海洋飞沫方案改进对台风“威马逊”强度预报的影响*

段自强 李永平 于润玲 黄 伟 郑运霞

(中国气象局上海台风研究所 上海 200030)

台风是严重影响我国的天气系统之一。近年来国内外学者对台风的运动、结构、强度以及引起灾害性天气的物理机制等进行了大量研究, 对台风路径预报的精度稳步提高, 但是对台风强度的预报还存在较大误差(Rogers et al, 2013)。

海洋是台风发生和发展的重要能量来源。目前,台风强度预报不准确的重要原因之一是对海气之间动量、感热以及水汽等交换过程的认识还不充分(Andreas et al, 2001; Bao et al, 2011; Rogers et al,2013)。台风条件下, 海浪破碎产生的飞沫会在海气界面处形成一个水滴蒸发层, 直接影响海气之间的动量、热量以及水汽交换, 从而影响台风的结构与强度,这一点已为许多学者共识, 是近年来热带气旋研究的热点, 也是一些重要国际研究计划, 如 CBLAST(边界层海气交换试验)等关注的内容(黎伟标, 2003;Black et al, 2007; 郑静等, 2008; 刘磊等, 2010; 孙一妹等, 2010; 王平等, 2012)。

关于海洋飞沫, 研究发现飞沫生成函数不仅是风速的函数, 而且与海浪状态, 如海面粗糙度、白冠覆盖率、波龄等因素有关(Zhao et al, 2006; Zhang et al,2006; Zhang et al, 2008; Bianco et al, 2011;Kudryavtsev et al, 2011; 赵栋梁, 2012)。但是, 由于对这些物理过程认识不充分, 不同学者给出的飞沫生成函数差异很大。Andreas(2001)回顾之前的飞沫生成函数时指出, 对于任一给定的沫滴半径, 不同的飞沫生成函数相差可达数个量级。因此, 在台风数值模式研究中选择合理的飞沫生成函数非常重要。

Andreas(1998)给出了一种适用于高风速条件的海洋飞沫生成函数, 可以描述粒径范围为 2—500μm的海洋飞沫粒子, 在之后的热带气旋研究中得到了广泛应用。但是, 对于小粒径的海洋飞沫粒子, Andreas(1998)采用的是Smith等(1993)在90年代的观测结果,受观测环境以及当时观测条件限制, 观测结果存在较大不确定性。Grythe等(2014)在近年利用大量外场观测资料, 包含站点与船载平台等观测的海洋飞沫浓度, 并结合拉格朗日粒子扩散模型(FLEXPART),给出了新的海洋飞沫生成函数。但是, Grythe等(2014)的研究主要关注小粒径的海洋飞沫, 对大粒径粒子缺少描述。因此, 本研究拟在以上研究基础上, 采用分粒径段组合方式, 结合 Andreas(1998)与 Grythe等(2014)各自飞沫生成函数的优点, 改进海洋飞沫生成函数, 对所采用的台风-海浪耦合模式进行优化完善。

自2006年Global/Regional Assimilation and Prediction System-Tropical Cyclone Model (GRAPESTCM)正式投入业务运行以来, 通过不断改进涡旋初始化方案、引入海洋对大气负反馈作用等, 已开发出以GRAPES-TCM为基础的区域海-气-浪耦合模式(黄伟等, 2014; Zheng et al, 2015)。上述改进对台风路径预报有明显改善, 但是对台风强度预报作用不大(黄伟等, 2014; Zheng et al, 2015)。因此, 本文通过改进海洋飞沫方案, 优化完善台风-海浪耦合模式。运用海气耦合模式模拟台风个例, 分析研究飞沫方案改进对海气动量、感热以及潜热通量的影响, 并通过分析台风结构与强度的变化, 进一步探究海洋飞沫影响台风模拟的物理机制。

1 耦合模式和试验方案

1.1 海气耦合模式

本文所采用的区域海气耦合模式由两个子模式组成, 分别为区域大气模式GRAPES-TCM与海浪模式WW3(WAVEWATCH )Ⅲ。已有研究对上述模式作出详细介绍(黄伟等, 2014; Zheng et al, 2015)。

