朱容寬, 柯世堂

(南京航空航天大學(xué) 土木工程系 江蘇，南京 210016)

航站樓作為提供飛機(jī)乘客轉(zhuǎn)換陸上和空中交通的多功能設(shè)施，其頂部的屋蓋結(jié)構(gòu)體系最易遭受風(fēng)災(zāi)破壞，尤其是在強(qiáng)臺(tái)風(fēng)頻繁發(fā)生的東南沿海地區(qū)。與高層、高聳建筑結(jié)構(gòu)相比，航站樓屋蓋結(jié)構(gòu)較低矮、體型更加復(fù)雜，處于大氣邊界層中剪切風(fēng)速變化大、湍流度高的近地區(qū)域，其表面鈍體繞流和流固耦合作用十分復(fù)雜，強(qiáng)臺(tái)風(fēng)場的強(qiáng)變異性亦會(huì)造成屋蓋表面的瞬時(shí)極值風(fēng)荷載過大，從而導(dǎo)致航站樓屋蓋結(jié)構(gòu)局部或整體破壞的事件時(shí)有發(fā)生[1-2]。由于大跨度屋蓋氣動(dòng)性能的復(fù)雜性、臺(tái)風(fēng)氣候模式和危險(xiǎn)性分析尚不成熟、現(xiàn)有抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范并未涉及臺(tái)風(fēng)作用下屋蓋風(fēng)荷載的相關(guān)規(guī)定，因此開展考慮中尺度臺(tái)風(fēng)影響下大型航站樓屋蓋氣動(dòng)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(fēng)研究，主要集中在流場作用機(jī)理[3-4]、平均風(fēng)壓分布[5-6]、脈動(dòng)風(fēng)壓特性[7-9]、風(fēng)振特性[10-11]及非高斯特性[12-13]等，研究成果主要考慮良態(tài)風(fēng)氣候環(huán)境，研究方法主要采用風(fēng)洞試驗(yàn)和CFD數(shù)值方法。然而，基于小尺度CFD技術(shù)難以真實(shí)反映中尺度臺(tái)風(fēng)風(fēng)場的特異性風(fēng)剖面和登陸衰減效應(yīng)，并且現(xiàn)存的多種土木工程臺(tái)風(fēng)模型均存在理論體系過度簡化的問題。建立在流體動(dòng)力學(xué)和熱力學(xué)基礎(chǔ)上的中尺度WRF模式可有效模擬臺(tái)風(fēng)風(fēng)速場和風(fēng)溫場等信息，能全面考慮臺(tái)風(fēng)演變過程、強(qiáng)變異性和衰減特性[14]。但由于臺(tái)風(fēng)尺度很大，有數(shù)百公里影響范圍，因而臺(tái)風(fēng)風(fēng)場的網(wǎng)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(zhǔn)確預(yù)測屋蓋邊緣的氣動(dòng)載荷，還需要深入到屋蓋邊界層內(nèi)部，近壁面處最小網(wǎng)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(shí)現(xiàn)臺(tái)風(fēng)下大跨度航站樓屋蓋多尺度流場高精度仿真，并解決參數(shù)和流動(dòng)結(jié)構(gòu)的高精度傳遞、多層次和多尺度網(wǎng)格嵌套、多時(shí)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(tái)風(fēng)進(jìn)行高時(shí)空分辨率模擬，研究了三維臺(tái)風(fēng)場在近地面的風(fēng)速、風(fēng)壓和位溫分布特性，并擬合得到模擬區(qū)域風(fēng)速剖面；同時(shí)結(jié)合CFD方法對廈門機(jī)場航站樓進(jìn)行臺(tái)風(fēng)和A類地貌良態(tài)風(fēng)的三維風(fēng)場模擬。在此基礎(chǔ)上，對比研究兩類風(fēng)場對屋蓋結(jié)構(gòu)流場作用機(jī)理與風(fēng)壓分布特性的影響，同時(shí)基于大渦模擬方法詳細(xì)探討了最不利工況下臺(tái)風(fēng)與良態(tài)風(fēng)的極值風(fēng)壓特性，并結(jié)合航站樓周圍流場變化初步闡釋兩類風(fēng)場結(jié)構(gòu)風(fēng)壓分布的區(qū)別與聯(lián)系。

