风灾破坏是一种影响深远的自然灾害。据统计，1970～2005年间与风灾相关的保险损失占到世界范围内主要自然灾害财产保险损失的70%^[1]。Williams与Kareem等对飓风安德鲁、艾莉西亚及台风约克的灾后调查表明，虽然众多高层建筑的整体表现可以接受，但围护结构(尤其是玻璃)存在广泛的破坏^[2]。作为热带地区最强烈的风暴类型，当台风在人口稠密的城市地区登陆时，其带来的损失可能是灾难性的。

　　 2018年9月台风山竹袭击中国香港(图1)，这是过去30多年来登陆中国香港的最强台风。中国香港天文台维持最高级别的十号台风信号长达10h，是有记录以来的最长持时;台风期间在横澜岛记录的最大平均风速为161km/h，为中国香港历史第二高风速记录^[3]。台风山竹对中国香港多个建筑的玻璃围护结构造成了不同程度的破坏，根据中国香港政府数据，整个台风期间中国香港的玻璃幕墙破坏报告有500起;据不完全估计，在整个台风期间由山竹造成的财产保险损失可能高达20亿港币。

　　 由于风灾会导致重大破坏性后果，黄本才等^[3]早在20世纪90年代初便提出制定合理的玻璃幕墙抗风设计标准以实现幕墙设计的安全性与经济性;国内外学者，如Kareem及Bashor^[2],Yang等^[4]也针对严重风暴中的幕墙破坏开展了充分的研究工作。然而应当注意的是，像中国香港这样处于台风侵袭区的超级大城市在幕墙抗风设计方面有其自身特点，如建筑外立面大量使用玻璃幕墙，处于极易受台风影响的高风速区，密集分布的超高层建筑集群(容易生成复杂干扰及湍流)，以及高大地标性建筑均靠近海岸线分布等。中国香港地区玻璃幕墙破坏的研究将可对本地区及全球范围内类似城市环境的幕墙抗风设计提供有价值的参考，并且具有积极的借鉴意义。

　　 为了对风灾下玻璃围护结构的破坏程度及其导致原因有更深入的了解，作者所在团队基于公共渠道信息及团队成员在风灾过后对若干破坏现场的外围勘察，对玻璃围护结构进行了破坏分析，概括了其破坏状况，分析了流场特性及破坏成因，同时结合风洞试验和国内外规范针对当前玻璃围护结构抗风设计中可能忽视的几个问题展开了讨论，并给出建议。

　　 造成玻璃幕墙破坏的因素可能是多方面的，包括玻璃的节点细节，建筑外围护结构及相关产品的质量及工艺，玻璃的设计、使用及维护，以及外来飞射物冲击影响等。由于缺乏相关信息，本文将不讨论玻璃的节点细节及外围护结构的工艺质量;假定玻璃不存在瑕疵，玻璃幕墙的细节设计均满足设计规范要求。

　　 根据中国香港天文台资料(表1)显示，台风山竹期间在中国香港横澜岛气象观测站记录得到的最大平均风速及阵风风速分别为161km/h和220km/h。经转换后，该风速约为同等高度处中国香港风荷载规范^[5]设计风速的90%，并未超过规范设计风速。

　　 当然不能排除由于建筑间的互相干扰，局部区域阵风风速或风压可能超过规范来流参考风速或风压结果。对于基于风洞试验进行幕墙设计的建筑，该影响可以在试验结果中得以反映;但对于基于规范进行设计的情况，量化的评估存在困难。

　　 虽然台风山竹在中国香港的实测风速低于规范设计风速，但其仍然在中国香港造成了广泛的破坏。根据本文作者团队所掌握的资料，图2给出了台风山竹玻璃幕墙破坏的分布位置，图中R为圆圈的半径，圆圈的半径大小表示的是破坏位置离海岸线的距离;当然受到研究资料覆盖广度的限制，以上信息未必能够反映破坏的全貌。由图2可见，空间上幕墙破坏的分布区域非常广泛，覆盖了中国香港岛北面及九龙半岛南面的海岸线附近地区。如果对破坏位置做进一步分析，可以发现绝大多数破坏发生在距离海岸线1km的区域以内，其中相当比例的破坏距离海岸线小于0.5km。