耦合模式通过耦合器 OASIS将大气模式与海浪模式中的各物理量进行交换。OASIS由位于法国的“欧洲气候模拟和全球变化研究中心(CERFACS)”开发, 目前已广泛应用于全球各种海气耦合模式(周天军等, 2004)。在本研究中, 大气模式向海浪模式提供风场以及动量通量; 海浪模式向大气模式提供海表面粗糙度以及海气感热、潜热通量。海洋飞沫的作用在海浪模式中体现, 海洋飞沫对海面粗糙度、海气感热潜热通量产生影响。

GRAPES-TCM 的水平分辨率为 0.15°×0.15°, 垂向分 31层, 对流参数化过程采用 Kain-Fritsch方案(Kain et al, 1993), 边界层过程采用Yongsei University(YSU)边界层参数化方案(Hong et al, 2006a), 诊断可识别降水的显式云方案是WRF single moment 6-class(WSM6)(Hong et al, 2006b)方案, 模式积分步长为60s。海浪模式分辨率与大气模式相同, 模式积分步长为 300s。大气模式与海浪模式的网格不一致, 两个模式的信息交换通过插值处理完成。大气模式初始场和侧边界采用美国预报中心(NCEP)全球模式(GFS)的间隔6小时、水平分辨率为0.5°的再分析资料。海浪模式由大气模式计算的风场驱动。

1.2 海洋飞沫方案

一般通过飞沫粒子的数通量定量地估计由海洋进入大气的飞沫, 其表达式即海洋飞沫生成函数dF/dr0, 表示单位时间、单位面积、单位粒径段内的海洋飞沫粒子数, 其中F为单位时间、单位面积由海洋进入大气的粒子数, 是粒径与风速的函数; r0为粒子半径。飞沫生成函数表达式为:

其中, dFN/dr0为海浪充分发展状态下, 即白冠条件下的海洋飞沫生成量; FN为白冠条件下单位时间、单位面积由海洋进入大气的粒子数; W(U10)为白冠率, 仅为风速的函数, 且一般认为与风速之间存在关系。Monahan等(1980)根据海表面成像资料给出了白冠率与风速的关系式:

学者们根据外场观测与水槽实验等结果, 分别给出了海洋飞沫生成函数的具体表达式。受观测条件限制, 飞沫生成函数往往是基于少量的观测结果, 因此不同学者给出的函数之间存在可达数量级的差异。另外, 不同学者的思路也不相同。Monahan(1986)给出了幂次律的飞沫粒子数浓度谱函数, 所有粒径段粒子均采用一个关系式表达。Smith等(1993)最早指出不同粒径段海洋飞沫的生成机制不同, 其浓度谱需要用不同的函数表示, 因此给出了不同粒径段的粒子分布模态, 由不同模态的线性叠加得到整体的海洋飞沫生成函数, 随后很多研究均采用这种思路(Andreas, 1998; Smith et al, 1998; Gong, 2003; Jaegle et al, 2011)。本文也将采用分粒径段组合的方式对飞沫生成函数进行优化。

对于 1—10μm粒径段飞沫, 本文采用 Grythe等(2014)给出的海洋飞沫方案(G14)。该方案基于大量观测资料, 包含站点与船载平台观测的海洋飞沫浓度,并结合拉格朗日粒子扩散模型(FLEXPART), 获得了海洋飞沫浓度与风速之间的关系式。对比之前研究提出的21种海洋飞沫生成函数关系式, G14给出的海洋飞沫生成函数与观测结果最为接近。

由于高风速条件下海洋环境的限制, 大粒径飞沫粒子通量的直接观测研究还很少。Andreas(1998)根据少量的观测结果给出了大粒径段粒子通量的谱特征, 认为在 10μm 以上粒径段, 粒子通量与粒径之间存在幂次律关系, 并给出了不同粒径段对应的幂次律常数。

本研究拟采用分粒径段的形式, 将不同粒径段内估算效果较好的生成函数进行组合, 形成新的飞沫生成函数。考虑到海洋飞沫生成函数 G14基于最新观测结果且观测量较多。本研究采用 G14计算小粒径段(＜10μm)的海洋飞沫生成量, 采用 Andreas(1998)提出的关系式计算大粒径段(＞10μm)的海洋飞沫生成量; 将二者组合形成一个新的海洋飞沫浓度的关系式, 该式表达粒径范围为 0.01μm 至 200μm。新的海洋飞沫生成函数如下式所示:

