速剖面；同時結合CFD方法對廈門機場航站樓進行臺風和A類地貌良態風的三維風場模擬。在此基礎上，對比研究兩類風場對屋蓋結構流場作用機理與風壓分布特性的影響，同時基于大渦模擬方法詳細探討了最不利工況下臺風與良態風的極值風壓特性，并結合航站樓周圍流場變化初步闡釋兩類風場結構風壓分布的區別與聯系。

1 工程概況

廈門翔安國際機場地處A類地貌，航站樓屋面為復雜的曲面形狀，建筑造型獨特，其平面尺寸約為360 m×390 m。屋蓋結構體系與下部結構通過鋼立柱連接，形成協同受力體系，周邊圍護結構均為玻璃幕墻。基于工程實際尺寸建立航站樓3D幾何實體模型，計算模型考慮了變坡度大懸空屋檐及變高差局部屋蓋等構造細節，如圖1所示。

圖1 航站樓模型及細節展示

定義航站樓中心軸為0°風向角，吹風方向以逆時針為正角度方向。由于模型為左右對稱結構，故進行了0°～180°風向角下航站樓風荷載數值模擬，風向角間隔為20°，如圖2所示。

圖2 風向角示意圖

2 中小尺度臺風風場模擬

2.1 中尺度WRF模式簡介

WRF模式系統是由NCAR、NOAA和俄克拉荷馬大學的暴雨分析預報中心等多單位共同合作發展起來的中尺度天氣研究與預報系統[17]。本文采用基于非靜力平衡歐拉方程模型的WRF-ARW模式，該模式水平方向采用Arakawa C網格，垂直方向采用地形追隨質量坐標系，在Linux系統上運行具有可移植性，考慮了水汽、長短波輻射、積云、下墊面等物理過程的影響，能合理地模擬出較大區域內氣流、氣壓、風場等特征，其結果作為CFD模擬的邊界條件輸入。

2.2 物理方案選取及參數設置

為解析邊界層的日變化，設置總積分時間為48 h，以前7 h作為模式的起轉時間。模擬結果輸出頻率為每1小時一次。對WRF模式的臺風風場計算采用3層單向嵌套方案，各層網格區域分別簡稱d01、d02及d03，其模擬計算區域如圖3所示。大氣初始條件和隨時間變化的邊界條件均基于美國國家環境預測中心全球預報系統GPS的最后分析資料(FNL)，水平分辨率分別設置為13.5 km、4.5 km和1.5 km，垂直設置37層，地圖投影采用Mercator方案。經過多次篩選試驗后確定選用MYJ邊界層方案和Kain Fritsch積云對流參數化方案，對臺風“鲇魚”進行了48 h的高精度數值模擬，為后續嵌套CFD的降尺度運算提供邊界條件，其它參數設置見表1。

圖3 WRF模擬計算區域

表1 WRF模式參數設置

2.3 臺風場模擬及有效性驗證

以2010年第13號臺風“鲇魚”(Megi)為例，圖4給出了WRF模式輸出的“鲇魚”臺風風場風速、風壓及位溫信息。由圖可知臺風登陸后陸地下墊面較海洋粗糙導致其熱源被切斷，上升氣流減弱且周圍氣流仍持續不斷地向臺風中心輻合，臺風中心氣流流入增多使得氣壓逐漸升高，故臺風中心呈低壓低溫；臺風過境時廈門地區的最大風速范圍為20～24 m/s，風壓在940～960百帕之間，模擬結果與中央氣象臺臺風網在該地區記錄的臺風信息結果(最大風速23 m/s、中心氣壓990百帕)較為一致。

(a) 風速

(b) 風壓

(c) 位溫

圖5為“鲇魚”臺風不同登陸階段速度流場矢量分布圖。從圖可知：在臺風登陸之前流場均存在一條很強的東西切變線，隨著臺風登陸向北推進，其風速流向與臺風路徑發展趨勢吻合度較高；切變線以南為西南風，以北為西北風，由于臺風過境后周圍氣流持續向臺風中心輻合，使其切變線以北區域風速雜亂且并未呈現規律性發展趨勢，該區域與圖4中低壓低位溫區域重合。從流場的模擬效果可以看出WRF模式能有效模擬“鲇魚”臺風登陸和減弱的過程，對登陸后的弱低壓環流在陸地上的移動也有一定的模擬能力。

