考虑中尺度台风影响的大跨度航站楼屋盖风压特性研究

朱容宽, 柯世堂

(南京航空航天大学 土木工程系 江苏，南京 210016)

航站楼作为提供飞机乘客转换陆上和空中交通的多功能设施，其顶部的屋盖结构体系最易遭受风灾破坏，尤其是在强台风频繁发生的东南沿海地区。与高层、高耸建筑结构相比，航站楼屋盖结构较低矮、体型更加复杂，处于大气边界层中剪切风速变化大、湍流度高的近地区域，其表面钝体绕流和流固耦合作用十分复杂，强台风场的强变异性亦会造成屋盖表面的瞬时极值风荷载过大，从而导致航站楼屋盖结构局部或整体破坏的事件时有发生[1-2]。由于大跨度屋盖气动性能的复杂性、台风气候模式和危险性分析尚不成熟、现有抗风设计规范并未涉及台风作用下屋盖风荷载的相关规定，因此开展考虑中尺度台风影响下大型航站楼屋盖气动性能研究具有重要的工程意义。

针对大跨度航站楼屋盖的抗风研究，主要集中在流场作用机理[3-4]、平均风压分布[5-6]、脉动风压特性[7-9]、风振特性[10-11]及非高斯特性[12-13]等，研究成果主要考虑良态风气候环境，研究方法主要采用风洞试验和CFD数值方法。然而，基于小尺度CFD技术难以真实反映中尺度台风风场的特异性风剖面和登陆衰减效应，并且现存的多种土木工程台风模型均存在理论体系过度简化的问题。建立在流体动力学和热力学基础上的中尺度WRF模式可有效模拟台风风速场和风温场等信息，能全面考虑台风演变过程、强变异性和衰减特性[14]。但由于台风尺度很大，有数百公里影响范围，因而台风风场的网格分辨率通常都在千米量级，而目前大跨度屋盖体系的整体尺寸“仅有”千米量级，两者存在巨大的尺度差异，若要准确预测屋盖边缘的气动载荷，还需要深入到屋盖边界层内部，近壁面处最小网格尺寸通常都在10-2m以下，在此量级上WRF中尺度模式将完全失效。因此，需要采用中/小尺度耦合的WRF/CFD来实现台风下大跨度航站楼屋盖多尺度流场高精度仿真，并解决参数和流动结构的高精度传递、多层次和多尺度网格嵌套、多时间尺度控制、跨尺度突变等问题[15-16]。

鉴于此，采用中尺度WRF模式对“鲇鱼”台风进行高时空分辨率模拟，研究了三维台风场在近地面的风速、风压和位温分布特性，并拟合得到模拟区域风速剖面；同时结合CFD方法对厦门机场航站楼进行台风和A类地貌良态风的三维风场模拟。在此基础上，对比研究两类风场对屋盖结构流场作用机理与风压分布特性的影响，同时基于大涡模拟方法详细探讨了最不利工况下台风与良态风的极值风压特性，并结合航站楼周围流场变化初步阐释两类风场结构风压分布的区别与联系。

1 工程概况

厦门翔安国际机场地处A类地貌，航站楼屋面为复杂的曲面形状，建筑造型独特，其平面尺寸约为360 m×390 m。屋盖结构体系与下部结构通过钢立柱连接，形成协同受力体系，周边围护结构均为玻璃幕墙。基于工程实际尺寸建立航站楼3D几何实体模型，计算模型考虑了变坡度大悬空屋檐及变高差局部屋盖等构造细节，如图1所示。

图1 航站楼模型及细节展示

定义航站楼中心轴为0°风向角，吹风方向以逆时针为正角度方向。由于模型为左右对称结构，故进行了0°～180°风向角下航站楼风荷载数值模拟，风向角间隔为20°，如图2所示。

图2 风向角示意图

2 中小尺度台风风场模拟

2.1 中尺度WRF模式简介

WRF模式系统是由NCAR、NOAA和俄克拉荷马大学的暴雨分析预报中心等多单位共同合作发展起来的中尺度天气研究与预报系统[17]。本文采用基于非静力平衡欧拉方程模型的WRF-ARW模式，该模式水平方向采用Arakawa C网格，垂直方向采用地形追随质量坐标系，在Linux系统上运行具有可移植性，考虑了水汽、长短波辐射、积云、下垫面等物理过程的影响，能合理地模拟出较大区域内气流、气压、风场等特征，其结果作为CFD模拟的边界条件输入。