其中, r80位气溶胶粒子在 80%相对湿度条件下(海洋大气边界层中的典型值)的半径, C1, C2, C3为依赖于风速的系数, 分别由上一粒径段的数浓度值计算得到, Tw表示海温。

为在数值模式中体现海洋飞沫的作用, 本文采用Bao等(2011)提出的方法。模式中, 表征动量通量的摩擦速度可由下式计算得到:

其中,*u为摩擦速度, U为风速, D为风速对应的高度,0z表示粗糙度, κ为卡曼常数,sΨ为修正函数,体现稳定度、海洋飞沫等因素的作用,sΨ的表达式(Bao et al, 2011)为:

耦合模式原始的海洋飞沫方案采用刘斌(2007)提出的方案, 海洋飞沫作用通过波龄的参数化体现,具体表达式为:

其中, β*为波龄, ω为悬浮沫滴层对对数风廓线的修正参数, ω =min（ 1,acrκu*）, 其中 acr为飞沫降落速度, 并取 acr=0.64m/s。

1.3 试验设计

本文将耦合模式应用于 1409号台风“威马逊”,通过不同数值试验的对比来研究海洋飞沫方案改进对台风过程模拟的影响。第1409号超强台风“威马逊”(Rammasun)是2014年登陆我国最强的热带气旋,在7月12日由位于菲律宾以东的西北太平洋洋面上的一个热带低压发展形成。形成后低压中心向偏西方向移动, 强度迅速增强, 于15日增强为强台风, 并在当天登陆菲律宾中部。穿过菲律宾进入南海以后,“威马逊”继续向西北方向移动, 再次增强, 于18日早晨增强为超强台风, 18日下午达到其生命史最大强度, 近中心最大风速为72m/s(＞17级)。“威马逊”于18日15时30分前后在海南文昌短暂登陆, 并于17时30分前后在广东徐闻再次登陆。台风“威马逊”具有强度高、风雨影响范围广、降雨强、灾情损失大等特点。

表 1给出了各试验方案, 其中第一组对比试验(EXP1—EXP3)为整体模拟结果比较。EXP1为控制试验, 海面动力学粗糙度由经典的 Charnock关系计算得到, 未考虑海洋飞沫对海面动力学粗糙度以及对海气感热、潜热通量的影响; EXP2与EXP3为考虑海洋飞沫作用后的模拟试验, EXP2采用原始海洋飞沫方案, EXP3采用本文提出的改进的海洋飞沫方案。第二组对比试验(EXP1、EXP4与 EXP5)用来分析海洋飞沫如何通过影响海气动量通量而影响台风过程模拟; EXP4与EXP5考虑海洋飞沫作用, 但是仅考虑海洋飞沫对动量通量的影响, EXP4采用原始海洋飞沫方案, EXP5采用改进的海洋飞沫方案。第三组对比试验(EXP2与EXP4, EXP3与EXP5)用来分析海洋飞沫通过影响海气热量交换影响台风过程模拟; EXP2与EXP4采用原始海洋飞沫方案, 对比分析有无海洋飞沫热通量作用的模拟结果, EXP3与EXP5采用改进的海洋飞沫方案, 对比分析有无海洋飞沫热通量作用的模拟结果。各模拟试验的具体描述如表4.1所示。

表1 使用耦合模式模拟1409号台风“威马逊”的试验方案Tab.1 The scheme of simulation on Typhoon Rammasun in the coupled model

根据对比试验的模拟结果, 我们从台风强度、海气界面的动量通量、感热通量和潜热通量、台风水平结构以及台风轴对称结构等方面来分析改进的海洋飞沫生成函数对台风过程的模拟效果。