2.4 小尺度臺風模擬

圖6(a)給出了不同時刻臺風中心附近風速剖面，分析發現不同時刻近地面臺風風速分布較規律而高海拔時風速分布較為紊亂，10月23日02時的臺風風速顯著大于其它時刻，分析原因是該時刻臺風在海上而其它時刻臺風均已登陸漳州市等地，此過程中臺風強度由熱帶風暴逐漸轉化為熱帶低壓。圖6(b)給出了模擬中心區域近地面風速以及根據非線性最小二乘法原理擬合得到的臺風近地面風速擬合曲線，可以看出近地面臺風場擬合效果較好(模擬優度為93.57%)，10m高度處臺風風速較大且沿高度風速增長緩慢。同時為了定性及定量地比較良態風與臺風風場的差異性，定義規范[18]中A類地貌梯度高度為300 m時臺風場與良態風場風速相等，且將近地面臺風剖面作為后續小尺度風場數值模擬中的風速邊界條件。兩類風場作用下的平均風速沿高度變化均采用指數風剖面表示：

(a) 登陸前

(b) 登陸時

(c) 登陸后

圖5 “鲇魚”臺風不同登陸階段速度流線圖

Fig.5 Output of "Catfish" typhoon wind field information in WRF

V=V10(h/10)α

(1)

式中:V10為10 m高度處10 min的平均風速，臺風作用下取值為14.37 m/s，而良態風作用下取值為13.01 m/s；α為地面粗糙度指數，由WRF輸出結果擬合的臺風過境地區地面粗糙度指數0.091，而規范[18]定義A類地貌的對應值為0.12；h為距離地面高度。

湍流度計算式為：

Iu=c(10/h)-α

(2)

式中:c為10 m高名義湍流度，根據文獻[19]對“鲇魚”臺風的同步監測結果計算為0.15。兩類風場模擬中心區域近地面湍流度沿高度變化曲線見圖6(c)，由圖可知同一高度處臺風風場下湍流度數值明顯高于A類良態風場。

(a) 不同時刻臺風中心附近風速剖面

(b) 核心區域近地面風速及擬合曲線

(c) 核心區域近地面湍流度剖面

2.5 CFD模擬參數選定

為保證流動能夠充分發展，CFD計算流域取3 200 m×2 000 m×300 m(流向x×展向y×豎向z)，航站樓置于距離計算域入口1 100 m。采用混合網格離散形式，將整個計算域分為內外兩個部分：核心區域采用四面體網格，并對航站樓周圍局部網格進行加密，外圍區域采用高質量六面體結構網格，其網格數目及質量均滿足計算要求，計算域及網格具體劃分如圖7所示。計算域入口采用速度入口，參考高度取航站樓屋蓋最高處(54.9 m)，計算域頂部和側面采用等效于自由滑移壁面的對稱邊界條件，計算域出口采用壓力出口邊界，地面以及建筑物表面采用無滑移壁面邊界。

RANS定常計算的標準k-ε湍流模型計算數值采用3D精度、分離式求解器，空氣風場選用不可壓縮流場，在速度入口處采用用戶自定義函數(User-Defined Function，UDF)定義兩類風場的平均風剖面，流場求解采用SIMPLEC算法實現速度與壓力之間的耦合，對流項求解格式為二階，計算過程中設置了網格傾斜校正以提高混合網格計算效果，控制方程的計算殘差設置為1×10-6，最后初始化風場進行迭代計算。