2.2 物理方案选取及参数设置

为解析边界层的日变化，设置总积分时间为48 h，以前7 h作为模式的起转时间。模拟结果输出频率为每1小时一次。对WRF模式的台风风场计算采用3层单向嵌套方案，各层网格区域分别简称d01、d02及d03，其模拟计算区域如图3所示。大气初始条件和随时间变化的边界条件均基于美国国家环境预测中心全球预报系统GPS的最后分析资料(FNL)，水平分辨率分别设置为13.5 km、4.5 km和1.5 km，垂直设置37层，地图投影采用Mercator方案。经过多次筛选试验后确定选用MYJ边界层方案和Kain Fritsch积云对流参数化方案，对台风“鲇鱼”进行了48 h的高精度数值模拟，为后续嵌套CFD的降尺度运算提供边界条件，其它参数设置见表1。

图3 WRF模拟计算区域

表1 WRF模式参数设置

2.3 台风场模拟及有效性验证

以2010年第13号台风“鲇鱼”(Megi)为例，图4给出了WRF模式输出的“鲇鱼”台风风场风速、风压及位温信息。由图可知台风登陆后陆地下垫面较海洋粗糙导致其热源被切断，上升气流减弱且周围气流仍持续不断地向台风中心辐合，台风中心气流流入增多使得气压逐渐升高，故台风中心呈低压低温；台风过境时厦门地区的最大风速范围为20～24 m/s，风压在940～960百帕之间，模拟结果与中央气象台台风网在该地区记录的台风信息结果(最大风速23 m/s、中心气压990百帕)较为一致。

(a) 风速

(b) 风压

(c) 位温

图5为“鲇鱼”台风不同登陆阶段速度流场矢量分布图。从图可知：在台风登陆之前流场均存在一条很强的东西切变线，随着台风登陆向北推进，其风速流向与台风路径发展趋势吻合度较高；切变线以南为西南风，以北为西北风，由于台风过境后周围气流持续向台风中心辐合，使其切变线以北区域风速杂乱且并未呈现规律性发展趋势，该区域与图4中低压低位温区域重合。从流场的模拟效果可以看出WRF模式能有效模拟“鲇鱼”台风登陆和减弱的过程，对登陆后的弱低压环流在陆地上的移动也有一定的模拟能力。

2.4 小尺度台风模拟

图6(a)给出了不同时刻台风中心附近风速剖面，分析发现不同时刻近地面台风风速分布较规律而高海拔时风速分布较为紊乱，10月23日02时的台风风速显著大于其它时刻，分析原因是该时刻台风在海上而其它时刻台风均已登陆漳州市等地，此过程中台风强度由热带风暴逐渐转化为热带低压。图6(b)给出了模拟中心区域近地面风速以及根据非线性最小二乘法原理拟合得到的台风近地面风速拟合曲线，可以看出近地面台风场拟合效果较好(模拟优度为93.57%)，10m高度处台风风速较大且沿高度风速增长缓慢。同时为了定性及定量地比较良态风与台风风场的差异性，定义规范[18]中A类地貌梯度高度为300 m时台风场与良态风场风速相等，且将近地面台风剖面作为后续小尺度风场数值模拟中的风速边界条件。两类风场作用下的平均风速沿高度变化均采用指数风剖面表示：

(a) 登陆前

(b) 登陆时

(c) 登陆后

图5 “鲇鱼”台风不同登陆阶段速度流线图

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

V=V10(h/10)α

(1)

式中:V10为10 m高度处10 min的平均风速，台风作用下取值为14.37 m/s，而良态风作用下取值为13.01 m/s；α为地面粗糙度指数，由WRF输出结果拟合的台风过境地区地面粗糙度指数0.091，而规范[18]定义A类地貌的对应值为0.12；h为距离地面高度。

湍流度计算式为：

Iu=c(10/h)-α

(2)

式中:c为10 m高名义湍流度，根据文献[19]对“鲇鱼”台风的同步监测结果计算为0.15。两类风场模拟中心区域近地面湍流度沿高度变化曲线见图6(c)，由图可知同一高度处台风风场下湍流度数值明显高于A类良态风场。