2 结果分析

2.1 台风强度与路径

台风最低中心气压和近中心最大风速是表征台风强度的重要参量。图 1给出了第一组对比试验(EXP1—EXP3)模拟的台风最低中心气压(Minimum Sea-level Pressure)和近中心最大风速(Maximum Wind Speed)的时间序列。模式模拟的近中心最大风速与最低中心气压的模拟结果基本对应, 在模拟时段的 12—48h, 各试验均模拟出了台风“威马逊”逐步增强的过程。其中, 控制试验EXP1在30—48h模拟的最低中心气压偏高, 最大风速偏低, 台风强度模拟结果偏弱; 原始海洋飞沫方案EXP2在12—36h模拟的最低中心气压偏低; 改进海洋飞沫方案EXP3的模拟结果与观测结果最为接近(图1)。

图1给出了台风“威马逊”路径的模拟结果, 可以看出各模拟试验结果相近。这是因为台风路径通常主要受大尺度的环境流场控制, 海洋飞沫作用引起的台风内部下边界动力与热力条件的改变对台风路径的影响很小。

整体而言, 对比试验模拟结果表明考虑海洋飞沫以后, 由于海表面动力学粗糙度计算方案以及海气感热、潜热通量的计算方案变化, 会对台风强度的模拟产生一定影响。同时, 与原始方案结果相比, 改进的海洋飞沫方案模拟的台风强度更接近实测。

2.2 台风结构

图 2给出了各时段不同试验模拟的海表面 10m风速。从图中可以看出, 各试验模拟的台风强度均在48h时达到最高强度。控制试验EXP1模拟的风场在24h至36h之间有减弱的过程, 实际台风在这一阶段的增强过程未能得到体现。原始方案试验EXP2模拟的风速在模拟阶段逐渐增强; 与EXP1相比, EXP2模拟的台风内核区风速有所增强, 但是外围区风速略有减小。改进方案试验EXP3的模拟结果也呈现逐渐增强的过程; 与控制试验EXP1相比, EXP3试验模拟的大风区域与强度均有所增强。

为了进一步了解海洋飞沫对台风模拟的作用机制, 我们对模拟的台风个例进行结构分析, 图3给出了24—48h模拟时段台风的平均轴对称结构, 物理要素包含切向风、径向风、垂向风与涡度。

图1 耦合模式对1409号台风“威马逊”强度与路径的模拟Fig.1 Simulated track and intensity of 1409 Typhoon “Rammasun”

图2 海表面风场模拟结果Fig.2 Simulation results of sea-surface wind

各试验对台风结构的模拟结果较为相近。切向风(图3a、b、c)风速大值区均在距台风中心80km左右、高度约800hPa处, 至台风中心风速减弱为接近于零。台风径向风(图3d、e、f)在底层辐合, 在高层辐散, 而在台风中间层径向风很小, 接近 0。台风在边界层的强烈流入和高空流出造成台风内核眼壁区出现急剧的上升运动(图 3g、h、i), 且眼壁区上升运动的垂向梯度很小。从涡度场的分布来看(图 3j、k、l), 在台风中心及眼壁区的整个垂直层以正涡度为主, 且在台风中心近地面处涡度值最高, 随着高度增加以及距台风中心距离的增加, 涡度值逐渐减弱。

由图3还可以看出, 不同海洋飞沫方案以及控制试验模拟的台风结构相近, 但是强度之间存在一定差异: 考虑海洋飞沫的试验(EXP2与EXP3)的模拟结果均强于控制试验 EXP1, 且改进方案的增强幅度小于原始方案。与EXP1相比, EXP3计算的切向风与径向风分别增强7—8与4—5m/s, 而EXP2计算结果的增强幅度均可达8—10m/s。EXP2计算的垂向风速与涡度也明显强于EXP3。

图 4是 0—36h模拟时段的海温变化, 可以看出与理论以及其他研究模拟结果相近, 受台风影响海表面温度在模拟期间有减小趋势, 且海温变化的大值区主要在台风移动路径的右后方位, 海温变化滞后于台风的移动。改进海洋飞沫方案(EXP3)模拟的海温变化区域、降温幅度与控制试验(EXP1)均比较接近。原始海洋飞沫方案(EXP2)模拟的降温区域与降温幅度均大于控制试验与改进海洋飞沫方案。