1 工程概況

廈門翔安國際機(jī)場地處A類地貌，航站樓屋面為復(fù)雜的曲面形狀，建筑造型獨(dú)特，其平面尺寸約為360 m×390 m。屋蓋結(jié)構(gòu)體系與下部結(jié)構(gòu)通過鋼立柱連接，形成協(xié)同受力體系，周邊圍護(hù)結(jié)構(gòu)均為玻璃幕墻。基于工程實(shí)際尺寸建立航站樓3D幾何實(shí)體模型，計(jì)算模型考慮了變坡度大懸空屋檐及變高差局部屋蓋等構(gòu)造細(xì)節(jié)，如圖1所示。

圖1 航站樓模型及細(xì)節(jié)展示

定義航站樓中心軸為0°風(fēng)向角，吹風(fēng)方向以逆時(shí)針為正角度方向。由于模型為左右對稱結(jié)構(gòu)，故進(jìn)行了0°～180°風(fēng)向角下航站樓風(fēng)荷載數(shù)值模擬，風(fēng)向角間隔為20°，如圖2所示。

圖2 風(fēng)向角示意圖

2 中小尺度臺(tái)風(fēng)風(fēng)場模擬

2.1 中尺度WRF模式簡介

WRF模式系統(tǒng)是由NCAR、NOAA和俄克拉荷馬大學(xué)的暴雨分析預(yù)報(bào)中心等多單位共同合作發(fā)展起來的中尺度天氣研究與預(yù)報(bào)系統(tǒng)[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(wǎng)格，垂直方向采用地形追隨質(zhì)量坐標(biāo)系，在Linux系統(tǒng)上運(yùn)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(qū)域內(nèi)氣流、氣壓、風(fēng)場等特征，其結(jié)果作為CFD模擬的邊界條件輸入。

2.2 物理方案選取及參數(shù)設(shè)置

為解析邊界層的日變化，設(shè)置總積分時(shí)間為48 h，以前7 h作為模式的起轉(zhuǎn)時(shí)間。模擬結(jié)果輸出頻率為每1小時(shí)一次。對WRF模式的臺(tái)風(fēng)風(fēng)場計(jì)算采用3層單向嵌套方案，各層網(wǎng)格區(qū)域分別簡稱d01、d02及d03，其模擬計(jì)算區(qū)域如圖3所示。大氣初始條件和隨時(shí)間變化的邊界條件均基于美國國家環(huán)境預(yù)測中心全球預(yù)報(bào)系統(tǒng)GPS的最后分析資料(FNL)，水平分辨率分別設(shè)置為13.5 km、4.5 km和1.5 km，垂直設(shè)置37層，地圖投影采用Mercator方案。經(jīng)過多次篩選試驗(yàn)后確定選用MYJ邊界層方案和Kain Fritsch積云對流參數(shù)化方案，對臺(tái)風(fēng)“鲇魚”進(jìn)行了48 h的高精度數(shù)值模擬，為后續(xù)嵌套CFD的降尺度運(yùn)算提供邊界條件，其它參數(shù)設(shè)置見表1。