(a) 不同时刻台风中心附近风速剖面

(b) 核心区域近地面风速及拟合曲线

(c) 核心区域近地面湍流度剖面

2.5 CFD模拟参数选定

为保证流动能够充分发展，CFD计算流域取3 200 m×2 000 m×300 m(流向x×展向y×竖向z)，航站楼置于距离计算域入口1 100 m。采用混合网格离散形式，将整个计算域分为内外两个部分：核心区域采用四面体网格，并对航站楼周围局部网格进行加密，外围区域采用高质量六面体结构网格，其网格数目及质量均满足计算要求，计算域及网格具体划分如图7所示。计算域入口采用速度入口，参考高度取航站楼屋盖最高处(54.9 m)，计算域顶部和侧面采用等效于自由滑移壁面的对称边界条件，计算域出口采用压力出口边界，地面以及建筑物表面采用无滑移壁面边界。

RANS定常计算的标准k-ε湍流模型计算数值采用3D精度、分离式求解器，空气风场选用不可压缩流场，在速度入口处采用用户自定义函数(User-Defined Function，UDF)定义两类风场的平均风剖面，流场求解采用SIMPLEC算法实现速度与压力之间的耦合，对流项求解格式为二阶，计算过程中设置了网格倾斜校正以提高混合网格计算效果，控制方程的计算残差设置为1×10-6，最后初始化风场进行迭代计算。

大涡模拟中亚格子模型采用Smagorinsky-Lilly模型，压力项离散采用standard格式，动力离散采用Bounded Central Differencing格式，瞬态方程采用二阶隐式，计算过程设置了网格倾斜校正以提高混合网格计算效果。在进行非定常计算之前先进行RANS的定常计算，通过瞬态化处理使LES初始流场达到具有合理统计特征的状态。同时分别在速度入口处采用用户自定义函数定义上述两类脉动风场的平均风剖面、湍流度、湍动能、湍流积分尺度和比耗散率等流体参数，在入口处生成纵向分布的脉动风场。图8给出了A类良态风场与台风风场的模拟风谱，分别与Davenport谱及台风风场模拟常用的石沅谱[20]进行对比，结果发现在高频区域台风风场的功率谱大于A类良态风场，模拟谱线与相应目标曲线总体趋势一致，表明台风场及A类良态风场模拟的脉动风谱满足要求。

(a) x-y平面

(b) y-z平面

(c) 局部加密

图7 计算域及加密网格划分示意图

Fig.7 Schematic diagram of Computational domain and encrypted mesh

图8 模拟风谱与目标谱线对比

3 气动性能对比分析

3.1 平均风压特性

图9给出了台风及良态风作用下典型风向角的航站楼屋盖表面风压分布图。对比发现在两类风场作用下不同风向角对屋檐的平均风压影响均较大，迎风屋面边缘及变高差局部屋盖最高处均出现了高负压区，但台风作用下平均风压系数绝对值及变化梯度更大；背风面及屋面内凹处风压系数绝对值较小，变化相对平缓，因来流再附导致某些局部出现了正风压。

(a) 0°

(b) 60°

(c) 120°

(d) 180°

由平均风压可得风荷载平均压力系数，如下式所示：

Cpi=(Pi-PH)/0.5ρVH

(3)

式中:Cpi为平均风压系数，Pi平均压力；PH为参考高度处(本文取航站楼顶部54.9 m)远前方的静压；ρ为空气密度，均取1.225 kg/m3；VH为参考高度处远前方的平均风速。

图10给出了两类风场环境中沿航站楼屋盖最高处轴线处平均风压随不同风向角的变化曲线。对比可得，在两种风场环境中，当来流风向平行于对称轴(即0°和180°风向角)时其平均风压均呈对称形式分布，当来流风向角为80°和100°时该轴线整体平均风压系数较小。当风向角为180°时，风压随着屋盖平面的起伏发生显著改变，台风风场在局部凸起屋盖两侧的平均风压大于良态风场下的对应值，增幅最大可达44%。究其原因是在高异变性的台风风场中来流在屋盖后部分叉区域发生显著来流撞击、分离现象，而局部凸起屋盖边缘处来流再次分离形成分离泡使得该处出现高负压区且平均风压系数梯度变化较大，而在中部由于来流再附着，平均风压系数绝对值又逐渐减小。

(a) 良态风

(b) 台风

图10 不同风向角下航站楼沿屋檐最高处轴线平均风压分布示意图

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

图11给出了两类风场环境中典型风向角下沿悬空屋檐上下表面的压力系数，图12给出了两类风场环境中不同风向角下悬空屋檐压差极大、极小值分布。由图可知：

(a) 0°

(b) 60°

(c) 120°

(d) 180°

(1) 随着风向角的增大，下屋檐风压系数由正变负，而上屋檐风压系数均为负且波动较大。考虑台风影响会明显增加屋檐上下表面的压力系数，尤其是在0°和180°风向角，最大增幅达到58%；