2.3 动量通量

由上一小节分析可知, 考虑海洋飞沫之后, 台风强度的模拟结果变化较大。一般认为海洋飞沫可通过影响海洋下垫面粗糙度而影响海气之间的动量交换,同时, 飞沫在大气中的蒸发、热传递等物理过程可以影响海气之间的热量交换。海气之间动量与热量交换均会影响台风强度(Emanuel et al, 1995; Bao et al,2011)。本小节拟从动量通量的角度研究海洋飞沫对台风模拟的影响。本小节的分析基于第二组对比试验(控制试验EXP1、原始方案试验EXP4、改进方案试验EXP5), 该组试验均未考虑海洋飞沫对热通量的影响, 仅考虑飞沫在动量交换中的作用。

由图5可以看出, 海洋飞沫方案的选取会对风场的模拟结果产生影响。相对于控制试验EXP1, EXP4模拟的风场偏弱, 而EXP5模拟的风场偏强。由海表面粗糙度场(图5d、e、f)可以看出, EXP4得到的粗糙度场最强, 而 EXP5模拟的粗糙度场明显弱于 EXP1与 EXP4。

图 6给出了海气界面处台风与下垫面之间的感热与水汽交换(湍流运动引起的海气交换, 非海洋飞沫引起)。可以看出, 由于海气湍流通量受海表面粗糙度控制, 海气通量模拟结果与粗糙度场的模拟结果比较一致。EXP4计算的感热通量与水汽通量最强,而 EXP1与 EXP5的计算结果相近, EXP5略弱于EXP1。

图7是各试验模拟的台风平均轴对称结构。可以看出, EXP4模拟的切向风 45m/s等值线区域大于EXP1, 而 EXP5模拟的区域小于 EXP1, 即台风的中高层风速模拟结果为 EXP4＞EXP1＞EXP5。台风涡度的模拟结果显示, EXP4的模拟结果最大, 而EXP5的模拟结果最小。

图3 台风轴对称结构(24—48h平均)Fig.3 Simulation results of typhoon axisymmetric structure (the average from 24h to 48h)

图4 模拟时段0—36h海温变化Fig.4 The SST (Sea-Surface Temperature) change during 0—36h in simulation

图5 模拟时刻24h海表面风场与粗糙度Fig.5 Sea-surface wind and friction velocity after 24h in simulation

图6 24 h模拟时刻的海气感热与潜热通量Fig.6 Air-sea sensible and latent heat fluxes after 24h in simulation

各方案计算的台风中高层风速与海表面粗糙度场、海气通量有很好的对应关系。这是因为, 原始海洋飞沫方案计算的海表面粗糙度偏强, 这使得海气之间感热与水汽通量的计算结果也增强, 水汽等通过台风眼壁的上升运动到达台风中高层, 并通过凝结释放潜热为台风发展提供热量, 从而促使台风的模拟结果增强。与此相反, 飞沫方案改进后的模拟试验EXP5的计算结果偏弱。

由于下垫面摩擦作用, 台风边界层风场不再符合旋衡风或梯度风的风压关系, 是气压梯度力、离心力与底摩擦力等共同作用的结果。因此, 虽然原始海洋飞沫方案EXP4计算的台风中高层风场强于改进后方案 EXP5, 但是由于下垫面对台风风场的耗散作用也强于 EXP5, 综合作用下 EXP5模拟的台风底层风场较强。

2.4 热通量

由上一小节分析可知, 海气耦合模式中, 海洋飞沫可通过影响海表面粗糙度影响海气动量通量, 进而影响台风的强度; 同时, 海洋飞沫还可通过影响粗糙度间接影响海气感热与潜热通量, 进一步影响台风的强度(海洋飞沫对热通量的间接作用)。除此之外,海洋飞沫可通过蒸发、热传递等过程直接影响感热与潜热交换并作用于台风的强度(海洋飞沫对热通量的直接作用)。本小节拟从飞沫直接作用于热通量的角度研究海洋飞沫对台风模拟的影响。

本小节的分析基于第三组对比试验(EXP2与EXP4; EXP3与EXP5), 该组试验主要对比考虑海洋飞沫热通量影响的试验(EXP2、EXP3)与未考虑海洋飞沫热通量作用的试验(EXP4、EXP5)。同时, 两个对比试验(原始海洋飞沫方案EXP2与EXP4; 改进后的海洋飞沫方案EXP3与EXP5)之间的差异可用来分析不同海洋飞沫方案对模拟结果的影响。

