2024 年9月6日16时20分，台风“摩羯”（国际编号：2411，英文名：Yagi）以“超强台风”级别在海南省文昌市翁田镇沿海登陆。“摩羯”是自有气象记录以来秋季登陆我国的最强台风，登陆时台风中心附近最大风力达17级以上。

（a）

（b）

图1. 台风“摩羯”：（a）卫星图（来源：中央气象台）；（b）中心移动路径（来源：中国气象局）

由于其极高的风力强度，台风“摩羯”在多地造成了极大的生命财产损失，引发了全社会的高度关注。为调查本次台风造成的灾害，中国工程建设标准化协会“抗风减灾与风能利用”专业委员会（简介见文末）风灾调研工作组迅速响应，专委会成员单位重庆大学、海南大学、湖南大学、重庆交通大学、华诚博远工程技术集团有限公司、中冶检测认证有限公司派出共计二十余名调研人员，赶赴海南省受灾最严重的海口市、文昌市，在灾害现场收集第一手信息。重庆大学共在29处灾害现场开展了调研，其具体位置如图2所示。

图2. 调研地点、气象站点及台风路径

关于台风气象背景、台风“摩羯”往期的灾调文章详见以下链接：

“风灾调研|2024.9.6海南台风“摩羯”灾害（一）”

“风灾调研|2024.9.6海南台风“摩羯”灾害（二）——大型屋盖专题”

“风灾调研|2024.9.6海南台风“摩羯”灾害（三）——中小型屋面专题”

“风灾调研|2024.9.6海南台风“摩羯”灾害（四）——风力发电机专题”

“风灾调研|2024.9.6海南台风“摩羯”灾害（五）——光伏电站专题”

“风灾调研|2024.9.6海南台风“摩羯”灾害（六）——高层建筑专题”

本文《2024年海南省台风“摩羯”风灾调研总结性报告》，基于气象与灾调数据，系统展示海南省多地在台风“摩羯”过境期间的风场信息，并简要分析各类建筑结构的破坏情况。报告旨在促进建筑结构抗风设计相关研究，同时为我国气象、住建、应急管理等相关部门的工作提供参考信息。

在中国气象局上海台风研究所与海南省气象局的支持下，工作组获得了文昌市内距离台风路径、受灾地点较近的3个气象站点在台风“摩羯”过境期间记录的风速观测数据。如图2所示：站点I是最靠近台风中心登陆点的站点，与登陆点之间距离仅约12km；站点II是最靠近台风中心路径的站点，与台风路径最短距离仅约2km；站点III是最靠近调研地点21处的站点，与该调研地点之间的距离仅约1km。根据我国《建筑结构荷载规范》（GB 50009-2012，下简称《荷载规范》）对地貌条件的描述（表1），站点I、II地貌条件为B类，而站点III为C类。

表1. 各地貌条件下的风速剖面模型参数（来源：《荷载规范》）

1.1. 风速时程

从各气象站点获得的风速观测数据包括离地10m高度处的2min平均风速与10min平均风速。图3展示了台风“摩羯”过境期间，各站点处2min平均风速随时间的变化。结果显示，各站点的风速在9月6日10时之后开始显著上升，于14时台风登陆后的几个小时内达到顶峰，随后逐渐减小。其中，站点I、II、III处的最大2min平均风速分别为47.9、28.6、30.8m/s。10min平均风速随时间的变化趋势与2 min平均风速的基本一致，在站点I、II、III处测得的最大值分别为44.5、26.7、29.9m/s。

在14时之前的风速上升阶段，位于海岸线附近的站点I处的风速，明显比位于内陆区域的站点II、III处的风速更高。造成这种风速差异的主要原因是，内陆地区存在着山体等地形起伏且地表覆盖有植被、建筑物等，比海面更加粗糙，对风产生了更强的摩擦力，导致风在从海面吹向内陆的过程中速度显著减弱。

此外，如图3中高亮部分所示，站点I、II处的风速均出现了短时间内先骤减后骤增的变化（站点III后半段数据缺失，但推测其变化趋势大致相似）。其中，站点II处的风速变化最为剧烈，在80min内从19.6m/s骤减至3.5m/s，紧接着在85min内骤增至26.7m/s。图4展示了台风不同部位处的风速分布，其中台风眼的风速最低，而台风眼周围的眼壁处风速最高。因此，当台风眼经过某地时，当地的风速会骤然下降，且距离台风中心越近，风速越低。由此可知，造成站点I、II处风速先骤减后骤增变化的原因是这两处站点当时正处于台风眼区域，并且由于站点II更靠近台风中心的移动路径，所以该处的风速下降情况更显著。

