初始外圍尺度與加熱對臺風次眼墻形成的影響

林超然 談哲敏

(南京大學 中尺度災害性天氣教育部重點實驗室/大氣科學學院，南京 210023)

引 言

臺風發展過程伴隨著風場、對流結構變化[1-4]，約50%的強臺風會出現雙眼墻結構、眼墻替換[5]，引起臺風強度的劇烈變化。臺風雙眼墻具有兩個重要的結構特征：一是典型的對流結構特征，出現構成主、次眼墻的對流環和二者之間以下沉運動為主的moat區域；二是典型的風場結構特征：存在與主眼墻相對應的切向風主極大值和與次眼墻相對應的低層切向風次極大值。

主眼墻和外圍雨帶的非絕熱加熱對臺風強度、結構變化至關重要。平衡動力學理論中，非絕熱加熱使臺風在主環流上形成一個對流層低層徑向流入、眼墻處上升、對流層高層流出的次級環流結構[6-8],其中低層入流向內輸送絕對角動量，由于角動量在邊界層無摩擦時守恒，從而促使切向風增強[9-10]。內雨帶通常指3倍最大風速半徑(Radius of Maximum Wind, RMW)以內的雨帶，外雨帶指3倍RMW外的雨帶[4]，雨帶分布不同導致的加熱率分布差異會對臺風結構和強度產生很大影響。

同樣，非絕熱加熱對次眼墻發生、發展有著重要影響。WANG[4]指出增強外雨帶的非絕熱加熱有利于臺風風場擴張和次眼墻的形成。Moon, et al[11]指出外雨帶對流和層云降水可以引發次切向風極值出現。Rozoff, et al[12]指出臺風外圍對流場加熱與風場間存在正反饋作用，即主眼墻增強及外擴風場使慣性穩定度增加，非絕熱加熱向動能的轉化率提高，促使切向風次極值形成，角動量收支分析也表明臺風外圍潛熱有利于次眼墻的形成。ZHU, et al[13]在模擬試驗中抹去了臺風外雨帶處2～3 km高度上的非絕熱加熱，發現次眼墻處的次切向風極值無法形成，表明了外雨帶低層對流和加熱對次眼墻形成的重要性，而低層對流、切向風加速和邊界層上層入流輻合、地表蒸發之間的正反饋能夠促進外雨帶對流發展和次眼墻形成，且外雨帶加熱引起的內側出流會導致主眼墻減弱。CHEN, et al[14]將臺風內核區主眼墻外的低層非絕熱冷卻增加30%，發現內核區低層存在低熵空氣和輻散下沉運動，而外圍產生顯著輻合和活躍的對流雨帶，誘發了內核風場外擴，有利于次眼墻的形成。

WANG, et al[15]提出了外雨帶驅動雙眼墻形成的關鍵動力機制：當臺風初始外圍尺度較大時，對流結構和風場結構才能通過外雨帶和邊界層的相互作用耦合，形成完整次眼墻；如果初始外圍尺度較小，臺風增強過程中主要以內雨帶為主，無法出現明顯的外雨帶結構，相應只能在主眼墻外形成次對流環，無法形成切向風次極大值結構，即為“偽雙眼墻”；當進一步縮小初始外圍尺度時，主眼墻外無法形成外雨帶，主要以內雨帶為主，相應無法形成次對流環和切向風次極大值結構時，表明不存在雙眼墻。顯然，臺風初始外圍尺度能夠影響外雨帶的建立，進而控制著次眼墻形成。臺風增強過程中，外雨帶出現時間和位置可由此決定。

非絕熱加熱對臺風次眼墻的形成中至關重要，但目前為止，關于臺風初始風場結構如何影響或者控制次眼墻形成位置和出現時間的討論尚不深入。初始外圍尺度如何通過影響雨帶及其非絕熱加熱分布進而對次眼墻的形成產生影響?這一問題仍需深入探討。