　　 一般而言，海岸线区域直接来自开阔水面的风，会由于较低的地面粗糙度及较少机会受到建筑物的直接遮挡从而拥有较高的来流风速，这会导致更大的建筑表面压力，也更容易卷起碎片形成飞射物，或携带飞射物碎片飞行更远距离，这些均增加了玻璃幕墙破坏的风险。图3给出了采用ESDU方法计算的三种不同地貌类型下的1s阵风风速(V(z)_gust)剖面对比，该剖面为相对风速剖面，以开阔水面100m高度处阵风风速(V(100)_gust)为标准进行了归一化处理。三种地貌分别为:1)海岸线场地:粗糙度z₀统一取为0.003m，分布范围为从目标位置直至无穷远;2)密集建筑集群a，粗糙度分布分为两段，第一段z₀=0.7m或1.5m，分布范围为由内陆离海岸线0.5km处场地延伸至海岸线;第二段z₀=0.003m，分布范围为由海岸线直至无穷远处;3)密集建筑集群b:粗糙度分布同样分为两段，第一段z₀=0.7m或1.5m，分布范围为由内陆离海岸线1.0km处延伸至海岸线，第二段z₀=0.003m，分布范围为由海岸线直至无穷远处。从图3可以看出，离海岸线1km的建筑集群对于边界层底部(50m以下)的风速削弱是明显的;这一结果和图2中距离海岸线1km后破坏案例数目明显降低的特点是一致的。当然这里指的是一般情况，当在向海的风向上存在高大建筑导致不利干扰时的情况除外。

　　 对破坏案例的区域性研究发现，在若干位置存在玻璃幕墙破坏集中的现象，见图4。集群(同一区域内由不同设计及施工单位完成的不同建筑)出现的玻璃幕墙破坏说明，这些破坏相对于单栋建筑幕墙的设计施工或使用因素而言，很可能是由以下原因引起的:1)区域流场特性，如局部出现超过设计取值的阵风风速;2)此前设计规范或通行行业做法中可能存在不足;3)区域外的飞射物源导致的集中破坏，或区域内玻璃围护结构坏后产生新的飞射物碎片导致的多米诺骨牌式破坏。因为一般来说多栋建筑同时出现设计、施工、使用问题的机率相对于单栋建筑情况会显著降低。

　　 幕墙破坏集中发生的区域更靠近海岸，如海岸线0.5km半径范围内;针对某一区域流场的瞬态数值模拟(图5)结果显示，建筑物之间的干扰及相互作用导致流场非常复杂，如上风向高大建筑剪切层或建筑物之间的通道效应产生的加速气流以及极其混乱复杂的湍流结构。这些流场环境容易导致局部气流或风压超过规范设计结果，瞬时的高阵风风速也容易裹挟高速飞射物导致撞击破坏，同时复杂的流场结构也容易困住飞射物碎片从而引发进一步骨牌式的破坏。

　　 对外立面玻璃破坏位置进一步观察还发现，一些建筑中低位置处破坏比较严重(图6)。若假定暂不考虑施工及特定区域的幕墙加强设计等因素，此类特定区域的集中破坏可能与设计标准(如当前中国香港风荷载规范^[5]及《建筑结构荷载规范》(GB50009—2012)(简称建筑结构荷载规范)参考风压选取z高度而非屋顶高度作为参考高度)以及外来飞射物撞击破坏(如近地面处存在更多的飞射物来源，飞射物由于重力限制作用高度有限，且由于多米诺骨牌式的飞射物破坏一般是由高到低的)等因素有关。

　　 本次研究还在多个案例中发现了明显的风致飞射物破坏痕迹，如弹孔痕迹以及在一个仍连接的玻璃单元上由撞击点扩散形成的蛛网式裂纹等，在附近金属屋面上留下的飞射物划痕(或凹槽)及其下散落的玻璃碎片(图7)。