图3. 2024年9月6日气象站点I、II、III处离地10m高度2min平均风速时程曲线

图4. 台风结构纵向剖面及各部位风速分布示意图

1.2. 风力等级与回归期估算

在描述台风强度时，通常采用风力等级和回归期（或称重现期）的概念。

风力等级通过观测风对各类物体所施加的力的大小来描述台风强度，其与离地10m高度2min平均风速的对应关系可根据我国《热带气旋等级标准》（GB/T 19201-2006，下简称《气旋标准》）中的蒲福风力等级表（表2）得到。基于该表及各站点的风速观测数据可知，在台风“摩羯”过境期间，登陆站点I处的最大风力达到了15级，登陆站点II、III处的最大风力达到了11级。

表2. 蒲福风力等级表（节选，来源：《气旋标准》）

台风回归期用于描述达到某一强度的台风的罕见程度。例如，某地每年有1/50的概率遭受风力达到某一强度的台风的侵袭，则该强度的台风在该地的回归期为50年，也常被称为“50年一遇的台风”。根据我国《建筑结构荷载规范》（GB 50009-2012，下简称《荷载规范》），海口市的10年、50年、100年一遇的风压值分别为 450、750、900N/m²。《荷载规范》没有直接给出文昌市在不同回归期下的风压值，但规范中的基本风压（即50年一遇风压）分布图（图5）指出文昌市与海口市均处于700与800N/m²等压线之间，因此可认为文昌市在各回归期下的风压值与海口市一致。

图5. 海南省基本风压分布图

（来源：《荷载规范》，增加文昌市位置标注，等压线气压值单位为kN/m^2）

基于伯努利定理，风压值可通过下式换算成风速值：

式中，w为风压（单位：N/m²）；ρ为空气密度，取ρ=1.2kg/m³；v为风速（单位：m/s）。通过公式（1）的换算，得到海口市10年、50年、100年一遇的风速值分别为27.4、35.4、38.7m/s。根据《荷载规范》中的定义，此处的风速值指离地10m高度处、开阔平坦地面条件（B类地貌）下的10min平均风速。

本文选取位于文昌市市区站点III的风速观测数据，对台风“摩羯”在海口市与文昌市的回归期进行估算。如前文所述，站点III在台风期间在离地10m高度处测得的最大10min平均风速为 29.9m/s。该风速的测量高度与平均时距与《荷载规范》中的要求一致，但站点III位于C类地貌，而《荷载规范》中计算回归期的风速对应着B类地貌条件。因此，在进行台风回归期估算之前，需要对风速进行地貌换算。

《荷载规范》采用指数律描述不同地貌条件下的10min平均风速剖面：

式中，U₀为参考高度处的平均风速（单位: m/s）；z₀为参考高度，取z₀=10 m；α为与地形有关的无量纲数，其取值参照表1；z_G为梯度风高度（单位：m），根据《荷载规范》所采用的风速剖面模型，当高度超过z_G时，U(z)的大小保持为U(z_G)且不再随高度变化。通过公式（2）与表1，并基于不同地貌条件下梯度风风速U(z_G)相等的假设，可将站点III处观测得到的最大10分钟平均风速U_III,600,C(10)=29.9m/s换算成B类地貌条件下的风速U_III,600,B(10)=40.5m/s。

根据《荷载规范》，U_III,600,B(10)=40.5m/s已超过当地100年一遇的10min平均风速38.7m/s。为进一步得到台风“摩羯”具体的回归期，采用《荷载规范》中的回归期计算公式：

式中，R为回归期（单位：年），U_R为回归期下的10min平均风速（单位: m/s）。基于U_III,600,B(10)=40.5m/s，通过公式（3）的计算，得到台风“摩羯”在海口市与文昌市的回归期为154年。

1.3. 受灾地点处风速估计

如上文所述，不同地点的风速大小受该地点与台风的相对位置、当地地貌条件等因素的影响。因此，如果风速观测站点距离受灾地点较远，则观测数据不一定可以准确反映受灾底单的真实风速。为解决这一问题，美国气象学家 T.T. Fujita 首先提出了“藤田级数”（Fujita Scale，下简称“F-scale”）的概念，即通过分析承灾体的破坏程度反推风速大小。虽然F-scale 最初是为估算龙卷风风速而设计的，但根据其基本原理，也大致适用于台风等其他强风情况。为满足工程应用需求，美国德州理工大学组织了相关领域专家，推出了“增强藤田级数”（Enhanced Fujita Scale，下简称“EF-scale”）。EF-scale 提出了基于灾害指示物（DI）的受损程度（DOD）来推算该处最大3s阵风风速范围及期望值的方法。EF-scale陆续被多个国家和地区的改编采纳，例如，日本根据自身需求推出了改编版本 JEF-scale，以进一步适应本地化的强风灾害评估需求。