本文基于一系列的臺風理想數值模擬，探究不同初始外圍尺度的臺風中次眼墻形成位置和出現時間特征，分析主眼墻、外雨帶加熱的分布及其對次眼墻形成的影響并探討其中的動力機制。

1 模式簡介和試驗設計

本文采用熱帶氣旋數值模式TCM4[16]進行臺風雙眼墻的理想模擬試驗。該模式使用多重嵌套可移動網格，是完全可壓、非靜力平衡的理想三維熱帶氣旋數值模式，在熱帶氣旋研究中有廣泛應用[17-20]。模式層頂高度為38 km，無擾動地面氣壓為1 010 hPa。本文模擬均設定在北緯18°N的f平面下進行，采用四層嵌套網格，隔層網格為雙向反饋，水平網格從外至內的分辨率分別為54、18、6和2 km；相應水平格點數分別為281×241、181×181、217×217、271×271。積分步長360 s，垂直方向為非均勻32層，其中對流層低層分辨率較高。模擬試驗均處于靜止環境場，海表面溫度為29 ℃，采用相同的參數化方案，具體設置如下：次網格垂直混合采用E-ε湍流閉合方案[21]、地面通量計算采用Monin-Obukhov通量方案[22]、微物理方案采用顯式混合相云微物理方案[23]，除質量守恒方程以外，其他方程均采用非線性四階水平擴散方案，位溫方程使用牛頓冷卻項來模擬輻射冷卻作用[24]。

模擬采用的初始風廓線分布為[17]：

(1)

其中:r為模擬渦旋的半徑；R0為風速為0的半徑；Vm為最大切向風速半徑rm處的風速；b為初始風廓線形狀參數，表征初始渦旋最大風速半徑外切向風的徑向衰減速率，b值越大代表渦旋外圍風速隨半徑衰減越快，相應的渦旋外圍尺度越小。本文模擬試驗中僅通過改變外圍風廓線參數b來控制模擬臺風的初始渦旋外圍尺度大小。

圖1為模擬試驗中采用的部分初始渦旋廓線分布，其中展示的初始渦旋廓線的b值分別為0.2、0.27、0.34、0.41、0.48、0.55、0.6、0.7和0.8。實際模擬試驗中b值改變范圍為0.1～1.0之間，模擬臺風的總數為30個。初始最大切向風速為30 m·s-1，初始最大風速半徑為135 km。為此，b值分別設置為0.1、0.12、0.16、0.2、0.21、0.22、0.23、0.24、0.25、0.26、0.27、0.28、0.29、0.3、0.31、0.32、0.33、0.34、0.35、0.36、0.37、0.38、0.41、0.44、0.45、0.48、0.55、0.6、0.7和0.8，相應的模擬臺風試驗名稱分別為C01、C012、C016、…、C07和C08。由于b值不同，模擬臺風初始17 m·s-1風圈半徑(R17)不同[25-26]，從1 200 km逐漸下降到300 km左右，表征臺風初始外圍尺度的減小。針對不同的初始最大切向風速和最大風速半徑的模擬試驗均得到了類似結果。

圖1 模擬渦旋初始切向風的徑向廓線

2 試驗結果概述

表1給出部分模擬臺風演變過程中重要特征參數。其中，次眼墻形成時間定義為最大切向風速次極大值大于等于最大切向風速主極大值的時間[27]。次眼墻形成位置定義為最大切向風速次極大值的最初出現位置。Moat區寬度定義為最大切向風速主、次極大值之間的距離。按照WANG, et al[15]，將臺風演變過程中出現次對流環但沒有出現最大切向風的次極大值的現象稱為“偽雙眼墻”。由于偽雙眼墻未形成與最大切向風速主極大值分離的次極大值，因此，偽次眼墻生成時間和位置定義為為最大切向風速半徑在外圍開始二次收縮時的時間和位置。