大渦模擬中亞格子模型采用Smagorinsky-Lilly模型，壓力項離散采用standard格式，動力離散采用Bounded Central Differencing格式，瞬態方程采用二階隱式，計算過程設置了網格傾斜校正以提高混合網格計算效果。在進行非定常計算之前先進行RANS的定常計算，通過瞬態化處理使LES初始流場達到具有合理統計特征的狀態。同時分別在速度入口處采用用戶自定義函數定義上述兩類脈動風場的平均風剖面、湍流度、湍動能、湍流積分尺度和比耗散率等流體參數，在入口處生成縱向分布的脈動風場。圖8給出了A類良態風場與臺風風場的模擬風譜，分別與Davenport譜及臺風風場模擬常用的石沅譜[20]進行對比，結果發現在高頻區域臺風風場的功率譜大于A類良態風場，模擬譜線與相應目標曲線總體趨勢一致，表明臺風場及A類良態風場模擬的脈動風譜滿足要求。

(a) x-y平面

(b) y-z平面

(c) 局部加密

圖7 計算域及加密網格劃分示意圖

Fig.7 Schematic diagram of Computational domain and encrypted mesh

圖8 模擬風譜與目標譜線對比

3 氣動性能對比分析

3.1 平均風壓特性

圖9給出了臺風及良態風作用下典型風向角的航站樓屋蓋表面風壓分布圖。對比發現在兩類風場作用下不同風向角對屋檐的平均風壓影響均較大，迎風屋面邊緣及變高差局部屋蓋最高處均出現了高負壓區，但臺風作用下平均風壓系數絕對值及變化梯度更大；背風面及屋面內凹處風壓系數絕對值較小，變化相對平緩，因來流再附導致某些局部出現了正風壓。

(a) 0°

(b) 60°

(c) 120°

(d) 180°

由平均風壓可得風荷載平均壓力系數，如下式所示：

Cpi=(Pi-PH)/0.5ρVH

(3)

式中:Cpi為平均風壓系數，Pi平均壓力；PH為參考高度處(本文取航站樓頂部54.9 m)遠前方的靜壓；ρ為空氣密度，均取1.225 kg/m3；VH為參考高度處遠前方的平均風速。

圖10給出了兩類風場環境中沿航站樓屋蓋最高處軸線處平均風壓隨不同風向角的變化曲線。對比可得，在兩種風場環境中，當來流風向平行于對稱軸(即0°和180°風向角)時其平均風壓均呈對稱形式分布，當來流風向角為80°和100°時該軸線整體平均風壓系數較小。當風向角為180°時，風壓隨著屋蓋平面的起伏發生顯著改變，臺風風場在局部凸起屋蓋兩側的平均風壓大于良態風場下的對應值，增幅最大可達44%。究其原因是在高異變性的臺風風場中來流在屋蓋后部分叉區域發生顯著來流撞擊、分離現象，而局部凸起屋蓋邊緣處來流再次分離形成分離泡使得該處出現高負壓區且平均風壓系數梯度變化較大，而在中部由于來流再附著，平均風壓系數絕對值又逐漸減小。

(a) 良態風

(b) 臺風

圖10 不同風向角下航站樓沿屋檐最高處軸線平均風壓分布示意圖

Fig.10 Mean wind pressure along the axis of the eaves of the terminal under different wind direction angles

圖11給出了兩類風場環境中典型風向角下沿懸空屋檐上下表面的壓力系數，圖12給出了兩類風場環境中不同風向角下懸空屋檐壓差極大、極小值分布。由圖可知：

(a) 0°

(b) 60°

(c) 120°

(d) 180°

(1) 隨著風向角的增大，下屋檐風壓系數由正變負，而上屋檐風壓系數均為負且波動較大。考慮臺風影響會明顯增加屋檐上下表面的壓力系數，尤其是在0°和180°風向角，最大增幅達到58%；

(2) 隨著風向角的增大，屋檐最大壓差在20°時達到最大，臺風作用下數值為1.59，然后逐漸減小。在迎風面和背風面時，臺風會顯著增強屋檐的壓差極大值，增幅最大為106%，但整體所受風荷載較小。

圖12 兩類風場環境中懸空屋檐不同風向角壓差極大、極小值示意圖

3.2 脈動風壓特性

由上節分析可知當來流角度為20°時，兩類風場作用下懸空屋檐壓差最大且方向朝上，此時屋蓋極易發生掀起破壞，故以此為最不利工況進行大渦模擬獲得兩類風場下航站樓表面風壓系數時程曲線。在航站樓表面共設置144個測點，其中上屋檐布置122個測點，如圖13所示。