针对海口市、文昌市不同地点的各类风致破坏案例，运用EF-scale及JEF-scale，可进一步补充台风“摩羯”在这两座城市的最大风速值的空间分布信息。在本次灾害调查中，通过分析高层建筑、交通标识、中层建筑、住宅和工业厂房等不同灾害指示物的受损程度，我们估计了各类风致破坏案例所对应的最大3s阵风风速分布范围及期望值。表3展示了部分破坏案例的风速估计结果，图6展示了不同地点的估计风速。

表3. 基于部分风致破坏案例的最大3s阵风风速估计

图6. 基于EF/JEF的风速估计地图

EF-scale和JEF-scale均是基于当地的承灾体特点提出的，由于不同国家或地区的建筑结构设计标准存在差异，在同样风速下的受损情况也会有所不同。为了初步验证EF-scale和JEF-scale在我国的适用性，本文选取了调研地点21的风速估计值与站点III处的风速观测值进行对比。这两处地点相距仅1km，且均处于C类地貌，因此可以合理推测两地的风速值应当十分接近。如前文所述，站点III处观测得到的最大10min平均风速U_III,600,C(10)=29.9m/s，而调研地点21处由EF/JEF-scale估算的最大3s阵风风速U_Site21,3,C(10)范围分别为45 – 60（55）与35 – 54（43）m/s（括号内数值为期望风速，下同）。为了进行风速对比，需要将U_Site21,3,C(10)进行时距转换，得到调研地点21处的最大10min平均风速U_Site21,600,C(10)。根据Durst（1960）的研究，3s阵风风速与10min平均风速的比值约为1.44，由此可得通过EF与JEF得到的U_Site21,600,C(10)范围分别为31.3 – 41.7（38.2)与24.3 – 37.5（30.0)m/s。U_Site21,600,C(10)与U_III,600,C(10)对比结果显示，对于调研地点21处的风致破坏案例而言，JEF-scale的风速估计值与观测结果十分接近，而EF- scale的估计结果偏大。

如前文所述，初步估计台风“摩羯”在文昌市的回归期超过100年，而我国现行建筑结构抗风设计通常采用50年一遇的风荷载标准。因此，在大大超出建筑结构抗风设计标准的强台风作用下，海口市、文昌市内多处建筑物、构筑物遭受了不同程度的破坏，引发了社会关注。

由于台风“摩羯”过境期间B类地貌条件下离地10m高度处10分钟平均风速U_III,600,B(10)=40.5m/s ，比《荷载规范》中50年一遇的风速值35.4m/s高出14%，根据公式（1）可知，建筑结构在台风期间承受的风荷载比设计值高出30%以上。

为了解台风“摩羯”期间各类建筑结构所承受的风荷载，对于结构形式较为简单的建筑，可以依据我国相关建筑结构设计规范和标准，将台风过境期间的风速观测值换算成风压值，并以此替代规范和标准中的基本风压值，从而对风荷载进行初步估算。

2.1. 高层建筑破坏

大量高层建筑在台风“摩羯”过境期间遭到破坏，但破坏主要集中在外立面围护结构，未发现主体结构倒塌等重大安全问题。那么，高层建筑外立面在台风期间承受的表面风压有多大呢？

以图2中调研地点1处的高层建筑破坏为例。该处位于海口市中心，地貌类别为D类。如图7所示，该处有两座高层建筑的部分玻璃幕墙受到破坏，这里分析上游建筑物的破坏情况（下游建筑物主要以飞掷物破坏为主，在2.5节进行详细讨论）。该建筑物的平面形状近似为截角三边形，此处讨论的幕墙破坏发生在建筑物的迎风面侧边处，离地高度约为60 m。