在表1所示的模擬臺風中，C01—C038試驗發生完整雙眼墻，C04—C055試驗發生偽雙眼墻，C06—C08試驗沒有出現雙眼墻。顯然，臺風初始外圍尺度較大時，有利于次眼墻的出現。

表1 模擬臺風的特征參數

2.1 次眼墻形成的徑向位置和時間

本節主要分析模擬臺風中初始外圍尺度對次眼墻形成位置、時間的影響。圖2中r2表示切向風次極大值建立時的徑向位置，r1表示此時切向風主極大值的位置，r2-r1表示moat區寬度。隨著b值從0.1增加到0.55，臺風初始外圍尺度減小，次眼墻建立位置更加靠近臺風中心，從150 km下降到86 km，此時，主眼墻也逐步收縮。同時，moat區的寬度也呈現變小趨勢。當初始外圍尺度減少一定大小時，無法出現完整雙眼墻。次眼墻出現位置和b值的線性擬合效果較好，二者的相關系數為-0.92，具有極強的負相關性。因此，外圍風廓線衰減率參數b所決定的臺風初始外圍尺度大小，對雙眼墻的切向風次極大值能否形成、形成位置具有主導作用。

圖2 主、次眼墻位置和b值的關系：r1為切向風主極大值的徑向位置；r2為切向風次極大值的徑向位置。紅色三角標記偽雙眼墻試驗

圖3給出了雙眼墻出現時間隨參數b的變化?？芍?，次眼墻出現時間隨臺風初始外圍尺度減小而推遲。雙眼墻出現時間與參數b之間線性擬合較好，相關系數為0.82，有較高的正相關性。因此，模擬臺風初始外圍尺度越小，次眼墻出現就越晚。

圖3 次眼墻形成時間和b值的關系(紅色三角標記偽雙眼墻試驗)

不同初始風廓線的臺風模擬試驗結果表明，次眼墻形成的時間、位置與渦旋初始外圍尺度密切相關：隨著初始外圍尺度遞減，模擬臺風從能夠出現完整雙眼墻逐步過渡到偽雙眼墻、沒有雙眼墻。另外，對于出現次眼墻的臺風，其雙眼墻出現時間也隨之推遲且位置更加靠近臺風中心。顯然，初始外圍風場大小對臺風次眼墻的出現、出現的徑向位置和時間具有主導作用。

2.2 次眼墻的切向風增強

上述模擬結果表明初始風場外圍尺度對最大切向風次極大值、次眼墻形成的位置和時間具有主導作用。下面具體分析初始風場結構對次眼墻形成的影響機制，為此選取了C02(完整雙眼墻)和C055(偽雙眼墻)試驗作為分析對象。

圖4給出C02和C055試驗降水率水平分布及軸對稱平均的加熱、切向風垂直分布。C02試驗在71.3 h存在內外兩個對流環(圖4a)，77 h主眼墻對流逐漸消散。軸對稱平均切向風垂直分布上存在兩個極值中心，外側切向風速大值中心超過50 m·s-1(圖4c)，對應次眼墻切向風逐步建立的過程。74 h后次眼墻向內收縮，主眼墻減弱，隨后發生眼墻替換。在C055試驗中，外圍雨帶形成位置更加靠近主眼墻，moat區較狹窄，78 h左右主眼墻外的雨帶逐漸并入眼墻主雨帶(圖4b)，主雨帶逐漸豐厚。此時與眼墻相關的切向風極大值中心向外擴張非常緩慢，無法形成兩個分離的大值中心(圖4d)，在此意義上C055僅為偽雙眼墻。

圖4 臺風降水率分布(單位：mm·h-1)(距離中心每50 km以灰色圓圈標示)以及非絕熱加熱率(填色；單位：K·h-1)和切向風(等值線；單位：m·s-1)分布:(a、c)C02(71.3 h);(b、d)C055(78 h)