考慮大跨度屋蓋表面風壓分布呈現的空間不均勻性及時間脈動性，其表面測點壓力時程數據將由以下公式處理：

脈動風壓系數：

圖13 屋蓋測點布置圖

(4)

極值風壓系數：

(5)

圖14為航站樓最不利風向角下脈動風壓分布圖，圖15為最不利風向角下兩類風場屋蓋測點的極值風壓分布圖，對比可得：兩類風場作用下脈動風壓系數差值最大可達0.25，在氣流發生分離處脈動效應較強；臺風風場作用下的各點極值風壓大多明顯大于良態風場作用下的對應值，臺風作用下航站樓屋蓋迎風面短肢處極值風壓系數達-3.05，為所有測點極值絕對值的最大值；由于航站樓懸空屋檐邊緣向上翹曲，兩類風場在屋蓋凹處均出現極值風壓為正的現象；經統計發現所有測點在臺風風場作用下的極值風壓系數比A類良態風平均大10%，最大可達31%，需在設計中考慮高湍流性臺風場所導致的極值風壓放大效應。

(a) 良態風

(b) 臺風

(a) 良態風

(b) 臺風

3.3 繞流特性

圖16和17分別給出了兩類風場下最不利工況的屋蓋速度流場圖。分析可知：① 兩類風場下在航站樓懸空挑檐處、下部短肢處及長肢分叉處均發生流動分離，且臺風風場下漩渦脫落及回流的現象更加明顯且影響區域范圍更廣，因此該處呈現較大的負壓，也是形成吸力的原因之一。② 在航站樓前部與頂部均出現加速效應，但臺風風場作用下加速范圍更大且在上下短肢處均出現不同程度的加速效應。③ 在變高差局部屋蓋頂部速度曲線出現再附，加速效應明顯，導致屋蓋中部僅出現絕對值較大的負壓。

(a) 中軸線剖面圖

(b) 俯視圖(z=37 m)

(a) 中軸線剖面圖

(b) 俯視圖(z=37 m)

湍動能是衡量湍流發展與衰退的指標，圖18和19分別給出了良態風及臺風作用下航站樓最不利工況的湍動能分布云圖，屋檐邊緣處及短肢處均出現了明顯了湍動能增值區域，臺風風場下在背風面處湍動能增值區域更大，該區域對應渦旋的形成區域，反應了由于大尺寸渦旋的產生導致此時湍流作用強度增大，使航站樓周圍流場流動更加紊亂，進而使短肢處極值風壓系數增大。

(a) 中軸線剖面圖

(b) 俯視圖(z=37 m)

(a) 中軸線剖面圖

(b) 俯視圖(z=37 m)

4 結 論

本文結合中尺度WRF模式和小尺度CFD方法，對比研究了臺風和A類風場作用下航站樓屋蓋的流場作用及氣動力分布特性。主要研究結論如下：

(1) 采用WRF模式可以有效模擬近地面臺風風場，并基于最小二乘法擬合得出“鲇魚”臺風剖面指數為0.091。采用本文降尺度方法能有效地模擬此類大跨度航站樓結構的三維臺風場，并為后續風壓隨機特性和風致動力分析提供荷載輸入。

(2) 隨著來流風向角的增大，懸空屋檐整體上下壓力差表現為由吸力到壓力再到吸力的過程，臺風風場和良態A類風場最大吸力均在來流角度為20°時達到最大，但臺風壓差增幅更大，最大增幅可達106%。

(3) 臺風風場的高湍流特性導致各測點極值風壓明顯大于常規A類風場下的對應值，增幅范圍最大可達31%，這類由臺風風場高湍流所致的脈動風壓增大效應不可忽略。

(4) 臺風風場下大跨度航站樓懸空挑檐和后端分肢處漩渦脫落及回流的現象更加明顯且影響區域范圍更廣，其加速范圍和效應更為明顯，湍動能增值區域范圍更大。