圖3 WRF模擬計(jì)算區(qū)域

表1 WRF模式參數(shù)設(shè)置

2.3 臺(tái)風(fēng)場模擬及有效性驗(yàn)證

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

(a) 風(fēng)速

(b) 風(fēng)壓

(c) 位溫

圖5為“鲇魚”臺(tái)風(fēng)不同登陸階段速度流場矢量分布圖。從圖可知：在臺(tái)風(fēng)登陸之前流場均存在一條很強(qiáng)的東西切變線，隨著臺(tái)風(fēng)登陸向北推進(jìn)，其風(fēng)速流向與臺(tái)風(fēng)路徑發(fā)展趨勢吻合度較高；切變線以南為西南風(fēng)，以北為西北風(fēng)，由于臺(tái)風(fēng)過境后周圍氣流持續(xù)向臺(tái)風(fēng)中心輻合，使其切變線以北區(qū)域風(fēng)速雜亂且并未呈現(xiàn)規(guī)律性發(fā)展趨勢，該區(qū)域與圖4中低壓低位溫區(qū)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(tái)風(fēng)登陸和減弱的過程，對登陸后的弱低壓環(huán)流在陸地上的移動(dòng)也有一定的模擬能力。

2.4 小尺度臺(tái)風(fēng)模擬

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

(a) 登陸前

(b) 登陸時(shí)

(c) 登陸后

圖5 “鲇魚”臺(tái)風(fēng)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(fēng)速，臺(tái)風(fēng)作用下取值為14.37 m/s，而良態(tài)風(fēng)作用下取值為13.01 m/s；α為地面粗糙度指數(shù)，由WRF輸出結(jié)果擬合的臺(tái)風(fēng)過境地區(qū)地面粗糙度指數(shù)0.091，而規(guī)范[18]定義A類地貌的對應(yīng)值為0.12；h為距離地面高度。

湍流度計(jì)算式為：

Iu=c(10/h)-α

(2)

式中:c為10 m高名義湍流度，根據(jù)文獻(xiàn)[19]對“鲇魚”臺(tái)風(fēng)的同步監(jiān)測結(jié)果計(jì)算為0.15。兩類風(fēng)場模擬中心區(qū)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(tái)風(fēng)風(fēng)場下湍流度數(shù)值明顯高于A類良態(tài)風(fēng)場。

(a) 不同時(shí)刻臺(tái)風(fēng)中心附近風(fēng)速剖面

(b) 核心區(qū)域近地面風(fēng)速及擬合曲線

(c) 核心區(qū)域近地面湍流度剖面

2.5 CFD模擬參數(shù)選定

為保證流動(dòng)能夠充分發(fā)展，CFD計(jì)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(jì)算域入口1 100 m。采用混合網(wǎng)格離散形式，將整個(gè)計(jì)算域分為內(nèi)外兩個(gè)部分：核心區(qū)域采用四面體網(wǎng)格，并對航站樓周圍局部網(wǎng)格進(jìn)行加密，外圍區(qū)域采用高質(zhì)量六面體結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，其網(wǎng)格數(shù)目及質(zhì)量均滿足計(jì)算要求，計(jì)算域及網(wǎng)格具體劃分如圖7所示。計(jì)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(jì)算域頂部和側(cè)面采用等效于自由滑移壁面的對稱邊界條件，計(jì)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(jì)算的標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型計(jì)算數(shù)值采用3D精度、分離式求解器，空氣風(fēng)場選用不可壓縮流場，在速度入口處采用用戶自定義函數(shù)(User-Defined Function，UDF)定義兩類風(fēng)場的平均風(fēng)剖面，流場求解采用SIMPLEC算法實(shí)現(xiàn)速度與壓力之間的耦合，對流項(xiàng)求解格式為二階，計(jì)算過程中設(shè)置了網(wǎng)格傾斜校正以提高混合網(wǎng)格計(jì)算效果，控制方程的計(jì)算殘差設(shè)置為1×10-6，最后初始化風(fēng)場進(jìn)行迭代計(jì)算。