圖5為C02、C055試驗中軸對稱平均的切向風、絕對渦度徑向輸送和非絕熱加熱隨時間的演變。加熱大值主要位于RMW外側，而絕對渦度徑向輸送大值位于RMW內側。C02試驗中次眼墻生成前，切向風、絕對渦度徑向輸送、非絕熱加熱在主眼墻處隨時間減弱，而在次眼墻形成區域不斷增強，與WANG, et al[15]結果類似。與C02相比，C055有較大差別，盡管在主眼墻外側出現次加熱大值(圖5f)，但絕對渦度徑向輸送大值始終維持在主眼墻及RMW附近(圖5d)，導致主眼墻處的切向風強度近乎不變，無法出現切向風次極大中心(圖5b)，所以C055試驗中沒有出現完整雙眼墻，只出現了偽雙眼墻。

圖5 模擬臺風C02、C055軸對稱平均結構的時間演變：(a、b)模式底層切向風(填色; 單位：m·s-1);(c、d)模式底層絕對渦度徑向輸送(填色; 單位：10-3 m·s-2)；(e、f)整層垂直積分的非絕熱加熱率(填色; 單位：K·h-1)。黑色實線為RMW

為進一步討論雙眼墻的切向風次極大值形成，對切向風傾向進行診斷。軸對稱切向風傾向診斷方程為[28]:

(2)

圖6表明切向風傾向的模式結果(圖6a、b)和診斷結果(圖6c、d)基本一致。平均平流和摩擦項之和的分布(圖6e、f)表明了其對次眼墻形成區域切向風增長的貢獻較大。

圖6 C02在第66—72 h、C055在第72—78 h平均的(a、b)模式切向風傾向，(c、d)切向風診斷方程計算得到的切向風傾向以及(e、f)平均平流與摩擦項之和(單位：m·s-1·h-1)

圖7、8分別為C02、C055試驗中切向風診斷方程右邊各項分布。在C02次眼墻形成前6 h(第66—72 h)，其切向風收支分析表明平均絕對渦度徑向輸送對低層切向風速增長、次眼墻形成具有重要貢獻(圖7a、g)。平均絕對渦度徑向輸送在邊界層內是正貢獻，主眼墻附近最大，外雨帶處對應次極大值，而在邊界層上方由于出流，絕對渦度輸送使切向風減速(圖7a)。動量垂直輸送項的貢獻則相反，眼墻處邊界層內為負，邊界層上為正，外雨帶處也有類似分布特征，但強度要弱(圖7b、e、h)。渦動相關項之和在邊界層主眼墻內側為正，眼墻處為負，moat區為正，moat區以外為負貢獻(圖7f)。摩擦耗散在邊界層主要為負貢獻，邊界層上為正貢獻較小(圖7i)。平均平流項和摩擦項之和在眼墻外側為正貢獻，moat區為負貢獻，次眼墻處為正貢獻(圖6e)。

圖7 模擬臺風C02在第66—72 h平均的：(a)平均絕對渦度徑向輸送項；(b)平均動量垂直輸送項；(c)平均絕對渦度徑向、平均動量垂直輸送項之和；(d)渦動絕對渦度徑向輸送項；(e)渦動動量垂直輸送項；(f)渦動絕對渦度徑向、垂直輸送項之和,(g)平均、渦動絕對渦度徑向輸送項之和；(h)平均、渦動動量的垂直輸送項之和；(i)摩擦耗散項(單位：m·s-1h-1)

切向風診斷結果表明，次眼墻形成前低層絕對渦度徑向輸送對切向風傾向的正貢獻較大，邊界層摩擦抵消這部分的貢獻，二者之和基本決定了外雨帶處切向風增長，這些結果與QIU, et al[29]、WANG, et al[15]類似。

圖8為C055試驗切向風場向外圍擴張前6 h(第72—78 h)的切向風傾向方程中各項貢獻項分布。這一時間段中，外圍雨帶處形成的入流次極大值中心與主極大值很近，且由于平均絕對渦度徑向輸送次極大值未能與主眼墻的極大值中心分離(圖8a)，而恰恰這個區域與摩擦耗散大值區域相重疊(圖8i)，平均絕對渦度徑向輸送的正貢獻很大程度上被摩擦耗散的負貢獻所抵消，不利于次眼墻形成區域的切向風增長，無法建立起切向風的次極大值，相應C055只能為偽雙眼墻。