图7. 调研地点1处上游高层建筑破坏情况

依据《荷载规范》，建筑外立面围护结构的风荷载设计值通过下式计算：

式中，β_gz为高度处的阵风系数，受离地高度与地貌类别影响，取2.14（受篇幅限制，取值过程描述略，下同）；μ_sl为风荷载局部体型系数，受建筑结构体型影响，取-0.56；μz为风压高度变化系数，受离地高度与地貌类别影响，取0.77；w_0,Case1为基本风压，基于实测风速U_III,600,C(10)=29.9m/s，通过公式（2）进行地貌换算得到U_III,600,B(10)=40.5m/s，再通过公式（1）得到基本风压w_0,Case1=984 N/m²。基于上述参数，计算可得w_k,Case1=-908 N/m²（负值代表承受吸力）。

2.2. 大跨建筑破坏

相当数量的仓库、厂房等大跨建筑在台风“摩羯”过境期间遭到了严重的破坏，以屋盖部分破坏为主要形式，少量结构还发生了倒塌破坏。那么，大跨建筑屋盖在台风期间承受的表面风压有多大呢？

以调研地点7处的某仓库厂房为例。该处位于海口市靠近海岸的区域，地貌类别为B类。如图8所示，该厂区内的四座仓库厂房的金属屋面在迎风角、迎风前缘甚至中部区域均遭受撕裂破坏，流体分离产生的极值负压导致金属屋盖与主体结构之间的连接件失效。

图8. 调研地点7处大跨结构破坏情况

如图8所示，该厂房平面形状呈矩形，长边长度取B=80m，短边长度取D=40m；厂房屋盖为双坡形式，平均离地高度取H=7m，屋盖的倾斜角度取θ=5°。依据《屋盖结构风荷载标准》（JGJ/T 481-2019，下简称《屋盖荷载标准》），该厂房屋盖的风荷载设计值通过下式计算：

式中，μ_H为屋盖平均高度处风压高度系数，受离地高度与地貌类别影响，取1.0；C_pi为内压系数，受相应位置外表面风压的正负影响，取+0.2；C_pe为全风向风压系数最值（包括风压系数最大值与最小值），受屋面类型、屋盖倾斜角度、屋盖平均高度、高宽比和高深比的影响，屋面风压分布分为三个区域（图9），即角部区域R_a、边部区域R_b、中部区域R_c，取C_pe(Ra)=-4.5，C_pe(Rb)=-3.1，C_pe(Rc)=-2.0；w_0,Case2为风压系数，基于实测风速U_III,600,B(10)=40.5m/s，通过公式（1）可得基本风压w_0,Case2=984N/m²，进而可得屋盖各部位风压w_k,Ra,Case2=-4626N/m²；w_k,Rb,Case2=-3248N/m²；w_k,Rc,Case2=-2165N/m²。

图9. 屋盖风压分区（来源：《屋盖荷载标准》）

2.3. 屋面光伏结构破坏

近年来，各类光伏电站得到了广泛建设，越来越多的大跨屋盖上安装了屋面光伏系统，为建筑物提供可持续的清洁能源。然而，在台风“摩羯”过境期间，大量屋面光伏结构遭到破坏，主要表现为连接件的严重形变和失效。那么，屋面光伏结构在台风期间承受的表面风压有多大呢？

以调研地点29处某大跨厂房的屋面光伏结构为例，该厂房位于海口市郊区，地貌类别为B类。如图10所示，该厂房设有平行于屋面坡度的附加式屋面光伏系统。在台风过境期间，迎风侧金属屋面受到撕裂破坏，屋顶光伏面板大面积被吹飞，其中迎风角和迎风前缘区域的破坏最为严重，导致光伏面板与屋面之间的固定点以及金属屋盖与主体结构之间的连接件失效。

图10. 调研地点29处屋面光伏结构破坏情况

如图10所示，厂房平面为异形，此处取半侧屋面进行计算（图10中红框区域），长边长度取B=150m，短边长度取D=45m；厂房屋盖为双坡形式，平均离地高度取H=15m，屋盖的倾斜角度θ=5°。依据《建筑光伏系统应用技术标准》（GB/T 51368-2019，下简称《光伏标准》），建筑附加光伏发电系统的风荷载设计值通过式（6）计算。

式中，β_gz为高度处的阵风系数，受离地高度与地貌类别影响，取1.66；μ_z为风压高度变化系数，受离地高度与地貌类别影响，取1.13；w₀为基本风压系数，对应着50年的回归周期，取750 N/m²；μ_s为风荷载体型系数，按照下式计算：

式中，μ_s0为风荷载局部体形系数，受屋面类型和屋面坡度的影响，取-0.7；β为调整系数，受屋面类型、屋顶高度和建筑迎风宽度的影响，根据图11取值：

图11. 调整系数β分区域取值图（来源：《光伏标准》）

在台风“摩羯”过境期间，基于U_III,600,B(10)=40.5m/s，通过公式（1）得到风压系数w_0,Case3=984N/m²，进而可得如图12所示的各区域风荷载设计值。