大渦模擬中亞格子模型采用Smagorinsky-Lilly模型，壓力項(xiàng)離散采用standard格式，動(dòng)力離散采用Bounded Central Differencing格式，瞬態(tài)方程采用二階隱式，計(jì)算過程設(shè)置了網(wǎng)格傾斜校正以提高混合網(wǎng)格計(jì)算效果。在進(jìn)行非定常計(jì)算之前先進(jìn)行RANS的定常計(jì)算，通過瞬態(tài)化處理使LES初始流場達(dá)到具有合理統(tǒng)計(jì)特征的狀態(tài)。同時(shí)分別在速度入口處采用用戶自定義函數(shù)定義上述兩類脈動(dòng)風(fēng)場的平均風(fēng)剖面、湍流度、湍動(dòng)能、湍流積分尺度和比耗散率等流體參數(shù)，在入口處生成縱向分布的脈動(dòng)風(fēng)場。圖8給出了A類良態(tài)風(fēng)場與臺(tái)風(fēng)風(fēng)場的模擬風(fēng)譜，分別與Davenport譜及臺(tái)風(fēng)風(fēng)場模擬常用的石沅譜[20]進(jìn)行對比，結(jié)果發(fā)現(xiàn)在高頻區(qū)域臺(tái)風(fēng)風(fēng)場的功率譜大于A類良態(tài)風(fēng)場，模擬譜線與相應(yīng)目標(biāo)曲線總體趨勢一致，表明臺(tái)風(fēng)場及A類良態(tài)風(fēng)場模擬的脈動(dòng)風(fēng)譜滿足要求。

(a) x-y平面

(b) y-z平面

(c) 局部加密

圖7 計(jì)算域及加密網(wǎng)格劃分示意圖

Fig.7 Schematic diagram of Computational domain and encrypted mesh

圖8 模擬風(fēng)譜與目標(biāo)譜線對比

3 氣動(dòng)性能對比分析

3.1 平均風(fēng)壓特性

圖9給出了臺(tái)風(fēng)及良態(tài)風(fēng)作用下典型風(fēng)向角的航站樓屋蓋表面風(fēng)壓分布圖。對比發(fā)現(xiàn)在兩類風(fēng)場作用下不同風(fēng)向角對屋檐的平均風(fēng)壓影響均較大，迎風(fēng)屋面邊緣及變高差局部屋蓋最高處均出現(xiàn)了高負(fù)壓區(qū)，但臺(tái)風(fēng)作用下平均風(fēng)壓系數(shù)絕對值及變化梯度更大；背風(fēng)面及屋面內(nèi)凹處風(fēng)壓系數(shù)絕對值較小，變化相對平緩，因來流再附導(dǎo)致某些局部出現(xiàn)了正風(fēng)壓。

(a) 0°

(b) 60°

(c) 120°

(d) 180°

由平均風(fēng)壓可得風(fēng)荷載平均壓力系數(shù)，如下式所示：

Cpi=(Pi-PH)/0.5ρVH

(3)

式中:Cpi為平均風(fēng)壓系數(shù)，Pi平均壓力；PH為參考高度處(本文取航站樓頂部54.9 m)遠(yuǎn)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(yuǎn)前方的平均風(fēng)速。

圖10給出了兩類風(fēng)場環(huán)境中沿航站樓屋蓋最高處軸線處平均風(fēng)壓隨不同風(fēng)向角的變化曲線。對比可得，在兩種風(fēng)場環(huán)境中，當(dāng)來流風(fēng)向平行于對稱軸(即0°和180°風(fēng)向角)時(shí)其平均風(fēng)壓均呈對稱形式分布，當(dāng)來流風(fēng)向角為80°和100°時(shí)該軸線整體平均風(fēng)壓系數(shù)較小。當(dāng)風(fēng)向角為180°時(shí)，風(fēng)壓隨著屋蓋平面的起伏發(fā)生顯著改變，臺(tái)風(fēng)風(fēng)場在局部凸起屋蓋兩側(cè)的平均風(fēng)壓大于良態(tài)風(fēng)場下的對應(yīng)值，增幅最大可達(dá)44%。究其原因是在高異變性的臺(tái)風(fēng)風(fēng)場中來流在屋蓋后部分叉區(qū)域發(fā)生顯著來流撞擊、分離現(xiàn)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(xiàn)高負(fù)壓區(qū)且平均風(fēng)壓系數(shù)梯度變化較大，而在中部由于來流再附著，平均風(fēng)壓系數(shù)絕對值又逐漸減小。