圖8 同圖7，但為模擬臺風C055在第72—78 h平均的切向風診斷結果

綜上，平均絕對渦度徑向輸送和邊界層摩擦的位置、大小配置主要控制了雙眼墻形成區域的切向風增強傾向。絕對渦度徑向輸送中渦度由切向風場決定，入流由加熱和摩擦強迫得到，而非絕熱加熱發展較早、變化較快，對次眼墻形成和發展具有指示性作用。

3 主、次眼墻的非絕熱加熱對次眼墻演變的影響

前面分析可知，臺風外圍尺度對次眼墻形成位置和時間具有主導作用。臺風初始外圍尺度不同，導致主眼墻外側對流發展的位置和時間不同，相應雙眼墻相關的次對流環、切向風次極大值建立的位置和時間也不相同。臺風外圍對流引起的非絕熱加熱可以通過影響邊界層入流進而影響絕對渦度徑向輸送，進一步促進次眼墻形成區域的切向風增長。切向風次極大值形成與否、形成位置決定于絕對渦度徑向輸送是否被摩擦耗散抵消，因此，主眼墻和雨帶非絕熱加熱的分布對次眼墻的形成至關重要。

到目前為止，雙眼墻形成過程中非絕熱加熱對低層徑向入流、切向風增長的貢獻和影響機制尚不夠清晰，也并未細致區分不同風場結構中主、次眼墻加熱對次眼墻形成發展的貢獻以及主、次眼墻加熱之間的相互作用。為此，本節將重點探討不同初始風場結構中主、次眼墻的非絕熱加熱對次眼墻形成的影響，從加熱率分布的角度分析外圍尺度對臺風次眼墻發生發展的重要性。為此采用平衡動力學方法來討論不同雨帶加熱對邊界層入流、絕對渦度徑向輸送以及雙眼墻的切向風次極大值增強的影響作用。

利用Sawyer-Eliassen(SE)方程診斷在不同加熱條件下臺風的次級環流強度和切向風傾向。SE方程如下[20]：

(3)

圖9表明SE方程診斷結果相比模式結果有一定的低估，但分布特征基本相似。從垂直速度來看(圖9a)，動量強迫(紅色虛線)在主眼墻處相比其他位置有較大貢獻，但總體貢獻比熱量強迫的貢獻要??；在次眼墻處，熱量強迫有貢獻峰值，但動量強迫貢獻較小。從絕對渦度徑向輸送來看(圖9b)，主眼墻處動量強迫貢獻較大，但在次眼墻形成區域，動量強迫與熱量強迫的貢獻相當。從入流分布來看(圖9c)，主眼墻處動量與熱量強迫的貢獻大致相當，但在次眼墻處，動量強迫貢獻要大于熱量強迫的貢獻。

圖9 C02試驗73 h，SE方程診斷出的物理量的徑向分布：(a)1.5 km高度垂直速度(單位：m·s-1)；(b)0～1 km高度平均的絕對渦度徑向輸送(單位：10-3 m·s-2)；(c)徑向風速(單位：m·s-1)

圖10給出了C02、C035、C055試驗的SE方程診斷得到的次級環流分布。C02、C035均選取次眼墻建立時刻，分別為第72 h和79 h，而C055形成偽雙眼墻，因此選取主眼墻停止向內收縮、風場外擴后的時間，具體為第81 h。圖10a—c為熱量和動量共同強迫的結果，圖d-f僅為熱量強迫，圖10g—i僅為動量強迫。顯然，熱量強迫對垂直速度分布起主導作用，在主、次眼墻處有明顯大值區。C055只存在一個入流極大值中心，約為-12 m·s-1，位于內雨帶加熱大值的外側。動量強迫對主眼墻及外圍入流貢獻較大，大值中心均分布在主眼墻處，在3個試驗中大小相似(圖10c、f、i)，主眼墻處約為-6 m·s-1，次眼墻處約為-5～-6 m·s-1。