　　 在飞射物导致的破坏形态上，既存在由大量细小碎片较大面积地扫过建筑立面产生的散布式弹孔及划痕，也存在单块较大面积玻璃穿过围护结构表面进一步威胁室内空间的情况，见图8。

　　 在若干外幕墙严重破坏的案例中，发现了吊顶、天花板的严重破坏甚至垮塌(图9)，这是由于建筑外围护结构破坏形成主导洞口，室内风压急剧增大从而超过设计值引起的。尤其是当主导洞口出现在边角处高负压区时，吊顶上风荷载的作用方向与重力荷载方向一致且其数值可能显著大于设计轻质吊顶时考虑的重力荷载，从而引起破坏。

　　 结合本次玻璃围护结构破坏研究发现的一些特点，对当前建筑结构荷载规范关于玻璃围护结构设计的一些规定进行了探讨。

　　 当前中国香港风荷载规范^[5]及建筑结构荷载规范均采用幕墙所在位置高度作为参考高度计算幕墙设计风压。从计算结果上看，规范计算得到的峰值风压沿高度分布形态与来流阵风风压分布相同;然而，这与在很多风洞试验结果中分离区负压峰值沿高度分布与正压相比相对恒定，甚至最不利值可能出现在建筑中下部的现象不一致。当前在国际主要抗风规范中，欧洲规范^[6]直接采用屋顶高度作为参考高度;美国规范^[7]和澳大利亚规范^[8]虽然在墙面正压区选取z高度作为参考高度但在负压区采用屋顶高度为参考高度;相对而言，这些规范计算方法中参考高度的选取更符合实际气动力特点。图10是某高度下阵风风速V_gust以100m高度处阵风风速V(100)_gust作归一化后的风剖面，包括了建筑结构荷载规范A～D四类地貌及中国香港风荷载规范剖面。可以看出，由于幂指数的原因，地面粗糙度越大，选取不同参考高度所造成的规范计算幕墙风压结果差异越大;如对于一100m高建筑30m高度处幕墙进行抗风设计，选择30m高度与屋顶高度分别作为参考高度计算风压，其产生的风压差异从A类地貌的20%左右增加到D类地貌的40%左右。因此规范计算中参考高度取值的问题在城市环境中更值得引起注意。

　　 周边建筑对受扰建筑的干扰效应受到受扰及施扰建筑的几何外形、二者相对位置、二者与来流方向的关系、远场地貌条件、近场(尤其在上风向)是否存在目标以及主要干扰建筑外的其他建筑等一系列因素的影响。这些因素通过风洞试验均可以得到有效评估，但在不具备风洞试验的前提下进行量化评估则非常复杂。周边建筑可能对目标建筑产生不利影响的作用机制可分为以下几类:1)两距离较近并列排布的建筑在建筑间隙之间产生气流加速流动形成的通道效应，其结果为通道范围侧墙的负压得到增强;2)高大建筑在马蹄涡的影响下建筑底部的气流加速对附近低矮建筑的不利影响;3)上风向高大建筑剪切层对下风向其他高层建筑的影响。

　　 建筑结构荷载规范尚未针对幕墙风荷载可能受到的干扰效应影响做出规定，以下列出可参考的国际规范及已发表的研究文献:

　　 (1)英国规范^[9]对于通道效应的不利影响做出了规定，要求当两相对布置的建筑间距介于b/4～b之间时(对于大部分高层建筑b为迎风面宽度)，应将狭缝影响区域内的侧墙负压分别最多放大20%(角区)及10%(非角区)。

　　 (2)欧洲规范^[6]建议当高大建筑高度超过周边低矮建筑平均高度2倍时，周边低矮建筑的设计宜考虑高大建筑的不利影响:其定义高大建筑高度与两倍长边宽度二者间的较小值为r，当低矮建筑离高大建筑的距离小于r时，低矮建筑的设计风压参考高度应取r;当距离大于2r时，可不考虑干扰影响;距离处于r～2r之间时，则可内插确定参考高度的提高幅度。