(a) 良態(tài)風(fēng)

(b) 臺(tái)風(fēng)

圖10 不同風(fēng)向角下航站樓沿屋檐最高處軸線平均風(fēng)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(fēng)場環(huán)境中典型風(fēng)向角下沿懸空屋檐上下表面的壓力系數(shù)，圖12給出了兩類風(fēng)場環(huán)境中不同風(fēng)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(fēng)向角的增大，下屋檐風(fēng)壓系數(shù)由正變負(fù)，而上屋檐風(fēng)壓系數(shù)均為負(fù)且波動(dòng)較大。考慮臺(tái)風(fēng)影響會(huì)明顯增加屋檐上下表面的壓力系數(shù)，尤其是在0°和180°風(fēng)向角，最大增幅達(dá)到58%；

(2) 隨著風(fēng)向角的增大，屋檐最大壓差在20°時(shí)達(dá)到最大，臺(tái)風(fēng)作用下數(shù)值為1.59，然后逐漸減小。在迎風(fēng)面和背風(fēng)面時(shí)，臺(tái)風(fēng)會(huì)顯著增強(qiáng)屋檐的壓差極大值，增幅最大為106%，但整體所受風(fēng)荷載較小。

圖12 兩類風(fēng)場環(huán)境中懸空屋檐不同風(fēng)向角壓差極大、極小值示意圖

3.2 脈動(dòng)風(fēng)壓特性

由上節(jié)分析可知當(dāng)來流角度為20°時(shí)，兩類風(fēng)場作用下懸空屋檐壓差最大且方向朝上，此時(shí)屋蓋極易發(fā)生掀起破壞，故以此為最不利工況進(jìn)行大渦模擬獲得兩類風(fēng)場下航站樓表面風(fēng)壓系數(shù)時(shí)程曲線。在航站樓表面共設(shè)置144個(gè)測點(diǎn)，其中上屋檐布置122個(gè)測點(diǎn)，如圖13所示。

考慮大跨度屋蓋表面風(fēng)壓分布呈現(xiàn)的空間不均勻性及時(shí)間脈動(dòng)性，其表面測點(diǎn)壓力時(shí)程數(shù)據(jù)將由以下公式處理：

脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)：

圖13 屋蓋測點(diǎn)布置圖

(4)

極值風(fēng)壓系數(shù)：

(5)

圖14為航站樓最不利風(fēng)向角下脈動(dòng)風(fēng)壓分布圖，圖15為最不利風(fēng)向角下兩類風(fēng)場屋蓋測點(diǎn)的極值風(fēng)壓分布圖，對比可得：兩類風(fēng)場作用下脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)差值最大可達(dá)0.25，在氣流發(fā)生分離處脈動(dòng)效應(yīng)較強(qiáng)；臺(tái)風(fēng)風(fēng)場作用下的各點(diǎn)極值風(fēng)壓大多明顯大于良態(tài)風(fēng)場作用下的對應(yīng)值，臺(tái)風(fēng)作用下航站樓屋蓋迎風(fēng)面短肢處極值風(fēng)壓系數(shù)達(dá)-3.05，為所有測點(diǎn)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(fēng)場在屋蓋凹處均出現(xiàn)極值風(fēng)壓為正的現(xiàn)象；經(jīng)統(tǒng)計(jì)發(fā)現(xiàn)所有測點(diǎn)在臺(tái)風(fēng)風(fēng)場作用下的極值風(fēng)壓系數(shù)比A類良態(tài)風(fēng)平均大10%，最大可達(dá)31%，需在設(shè)計(jì)中考慮高湍流性臺(tái)風(fēng)場所導(dǎo)致的極值風(fēng)壓放大效應(yīng)。