圖10 SE方程診斷的垂直速度(填色；單位：m·s-1)與徑向風(等值線；單位：m·s-1)的次級環流分布：(a-c)C02試驗(73 h);(d-f)C035試驗(79 h);(g-i)C055試驗(81 h)

為進一步分析主、次眼墻加熱和動量強迫對邊界層入流的貢獻，分離動量強迫和主、次眼墻的加熱后重新計算SE方程，其中C02主眼墻范圍為40～80 km，次眼墻范圍為110～260 km；C035主、次眼墻范圍分別為40～78 km和80～260 km，C055分別為40～78 km和78～260 km。圖11為3個試驗的次級環流分布。若僅保留主眼墻加熱，引起的邊界層入流徑向范圍很窄，其大值中心主要位于主眼墻附近(圖11a、g、m)。若僅有次眼墻加熱，會在次眼墻形成區域強迫出較明顯的入流，形成大值中心，在次眼墻內側強迫出出流(圖11d、j、p)。若保留主眼墻處的熱量和動量強迫，主眼墻外的入流大小增加約一倍，但徑向范圍擴張不大(圖11b、h、n)。若保留主眼墻加熱和整個徑向范圍的動量強迫，則主眼墻垂直速度增加，入流伸展到臺風外圍，主眼墻外側入流增加，主眼墻外圍垂直速度也存在較小正值(圖11c、i、o)。若保留次眼墻加熱和動量強迫，雨帶垂直速度增加，在次眼墻外側引起較大入流，比僅有次眼墻加熱時的入流中心約大4 m·s-1，而次眼墻內側的出流中心不再出現(圖11e、k、q)。若保留次眼墻加熱和全場動量強迫，次眼墻外圍入流的中心位置不會改變，內側的出流中心轉變為入流中心(圖11f、l、r)。

圖11 SE方程診斷的次級環流分布。強迫項分別為C02：試驗(a)僅主眼墻加熱；(b)僅主眼墻處加熱和動量強迫；(c)主眼墻處加熱和全場動量強迫；(d)僅次眼墻處加熱；(e)僅次眼墻處加熱和動量強迫；(f)次眼墻處加熱和全場動量強迫。(g—l)C035試驗；(m—r)C055試驗

綜上，主眼墻加熱激發出的入流僅限于主眼墻外側較小范圍內，對次眼墻外圍入流的影響較小。次眼墻加熱越大，能強迫出的外圍入流越大，且入流中心位置和模式結果對應。C02、C035的主、次眼墻加熱中心徑向距離較遠，能夠強迫出兩個徑向分離的低層入流中心。C055試驗的內雨帶加熱和主眼墻加熱距離很近，低層入流的極大值中心只有一個，位于內雨帶加熱大值的外側。動量強迫引起的入流大值中心均僅有一個，位于主眼墻加熱率外側。由此可得，次眼墻處的加熱和動量強迫決定了次眼墻形成區域入流中心的位置和大小，對形成絕對渦度徑向輸送次極大值的貢獻較大。

從圖12中可以看到，與C02 相比(圖12b)，C055試驗中偽次眼墻處熱量強迫出的入流峰值更靠近主眼墻(圖12e)，主眼墻加熱對外圍絕對渦度徑向輸送的貢獻很小(圖12f)，因而對外圍切向風增長的影響較小，無法形成切向風的次極大值。動量強迫對垂直速度的貢獻與加熱強迫相比要小(圖12a、d)，但對入流和絕對渦度徑向輸送有較大影響(圖12b、c、e、f)，然而由于動量強迫出的入流無法在次眼墻區域形成一個明顯的次極大值中心(圖10c、f、i)，此時考慮到動量強迫下的入流次極大值中心仍緊靠主眼墻，因此，次眼墻形成區域的絕對渦度徑向輸送大小同時受次眼墻加熱和動量強迫控制，但次眼墻出現的位置主要由次眼墻加熱主導。