(2) 随着风向角的增大，屋檐最大压差在20°时达到最大，台风作用下数值为1.59，然后逐渐减小。在迎风面和背风面时，台风会显著增强屋檐的压差极大值，增幅最大为106%，但整体所受风荷载较小。

图12 两类风场环境中悬空屋檐不同风向角压差极大、极小值示意图

3.2 脉动风压特性

由上节分析可知当来流角度为20°时，两类风场作用下悬空屋檐压差最大且方向朝上，此时屋盖极易发生掀起破坏，故以此为最不利工况进行大涡模拟获得两类风场下航站楼表面风压系数时程曲线。在航站楼表面共设置144个测点，其中上屋檐布置122个测点，如图13所示。

考虑大跨度屋盖表面风压分布呈现的空间不均匀性及时间脉动性，其表面测点压力时程数据将由以下公式处理：

脉动风压系数：

图13 屋盖测点布置图

(4)

极值风压系数：

(5)

图14为航站楼最不利风向角下脉动风压分布图，图15为最不利风向角下两类风场屋盖测点的极值风压分布图，对比可得：两类风场作用下脉动风压系数差值最大可达0.25，在气流发生分离处脉动效应较强；台风风场作用下的各点极值风压大多明显大于良态风场作用下的对应值，台风作用下航站楼屋盖迎风面短肢处极值风压系数达-3.05，为所有测点极值绝对值的最大值；由于航站楼悬空屋檐边缘向上翘曲，两类风场在屋盖凹处均出现极值风压为正的现象；经统计发现所有测点在台风风场作用下的极值风压系数比A类良态风平均大10%，最大可达31%，需在设计中考虑高湍流性台风场所导致的极值风压放大效应。

(a) 良态风

(b) 台风

(a) 良态风

(b) 台风

3.3 绕流特性

图16和17分别给出了两类风场下最不利工况的屋盖速度流场图。分析可知：① 两类风场下在航站楼悬空挑檐处、下部短肢处及长肢分叉处均发生流动分离，且台风风场下漩涡脱落及回流的现象更加明显且影响区域范围更广，因此该处呈现较大的负压，也是形成吸力的原因之一。② 在航站楼前部与顶部均出现加速效应，但台风风场作用下加速范围更大且在上下短肢处均出现不同程度的加速效应。③ 在变高差局部屋盖顶部速度曲线出现再附，加速效应明显，导致屋盖中部仅出现绝对值较大的负压。

(a) 中轴线剖面图

(b) 俯视图(z=37 m)

(a) 中轴线剖面图

(b) 俯视图(z=37 m)

湍动能是衡量湍流发展与衰退的指标，图18和19分别给出了良态风及台风作用下航站楼最不利工况的湍动能分布云图，屋檐边缘处及短肢处均出现了明显了湍动能增值区域，台风风场下在背风面处湍动能增值区域更大，该区域对应涡旋的形成区域，反应了由于大尺寸涡旋的产生导致此时湍流作用强度增大，使航站楼周围流场流动更加紊乱，进而使短肢处极值风压系数增大。

(a) 中轴线剖面图

(b) 俯视图(z=37 m)

(a) 中轴线剖面图

(b) 俯视图(z=37 m)

4 结 论

本文结合中尺度WRF模式和小尺度CFD方法，对比研究了台风和A类风场作用下航站楼屋盖的流场作用及气动力分布特性。主要研究结论如下：

(1) 采用WRF模式可以有效模拟近地面台风风场，并基于最小二乘法拟合得出“鲇鱼”台风剖面指数为0.091。采用本文降尺度方法能有效地模拟此类大跨度航站楼结构的三维台风场，并为后续风压随机特性和风致动力分析提供荷载输入。

(2) 随着来流风向角的增大，悬空屋檐整体上下压力差表现为由吸力到压力再到吸力的过程，台风风场和良态A类风场最大吸力均在来流角度为20°时达到最大，但台风压差增幅更大，最大增幅可达106%。

(3) 台风风场的高湍流特性导致各测点极值风压明显大于常规A类风场下的对应值，增幅范围最大可达31%，这类由台风风场高湍流所致的脉动风压增大效应不可忽略。

(4) 台风风场下大跨度航站楼悬空挑檐和后端分肢处漩涡脱落及回流的现象更加明显且影响区域范围更广，其加速范围和效应更为明显，湍动能增值区域范围更大。