(a) 良態(tài)風(fēng)

(b) 臺(tái)風(fēng)

(a) 良態(tài)風(fēng)

(b) 臺(tái)風(fēng)

3.3 繞流特性

圖16和17分別給出了兩類風(fēng)場下最不利工況的屋蓋速度流場圖。分析可知：① 兩類風(fēng)場下在航站樓懸空挑檐處、下部短肢處及長肢分叉處均發(fā)生流動(dòng)分離，且臺(tái)風(fēng)風(fēng)場下漩渦脫落及回流的現(xiàn)象更加明顯且影響區(qū)域范圍更廣，因此該處呈現(xiàn)較大的負(fù)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(xiàn)加速效應(yīng)，但臺(tái)風(fēng)風(fēng)場作用下加速范圍更大且在上下短肢處均出現(xiàn)不同程度的加速效應(yīng)。③ 在變高差局部屋蓋頂部速度曲線出現(xiàn)再附，加速效應(yīng)明顯，導(dǎo)致屋蓋中部僅出現(xiàn)絕對值較大的負(fù)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(dòng)能是衡量湍流發(fā)展與衰退的指標(biāo)，圖18和19分別給出了良態(tài)風(fēng)及臺(tái)風(fēng)作用下航站樓最不利工況的湍動(dòng)能分布云圖，屋檐邊緣處及短肢處均出現(xiàn)了明顯了湍動(dòng)能增值區(qū)域，臺(tái)風(fēng)風(fēng)場下在背風(fēng)面處湍動(dòng)能增值區(qū)域更大，該區(qū)域?qū)?yīng)渦旋的形成區(qū)域，反應(yīng)了由于大尺寸渦旋的產(chǎn)生導(dǎo)致此時(shí)湍流作用強(qiáng)度增大，使航站樓周圍流場流動(dòng)更加紊亂，進(jìn)而使短肢處極值風(fēng)壓系數(shù)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(jié) 論

本文結(jié)合中尺度WRF模式和小尺度CFD方法，對比研究了臺(tái)風(fēng)和A類風(fēng)場作用下航站樓屋蓋的流場作用及氣動(dòng)力分布特性。主要研究結(jié)論如下：

(1) 采用WRF模式可以有效模擬近地面臺(tái)風(fēng)風(fēng)場，并基于最小二乘法擬合得出“鲇魚”臺(tái)風(fēng)剖面指數(shù)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(jié)構(gòu)的三維臺(tái)風(fēng)場，并為后續(xù)風(fēng)壓隨機(jī)特性和風(fēng)致動(dòng)力分析提供荷載輸入。

(2) 隨著來流風(fēng)向角的增大，懸空屋檐整體上下壓力差表現(xiàn)為由吸力到壓力再到吸力的過程，臺(tái)風(fēng)風(fēng)場和良態(tài)A類風(fēng)場最大吸力均在來流角度為20°時(shí)達(dá)到最大，但臺(tái)風(fēng)壓差增幅更大，最大增幅可達(dá)106%。

(3) 臺(tái)風(fēng)風(fēng)場的高湍流特性導(dǎo)致各測點(diǎn)極值風(fēng)壓明顯大于常規(guī)A類風(fēng)場下的對應(yīng)值，增幅范圍最大可達(dá)31%，這類由臺(tái)風(fēng)風(fēng)場高湍流所致的脈動(dòng)風(fēng)壓增大效應(yīng)不可忽略。

(4) 臺(tái)風(fēng)風(fēng)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(xiàn)象更加明顯且影響區(qū)域范圍更廣，其加速范圍和效應(yīng)更為明顯，湍動(dòng)能增值區(qū)域范圍更大。