图7 台风轴对称结构(24—48h平均)Fig.7 Simulation results of typhoon axisymmetric structure (the average from 24h to 48h)

由图8(a, b)可以看出, 对于原始海洋飞沫方案模拟试验 EXP2与 EXP4, 考虑海洋飞沫的热交换作用以后, 海气感热通量的计算结果增加。同时由图 8(c,d)可以看出, 考虑海洋飞沫热交换作用后的潜热通量计算结果也明显增加。对比感热通量与潜热通量可以发现, 台风条件下海气热量交换以潜热通量为主, 且海洋飞沫对潜热通量的影响更大。

海气交换的潜热在眼墙上升运动中释放以后,对台风结构与强度的影响如图9所示。考虑海洋飞沫热通量作用的 EXP2模拟的切向风与涡度明显强于EXP4。同时, 考虑海洋飞沫热通量作用后的海表面风场也增强(图10)。这说明, 在粗糙度方案不变的条件下, 考虑海洋飞沫热交换作用以后的台风中高层风速与底层风速均增强。

以上分析表明在海气耦合模式中加入海洋飞沫的热交换作用是一个正反馈过程, 且以影响海气潜热交换为主。

海洋飞沫方案改进后的模拟试验(EXP3与EXP5)得到相似的结果, 在考虑海洋飞沫热通量作用以后,海气之间潜热交换增强, 并引起台风中高层风速、涡度以及海表面风场的增强(图11、12、13)。

对比图8与图11, 还可以发现, 改进后海洋飞沫方案模拟的感热、潜热通量(EXP3、EXP5)要小于原始方案的模拟结果(EXP2、EXP4)。这是因为, 改进方案计算的海表面粗糙度要弱于原始方案, 而在模式中海洋飞沫的热通量作用是通过海表面粗糙度进行参数化。因此 EXP3、EXP5计算的热通量值也较小。与此相对应, 模拟试验EXP3、EXP5计算的切向风与涡度也要弱于EXP3、EXP5(图9、12)。

2.5 海洋飞沫综合作用分析

综合海洋飞沫对动量通量、热量通量的影响, 可知对于图 2中的海表面风场, 原始海洋飞沫方案试验EXP2与控制试验EXP1相比, 在台风中心附近EXP2的模拟结果偏强, 而在台风外围则结果偏弱。这是因为EXP2计算的海表面粗糙度要大于控制试验, 下垫面耗散作用的加强使台风外围 EXP2的近海面风速的减弱强于EXP1。但是在台风中心附近, 海洋飞沫直接与间接作用引起的海洋热通量增加使台风风速增加, 底耗散对风场减弱作用与热通量对风场加强作用的共同影响是近台风中心EXP2计算结果强于EXP1的原因。

海洋飞沫方案改进后的试验EXP3计算的海表面风场强于控制试验EXP1(图2), 这是因为EXP3计算的海表面粗糙度小于 EXP1, 下垫面对 EXP3海表面风速的耗散作用因此而减弱, 同时海洋飞沫的热通量有增强台风强度的作用, 二者均有使海表面风速增大的趋势。综合作用下, EXP3计算的海表面风速要大于EXP1。

改进后海洋飞沫方案EXP3计算的海表面风速要强于改进前 EXP2, 这是因为 EXP2计算的海表面粗糙度强于 EXP3, 虽然 EXP2的飞沫热通量对台风加强作用更大, 但是下垫面的耗散作用也更大, 综合作用的结果是EXP3计算结果较大。

对于图3的台风轴对称结构, 原始海洋飞沫方案EXP2模拟得到的风速与涡度均大于控制试验EXP1,这是因为 EXP2计算的海表面粗糙度大于 EXP1, 粗糙度增大使海气热通量增加, 进而使台风中高层的模拟结果增强; 同时, 海洋飞沫直接作用引起的海气感热、潜热交换也使台风的模拟结果增强。

图8 原始海洋飞沫方案试验模拟的海气感热与潜热通量(24h)Fig.8 Air-sea sensible and latent heat fluxes after 24h in original sea-spray parameter scheme

图9 原始海洋飞沫方案试验模拟的台风轴对称结构(24—48h平均)Fig.9 Simulation results of typhoon axisymmetric structure in original sea-spray parameter scheme (the average from 24h to 48h)