图12. 屋面光伏系统各分区风荷载设计值

2.4. 风力发电机破坏

台风“摩羯”过境期间，文昌市木兰湾风电场的多台6.25MW风力发电机（下简称“风力机”）发生塔筒失稳倒塌破坏（图13），在社会上引发了大量关注。据了解，倒塌的风力机在台风期间仍处于在建状态，其偏航系统因尚未并网通电而无法启动，导致该型号风力机无法发挥出其应有的抗风能力。

（a）

（b）

图13. 木兰湾风力机破坏情况

要准确计算台风期间6.25MW风力机承受的风荷载，需要根据该型号风力机的具体参数以及风场特性，使用专业软件进行仿真模拟。本文暂未取得该型号风机的相关参数以开展仿真模拟，但可依据相关文献大致了解风力机偏航失效对其动力响应的影响。

图14. 风力机偏航失效示意图

杨庆山等（2022）曾对偏航失效时5MW海上风力机的响应特性进行了研究，发现风力机塔底合成弯矩随着偏航角的增大而迅速增大。当偏航角达到±45°左右时，塔筒底部总弯矩的极值将达到偏航功能正常情况下的两倍。这表明，偏航功能对风力机的结构安全至关重要，如果风力机无法在台风期间发挥偏航功能，它承受的风荷载很可能将显著增大，从而其遭受破坏的风险将大幅提高。

（a）

（b）

图15. 偏航失效时的风力机所受荷载情况（a）停机位置示意；（b）不同停机位置下的塔筒底部总弯矩极值（来源：杨庆山等，2022）

2.5. 风驱飞射物导致的建筑围护结构破坏

现场风灾调研发现，除了高风速导致的高风压外，风驱飞射物（wind-borne debris）是导致建筑围护结构在台风“摩羯”过境期间发生破坏的另一大原因。在强风作用下，瓦片、路牌、树枝、金属和玻璃碎片等质量相对较轻的物体被卷至空中，并以较大的速度冲击建筑围护结构，从而造成破坏。

风驱飞射物对建筑物外立面的破坏，常见于建筑群中处于下游区域的高层建筑的玻璃幕墙。以调研地点1处的两座高层建筑为例，下游建筑的迎风侧多处玻璃幕墙遭到破坏（图16a）。根据现场调查及对风场的数值模拟（图16b）分析发现，上游建筑的玻璃幕墙遭受破坏后，玻璃碎片在风力的驱动下往下游运动，进而对下游建筑的玻璃幕墙造成冲击破坏。

（a）

（b）

图16. 调研地点1处下游高层建筑破坏：（a）现场情况；（b）风场数值模拟结果

风驱飞射物对建筑物外立面的破坏，常见于建筑群中处于下游区域的高层建筑的玻璃幕墙。以调研地点1处的两座高层建筑为例，下游建筑的迎风侧多处玻璃幕墙遭到破坏（图16a）。根据现场调查及对风场的数值模拟（图16b）分析发现，上游建筑的玻璃幕墙遭受破坏后，玻璃碎片在风力的驱动下往下游运动，进而对下游建筑的玻璃幕墙造成冲击破坏。

而风驱飞射物对建筑物屋面的破坏，常见于金属（铁皮）、薄膜等屋面结构，这类屋面材料的韧性和抗冲击性能较低。以调研地点2处的某体育场为例（图17），其大跨张拉索膜结构和金属围护系统在台风作用下遭受了显著损伤。调查发现，金属连接件等物体在强风作用下脱落，成为了风驱飞射物，冲击并割破了膜材料，进而导致了大面积的膜结构破坏。

图17. 调研地点2处膜结构屋面破坏情况

（1）台风“摩羯”过境期间，在靠近台风登陆点的站点I处，离地10m高度处最大2min平均风速达到了47.9m/s，相当于15级风力；

（2）基于站点III的风速观测值及《荷载规范》中的相关条文，初步估算台风“摩羯”在海口市、文昌市的回归期为154年；

（3）对于以50年回归期标准进行抗风设计的建筑结构，在台风“摩羯”期间承受的风荷载比设计值高出30%以上；

（4）造成建筑围护结构破坏的主要原因有二，即高风速下流动分离现象产生的极值负压（吸力），以及金属碎片等风驱飞射物造成的冲击。