圖12 C02試驗(73 h)，1.5 km高度(a)垂直速度(單位：m·s-1)、(b)徑向風速(m·s-1)與(c)0～1 km高度平均的絕對渦度徑向輸送(單位：10-3 m·s-2)的分布(黑線：主眼墻加熱，綠線：主眼墻加熱和動量強迫，紅線：次眼墻加熱，黃線：次眼墻加熱和動量強迫；(d—f): 同a—c,但為C055試驗(81 h))

綜上，次眼墻處加熱對次眼墻處絕對渦度徑向輸送以及切向風次極大值的出現位置具有主導影響，而切向風次極大值大小與非絕熱加熱和動量強迫均有關。

4 結論

臺風雙眼墻形成及其演變過程對臺風強度及結構變化有著重要影響作用，是臺風預報的難點之一。臺風次眼墻具有兩個基本結構特征：一是主眼墻外側形成一個新閉合的對流環，二是在低層形成與切向風主極大值相分離的切向風次極大值。對于一個臺風出現完整的次眼墻，必須同時出現次對流環和切向風次極大值，且兩者完全耦合。已有研究表明，臺風外雨帶是臺風次眼墻形成的最重要強迫，外雨帶通過其對流引起的非絕熱加熱影響臺風邊界層徑向入流，進而對絕對渦度徑向輸送產生影響，導致在主眼墻外側形成一個切向風次極大值。本文對控制次眼墻形成位置和時間的因素進行討論，重點討論了初始風場外圍尺度及次眼墻加熱對次眼墻形成與發展影響作用。主要結論如下：

(1)在一系列不同初始風場結構的臺風理想模擬中，研究發現次眼墻形成的時間、位置與初始渦旋的外圍尺度顯著相關：隨著初始風場外圍尺度遞減，臺風結構從能夠形成完整雙眼墻向偽雙眼墻、沒有雙眼墻逐步過渡，且次眼墻出現時間逐步推遲、形成位置更加靠近臺風中心。所以，渦旋初始外圍尺度大小對臺風次眼墻形成位置和出現時間具有主導作用。

(2)動力學診斷分析進一步發現，初始風場結構控制著臺風外雨帶分布，雨帶的非絕熱加熱主導著主眼墻外側低層徑向入流和絕對渦度徑向輸送的分布和強度。而絕對渦度徑向輸送和摩擦耗散的相對大小及位置決定低層切向風次極值(次眼墻)出現的位置和時間。此外，主眼墻加熱所引起的邊界層徑向入流其水平范圍較窄，對次眼墻形成區域的絕對渦度徑向輸送的貢獻較??；而次眼墻加熱主導了次眼墻外側的徑向入流和絕對渦度徑向輸送，二者大小受次眼墻加熱和動量強迫共同控制。非絕熱加熱對次眼墻形成區域的切向風次極大值的出現位置具有主導影響，而非絕熱加熱和動量強迫共同貢獻切向風次極大值大小。

(3)綜上，初始外圍尺度大小決定臺風發展階段的外雨帶徑向分布，進而決定與之相關的非絕熱加熱徑向分布，進一步控制了邊界層入流和絕對渦度徑向輸送，主導了切向風增強以及切向風大值區的出現位置和時間，從而進一步對次眼墻的建立和發展產生重要影響。

由于臺風雙眼墻的建立與發展具有非線性、復雜性，除了初始外圍尺度會對臺風強度和結構演變、特別是對外雨帶發展產生影響，其他初始條件、環境條件也可對外雨帶等產生重要影響，在這些復雜條件下，臺風雙眼墻形成的動力學機制需要進一步的深入研究。