改进海洋飞沫方案试验EXP3模拟的台风中高层风速与涡度也大于控制试验 EXP1, 这是因为 EXP3计算的海表面粗糙度弱于 EXP1, 使得海气热通量的模拟结果也减弱; 但是 EXP1未考虑海洋飞沫作用,而EXP3考虑了海洋飞沫对热通量的影响后, 海气热通量计算结果增加。二者综合作用的结果是EXP3的模拟结果强于EXP1的模拟结果。

由图3还可以看出, 改进海洋飞沫方案EXP3模拟的台风强度弱于原始方案 EXP2, 这是因为 EXP3计算的粗糙度弱于EXP2的, 粗糙度减弱引起的海气热通量减弱以及海洋飞沫引起的海气热通量也弱于EXP2, 因此 EXP3模拟的台风轴对称结构在台风边界层以上均弱于EXP2。

台风引起的海温变化很大程度上是因风应力引起表层海水辐散, 进而诱发上升流。因此, 各数值试验模拟的海水降温幅度主要与风应力有关。原始海洋飞沫方案EXP2计算的海表面粗糙度明显强于控制试验EXP1与改进方案EXP3(图5), 这是造成EXP2海水降温幅度强于EXP1与EXP3的主要原因。

3 讨论

本文采用分粒径段组合方式对耦合模式海洋飞沫方案改进, 并利用耦合模式对1409号台风“威马逊”进行数值模拟, 分析了海洋飞沫方案改进对台风结构、强度以及动量通量、热量通量的影响,探究海洋飞沫影响台风模拟的机制。主要得到以下结论:

(1) 考虑海洋飞沫作用后, 台风海表面风场与轴对称结构的强度都发生变化, 且改进海洋飞沫方案的模拟结果与观测更接近。

图10 原始海洋飞沫方案试验模拟的海表面风场与粗糙度(24h)Fig.10 Sea-surface wind and friction velocity after 24h in original sea-spray parameter scheme

图11 同图8, 但为改进海洋飞沫方案模拟结果Fig.11 Same as in Fig.8 but in revised sea-spray parameter scheme

图12 同图9, 但为改进海洋飞沫方案模拟结果Fig.12 Same as in Fig.9, but in revised sea-spray parameter scheme

(2) 海洋飞沫可通过改变海表面粗糙度而影响海气动量与热量通量, 并进一步影响台风的强度。改进海洋飞沫方案计算的粗糙度弱于原始海洋飞沫方案。

(3) 海洋飞沫通过粗糙度影响台风发展的机制为: 若海洋飞沫方案计算的海表面粗糙度较强, 则海气之间感热与水汽的湍流交换也增强(非海洋飞沫引起), 感热与潜热在台风眼壁的上升运动中逐渐释放,为台风发展提供能量, 使中高层风速、涡度等模拟结果增强, 对海表面风场也有增强作用。同时, 粗糙度计算结果的增加使下垫面耗散作用也增强, 对海表面风场有减弱作用。海表面风场是下垫面耗散作用减弱与热通量作用增强共同作用的结果。

(4) 海洋飞沫除了通过海表面粗糙度间接影响海气热通量, 还可通过飞沫水滴直接向大气输送感热和潜热而影响海气热通量。考虑海洋飞沫对海气热交换的直接影响后, 海气热通量计算结果增加, 且改进后海洋飞沫方案试验EXP3的计算结果弱于原始方案试验EXP2。

文中所采用的海洋飞沫方案可作为一种选择性方案应用于海浪模式或海气耦合模式, 以考虑海洋飞沫的作用。受观测资料限制, 对海洋飞沫生成函数的改进效果仅通过数值模拟试验进行分析, 未能与海洋飞沫的直接观测结果进行比较验证, 未来仍需大量观测试验进一步研究。本文主要通过风场、涡度场等分析台风结构与强度, 未来可研究其他物理要素如温度、湿度等分布特征, 有助于更全面理解海洋飞沫对台风过程的影响。同时, 更多台风个例的研究验证也很有必要。

图13 同图10, 但为改进海洋飞沫方案模拟结果Fig.13 Same as in Fig.10, but in revised sea-spray parameter scheme

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