单管塔由于造型美观、占地面积小等优点在通信基站建设中有着广泛的应用。对于单管塔而言, 风荷载在各工况中起到了绝对的控制作用。随着基站共建共享的推行, 天线数量大幅度增加, 同时由于天线一般均位于单管塔顶部, 因而带天线部分单管塔节段的风荷载对单管塔整体受力的影响较大。

　　 带天线部分单管塔节段的风荷载体型系数相当复杂。除了受天线数量、尺寸、天线与风向的夹角等影响, 单管塔筒体与天线之间的相互扰流、相互遮挡也会对风荷载产生明显的影响。

　　 行业规程^[1]对于带天线部分单管塔节段风荷载计算, 取单副板状天线体型系数为1.3, 并未考虑天线与风向的夹角、天线与筒体的相互遮挡, 其计算值较为保守。

　　 邓洪洲等^[2]对角钢输电塔典型塔头的刚体模型进行了测力风洞试验, 得到了不同方向的体型系数。虞德群等^[3]对单管塔美化外罩进行了刚体模型测力风洞试验, 并据此计算得出体型系数, 为类似的美化外罩风荷载的计算提供参考和依据。

　　 本文通过一系列带天线部分支架式单管塔节段的刚体模型测力风洞试验, 分析其中天线与风向夹角、天线与筒体相互遮挡等影响因素, 并据此确定综合考虑单管塔及天线相互影响的体型系数计算公式, 为单管塔设计的优化以及行业规程的修改提供可靠的试验数据。

　　 支架式单管塔是指不通过外平台, 用于安装天线的支架直接与筒体连接的单管塔;每层安装3副或者6副天线, 支架的外挑距离根据天线的水平间距要求确定。

　　 由于本项目主要研究体型系数, 因此采用刚体模型, 通过五分量高频天平上测得的气动力来反推体型系数。一方面, 为了得到更加精确的结果, 模型应尽可能接近实体;同时为了减少模型系统的振动, 要保证模型具有足够的刚度, 尽量减轻模型质量, 使天平-模型系统的固有频率远高于作用荷载的主要频率范围。另一方面, 还需要考虑高频动态测力天平的量程和风洞模型的阻塞比。经综合分析以及模型试制、风洞试吹以后, 最后确定模型缩尺比为1∶4, 所有模型的高度为770mm, 正十六边形筒体采用铝合金, 天线以及射频拉远模块RRU采用玻璃钢。

　　 模型设计是本项目前期的难点。由于筒体直径、天线面积、天线数量、天线外挑距离、风速、风向等参数都会对风荷载产生影响, 因此需要合理选取主要影响参数, 忽略次要影响参数, 使模型与实际较好地吻合, 能通过试验得到一定的规律;同时又要控制模型的总数量, 以免造成不必要的浪费。

　　 根据中国铁塔股份有限公司提供的《通信铁塔标准图集》 (Q/ZTT 1023—2016) , 综合考虑主要影响参数, 最后确定了22个支架式单管塔节段模型, 详细参数见表1。表1中模型7~12的基本参数与模型1~6的基本参数相同, 区别在于模型7~12筒体和支架是脱开的, 仅测量筒体部分风荷载;模型1~6筒体和支架是连在一起的, 测量筒体、支架和天线总的风荷载。

　　 由于模型数量较多, 选取其中两个代表性的模型进行说明。对应模型16的原型正十六边形筒体直径为600mm, 高度为3 080mm, 天线外挑距离为693mm, 同一平面内设置6副天线, 天线尺寸为2 449×368×99, 每副天线对应的RRU尺寸为400×240×160 (高×宽×厚) 。对应模型19的原型正十六边形筒体直径为600mm, 高度为3 080mm, 天线外挑距离为450mm, 同一平面内设置3副天线, 天线尺寸为1 968×295×126, 每副天线对应的RRU尺寸为400×240×160 (高×宽×厚) 。模型16, 19实景图如图1所示。

　　 支架式单管塔节段刚体模型测力风洞试验在同济大学土木工程防灾国家重点实验室风洞的TJ-2大气边界层风洞中进行。TJ-2大气边界层风洞为闭口回流式矩形截面风洞, 整个回流系统水平布置。试验段尺寸为3m宽、2.5m高、15m长。风速范围从1.0~68m/s连续可调。流场性能良好, 试验区流场的速度不均匀性小于1%、湍流度小于0.46%、平均气流偏角小于0.5°。

　　 试验所采用数据采集系统包括测力天平、A/D板 (模数转换) 、信号分析仪 (监控) 和微机 (采集数据) 。风荷载作用下的模型基底内力经五分量高频天平转换为电压信号, 输入功率放大器放大, 再经模数转换后输入微机内的数据采集系统。

　　 试验采用五分量高频天平来测量作用在刚体模型上的气动力。试验时, 分别将22个被测模型段安装在天平上, 在不同风速的均匀流场下进行试验。各工况下刚体模型测力试验的风速为5~31m/s, 中间每隔2~3m/s做一次测试, 以得到不同风向下、不同风速时的风荷载。试验风向范围为360°全覆盖, 间隔30°。刚体模型的采样频率为300Hz, 每个试验工况的采样时间为20s。