　　 (3)对于上风向高大建筑对其他(如目标)高层建筑的影响，当前国内外并未形成规范条文。结合Kim^[10]及Bronkhorst^[11]对两栋方形截面模型的研究，在最不利风向下，干扰距离可远达5～8倍建筑宽度(相当1～2倍建筑高度)，干扰可导致幕墙负压增强最多达50%～60%。这一结果可以对干扰可能的影响范围及可能的严重程度提供一定参考，如有条件可通过风洞试验进行精细化研究。

　　 当前国内玻璃幕墙设计一般按照封闭建筑(无主导洞口)考虑内压影响。此时假定立面的背景孔隙在建筑表面均匀分布，内风压系数通过保持室内外联通的所有孔隙处的流动平衡计算获得(式(1))，假定各表面相同。由式(1)可知，通过流动平衡方程求解封闭建筑内压本质上相当于外风压场(或内外压差)某种程度对面积平方的积分，由于处于强烈负压区域的边角区域权重很低(其覆盖的面积相对总表面面积较小)，内风压系数由大部分非边角区域的风压决定，因此封闭结构的内风压系数较小;如建筑结构荷载规范为±0.2，英国规范^[9]为+0.2及-0.3。同样由于受到整个封闭空间表面外压的影响(整个表面风压的相关性较低)，封闭结构的内压波动也较小。

　　 式中:C_pej-及A_j-分别为某负压区域的风压系数及其对应的影响面积;C_pej+及A_j+分别为某正压区域的风压系数及其对应的影响面积;φ为背景孔隙率;q(h)为h高度处风压;ρ_a为空气密度;C_pi为内风压系数。

　　 但当立面上某一个洞口的面积逐渐增大直至某一阈值时，此单一洞口对内压的贡献将起控制作用，其他洞口及背景孔隙的影响可近似忽略，这便成了主导洞口。对于主导洞口情况，其内风压系数相对封闭结构大大增加，如欧洲规范^[6]C_pi为0.7C_pe～0.9C_pe，其中C_pe为外风压系数，内压的脉动也大大增强。

　　 如将主导洞口定义为“单个主导洞口的面积是其他表面所有洞口面积之和的两倍以上”(美国规范^[7]及英国规范^[9]定义)，一扇玻璃窗的开启或破坏足以构成一个主导洞口(表2)，假定迎风面存在1m×1m洞口，建筑立面背景孔隙率为4×10^-4，则1m²洞口面积已远大于背景(非迎风表面)孔隙总面积。因此当幕墙或门窗在风暴过程中破坏(自身破坏或外来飞射物撞击导致破坏)或意外开启(由于使用不当造成)而在立面形成主导洞口时，建筑内压相对于无主导洞口时将显著增大，可能造成某些位置的净压增大甚至超过设计荷载，进而造成更多玻璃围护结构破坏。

　　 图11及表3给出了一办公楼性质建筑(开敞平面)分别按非主导洞口及主导洞口计算(按欧洲规范C_pi=0.9C_pe)建筑幕墙的净风压系数C_p。其中当主导洞口在侧墙角区时，相比非主导洞口情况迎风面幕墙净压增加71%;当主导洞口在迎风面幕墙时，相比非主导洞口情况，侧墙角区幕墙净压增加37%。这表明如果所有幕墙均按照最不利位置(角区)风压设计，出现主导洞口将导致幕墙净压增加接近40%;若按照不同位置风压等安全度设计，则主导洞口将导致幕墙净压增加高达70%。

　　 在规范要求方面，美国规范^[7]及澳大利亚规范^[8](鉴于已有破坏的经验教训)规定对于受到风致飞射物严重威胁的地理区域内易受到风致飞射物威胁的建筑位置，其幕墙须按照主导洞口内压进行设计，除非对幕墙进行了专门的可承受风致飞射物破坏的设计。欧洲规范^[6]认为对于在承载力极限状态下关闭门窗形成封闭建筑的情况，需要考虑门窗在大风暴作用时的意外开启;此时主导洞口的形成是一个意外事件，承载力设计时的荷载分项系数取值为1.0。从可靠度的角度来看，各规范在可能受到外来飞射物威胁的情况下对于内压取值的规定，欧洲规范^[6]的要求高过建筑结构荷载规范，美国规范^[7]及澳大利亚规范^[8]的要求又进一步高于欧洲规范。在实际幕墙设计中应该综合考虑安全性、经济性以及所要达到的性能指标综合决定。