　　 本次试验从2016年9月开始方案设计, 2017年3月正式开始风洞试验, 到2017年6月底完成全部模型的风洞试验, 共分成四个阶段。

　　 根据试验得到不同时刻模型底部的五个基底合力分量:天平X方向风压力F_x, Y方向风压力F_y, 模型所受弯矩M_z, X方向扭矩M_x, Y方向扭矩M_y。由于试验是通过测力天平的旋转来实现不同风向角下的风荷载的测量, 因此把天平两个方向的压力经过数据处理后, 可以得到不同工况下沿顺风向和垂直风向的水平风荷载, 其时程可相应表示为F_x (t_m) , F_y (t_m) , 这里下标m代表模型编号, 则可以得到节段刚体模型在试验时间段内顺风向和垂直风向的平均风荷载F_x, F_y及总风荷载F:

　　 由于支架式单管塔节段包括筒体与天线两个部分, 其轮廓面积较难定义, 为了便于工程应用, 定义支架式单管塔节段体型系数的综合调整系数K:

　　 式中:μ_s为筒体名义体型系数, 十六边形取0.8;D为筒体模型直径, m;H为筒体模型高度, m;n为天线数量;A_a为单副天线模型面积, m²;W_k为根据试验风速转换得到的的风压值, k N/m², , 其中ρ为空气密度, V为试验平均风速^[4]。

　　 也就是说, 假定筒体部分的风荷载理论计算值不变, 把风向对天线的影响、天线与筒体相互遮挡的影响, 采用一个综合调整系数, 考虑到天线部分的风荷载计算中。实际上, 应该是将筒体与天线两部分的理论值与实测值分别进行对比, 同时得到两个调整系数;但是如果分别测量两部分的风荷载, 将大大增加试验工况, 而且对于实际工程应用而言, 最后需要的是筒体与天线总的风荷载, 因此本文采用一个综合调整系数的表达方式是可行的。

　　 由于本次试验模型数量多, 结合风向、风速的组合, 得到了大量的实测数据。限于篇幅, 本文以模型16、模型19为例。规定风向垂直于任何一个天线平面时为0°风向, 其他风向根据与0°风向的夹角确定。由于模型16在一个平面上均匀布置6副天线, 考虑到对称性, 只需要考虑0°和30°两个风向角, 在不同风向、风速均匀流场下测得的顺风向和垂直风向的平均风荷载如表2所示, 综合调整系数K如图2所示。模型19在一个平面上均匀布置有3副天线, 需要考虑0°, 30°, 60°, 90°四个风向角, 在不同风向、风速均匀流场下测得的顺风向和垂直风向的平均风荷载如表3所示, 综合调整系数K如图3所示。

　　 通过对大量数据的对比分析, 可以得到关于总风荷载和综合调整系数的一系列结论:1) 实测得到的总风荷载都小于不考虑天线与风向夹角、天线与筒体的相互影响而得到的理论计算值, 每个模型的最大综合调整系数介于0.50~0.80之间;2) 随着风速变化, 综合调整系数也略有变化, 特别是风速较小时变化较大, 这反映了雷诺数效应对体型系数的影响, 同时大量的试验发现, 当试验风速大于15m/s时, 综合调整系数基本与风速无关, 也就是说, 雷诺数效应可以忽略;3) 不同方向的风荷载作用下, 综合调整系数差异较大, 且每层天线数量较少时, 差别更加明显, 如模型19中, 60°风向 (其中一副天线位于筒体的背面) 下的综合调整系数明显小于0°风向 (其中一副天线位于筒体的正面) ;4) 通过模型1~3 (天线外挑距离167mm) 、模型4~6 (天线外挑距离693mm) 的数据对比分析可以看到, 由于现在常用单管塔直径一般都大于天线宽度, 同时设置天线部分的筒体直径差异也不大, 试验选取筒体直径在400~800mm之间, 其他条件相同时, 直径变化对于综合调整系数影响不大 (图4) ;5) 通过模型2, 13, 14 (天线外挑距离167mm) 与模型5, 15, 16 (天线外挑距离693mm) 的数据对比分析可以看到, 天线宽度对于综合调整系数有一定的影响, 其他条件相同时, 天线宽度越大, 相互影响越大, 综合调整系数越小 (图5) ;6) 通过对比分析模型2, 17~21的数据可以看到, 其他条件相同时, 外挑距离越大, 相互影响越小, 综合调整系数越大 (图6) 。

　　 通过对22个支架式单管塔节段的刚体模型进行高频天平测力试验, 得出如下结论:

　　 (1) 实测得到的总风荷载都小于不考虑天线与风向夹角、天线与筒体的相互影响而得到的理论计算值。

　　 (2) 所有模型的最大综合调整系数介于0.50~0.80之间。

　　 (3) 本文结果可以明显降低支架式单管塔风荷载的计算值, 从而降低工程造价。