　　 同时从使用角度也建议运用以下措施以降低不当操作带来的破坏风险:1)加强台风区的教育宣传工作，强调风暴下开启门窗的严重后果，尽量避免风暴中由于不当操作带来的损失;2)门窗之类可视为潜在主导洞口，在风暴来临时需经过可靠检查，以确保其可在设计荷载作用下保持有效闭合。

　　 多次风灾幕墙破坏调查均显示，飞射物破坏是玻璃幕墙破坏的一个重要因素。如前所述，此次调查也在若干案例中发现较明显的飞射物破坏痕迹。在最不利的情况下，玻璃破坏产生的碎片构成了新的飞射物来源，可能在下风向造成新的撞击破坏(二次破坏)，再产生更多的飞射物来源，循环往复，形成一种多米诺骨牌效应。

　　 鉴于风致飞射物可能产生的严重破坏后果，对于受到飞射物可能威胁的区域，飞射物破坏的风险应得到可靠评估并采取有效措施加以控制。可以在飞射物威胁严重的地区高风险立面位置采取四种主动防护措施:1)如门窗防护卷帘、防护网;2)玻璃强制抗冲击试验;3)幕墙按主导洞口内压进行设计;4)增加幕墙按意外主导洞口考虑内压的校核。以上四种主动防护措施在防护力度上由高到低，设计者可按照幕墙设计需达到的性能目标顺序采用。其中前两种措施在美国规范^[7]及澳大利亚规范^[8]中已有比较详细的规定，可以作为设计时的参考。

　　 最后从飞射物来源角度采用夹层玻璃(避免骨牌式破坏)及在大风暴前进行建筑周边的可能飞射物来源检查也有助于通过对飞射物源的控制从而降低风致飞射物破坏的风险。

　　 建筑结构荷载规范未对吊顶及内隔墙做出抗风设计方面的要求。鉴于破坏调查中发现存在吊顶严重破坏的案例，建议在设计中评估吊顶及内隔墙可能存在的破坏风险，在必要时(如外围护结构存在形成主导洞口风险)考虑吊顶及内隔墙的抗风设计。

　　 澳大利亚规范^[8]建议对于气密性一般的建筑可以考虑吊顶与内隔墙的风压系数为±0.3。英国规范^[9]认为对于封闭良好的房间，内隔墙的最大静压系数为±0.5。这些国际规范要求为设计者提供了一定的设计取值参考。这里也应当注意当室内房间具有良好气密性(如住宅类建筑的分户墙)，且外围护结构由于破坏而形成主导洞口的时候，存在静压系数远大于0.3甚至0.5的风险。

　　 本文基于现有资料对台风山竹期间对中国香港造成的玻璃围护结构破坏进行了分析，形成如下结论:

　　 (1)台风山竹记录风速低于规范设计风速，但仍造成了较广泛的玻璃围护结构破坏。

　　 (2)研究发现玻璃破坏存在如下特点:破坏主要发生在靠近海岸线一带，部分区域观察到密集分布发生玻璃破坏的建筑，部分案例破坏集中于立面中下部，存在风致飞射物破坏痕迹，若干外围护结构受损严重的案例发生吊顶垮塌。

　　 (3)结合以上破坏特点，建议视具体项目围护结构设计性能目标的需要可考虑如下高于建筑结构荷载规范要求的计算或设计措施，包括负压区采用建筑顶部作为参考高度，注意建筑间的不利干扰，考虑意外主导洞口可能导致的破坏风险，在飞射物破坏高危区采用针对措施降低破坏风险或减小破坏影响，以及在需要情况下考虑对吊顶及内隔墙进行抗风设计等。