單管塔塔頭模型風(fēng)洞試驗(yàn)

唐 峰，張 帆，屠海明，周志勇

(1.土木工程防災(zāi)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(同濟(jì)大學(xué)), 上海 200092；2.中國(guó)鐵塔股份有限公司, 北京 100142； 3.同濟(jì)大學(xué)建筑設(shè)計(jì)研究院(集團(tuán))有限公司, 上海 200092)

隨著通信行業(yè)的大規(guī)模發(fā)展，移動(dòng)式通信塔的數(shù)量逐年增多，塔的形式也從傳統(tǒng)的空間桿系結(jié)構(gòu)向多種形式發(fā)展，主要分為角鋼塔、多管塔、單管塔三種[1]。單管塔由于具有占地面積小、結(jié)構(gòu)自重輕、施工速度快、人工要求低等優(yōu)點(diǎn)，在國(guó)外被廣泛使用。近幾年單管塔在國(guó)內(nèi)的使用也日益增多，但由于其在國(guó)內(nèi)應(yīng)用時(shí)間較短，還未形成一套關(guān)于單管塔的荷載取值、設(shè)計(jì)方法、制作要求等內(nèi)容的完整體系。風(fēng)荷載作為通信塔結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)過(guò)程中的主要控制荷載，其設(shè)計(jì)取值主要參照《高聳結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[2]和《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》[3]，對(duì)于典型的圓柱和簡(jiǎn)易幾何外形所受阻力也可參照大多數(shù)的風(fēng)荷載設(shè)計(jì)規(guī)范[4-5]，不過(guò)由于單管塔的塔身直徑、天線尺寸、外挑距離在實(shí)際應(yīng)用中需要根據(jù)不同功能需求進(jìn)行調(diào)整，如果直接參考規(guī)范取值可能存在較大誤差。因此研究單管塔結(jié)構(gòu)關(guān)鍵參數(shù)變化對(duì)所受風(fēng)荷載及其變化規(guī)律影響能夠?yàn)閱喂芩O(shè)計(jì)提供重要依據(jù)。

目前通信塔抗風(fēng)研究的主要實(shí)現(xiàn)手段仍以風(fēng)洞試驗(yàn)方法為主。張慶華等[6-7]通過(guò)高頻測(cè)力天平對(duì)格構(gòu)式塔架和典型輸電塔塔頭靜氣動(dòng)力特征進(jìn)行了研究，研究結(jié)論表明格構(gòu)式輸電塔頭靜氣動(dòng)力主要以順風(fēng)向阻力為主，紊流場(chǎng)對(duì)塔頭模型平均力系數(shù)影響較?。籆arril等[8]研究了風(fēng)向角、遮蔽效應(yīng)等對(duì)阻力系數(shù)的影響，也得到了紊流場(chǎng)對(duì)于平均氣動(dòng)力系數(shù)影響較小的結(jié)論；Martín等[9]基于高頻測(cè)力天平風(fēng)洞試驗(yàn)研究了微波天線數(shù)量及位置對(duì)格構(gòu)式塔架所受風(fēng)荷載的影響；鄧洪洲等[10]通過(guò)高頻測(cè)力天平技術(shù)得到了作用在模型上的平均風(fēng)荷載和體型系數(shù)；Jatulis等[11]針對(duì)格構(gòu)式塔架(格構(gòu)件為圓鋼)的靜力風(fēng)荷載進(jìn)行了最優(yōu)設(shè)計(jì)研究，給出了設(shè)計(jì)參考的優(yōu)化建議；虞德群等[12]通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)對(duì)單管塔塔體美化外罩的體型系數(shù)進(jìn)行了研究。近年來(lái)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者也開始通過(guò)CFD方法對(duì)此類結(jié)構(gòu)的抗風(fēng)性能進(jìn)行研究。Naeeni等[13]通過(guò)二維CFD方法研究了太陽(yáng)能發(fā)電設(shè)備的拋物型收集器在不同風(fēng)速及風(fēng)向角下的流場(chǎng)形態(tài)，并從微觀角度解釋了組成構(gòu)件對(duì)拋物型收集器受力性能的影響。Pezo等[14]通過(guò)數(shù)值方法，采用三種不同湍流模型對(duì)不同雷諾數(shù)范圍和不同攻角下拉索桅桿節(jié)段的阻力系數(shù)進(jìn)行了測(cè)定。Fabre等[15]通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)及CFD方法對(duì)帶有外挑結(jié)構(gòu)的三角形格構(gòu)式測(cè)風(fēng)塔外部復(fù)雜流場(chǎng)結(jié)構(gòu)進(jìn)行了研究，數(shù)值計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)構(gòu)吻合較好。

Prud′homme等[16]選取格構(gòu)式塔架結(jié)構(gòu)上的單一遮蔽角鋼構(gòu)件為研究對(duì)象，通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)研究了雷諾數(shù)、構(gòu)件外形、湍流度等對(duì)遮蔽角件上所受風(fēng)荷載的影響，研究結(jié)果表明雷諾數(shù)取1.4×104與3.81×104對(duì)遮蔽角件的阻力系數(shù)和升力系數(shù)的影響幾乎可以忽略不計(jì)。Schewe[17]通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)研究了Re=104～107范圍內(nèi)圓柱、梯形橋梁斷面、翼型斷面氣動(dòng)力系數(shù)隨雷諾數(shù)的變化規(guī)律，發(fā)現(xiàn)適當(dāng)?shù)睦字Z數(shù)改變會(huì)引起氣動(dòng)力系數(shù)和Strouhal數(shù)的劇烈變化。Georgakis等[18]通過(guò)全尺寸模型的風(fēng)洞試驗(yàn)對(duì)不同外形的格構(gòu)式桅桿隨雷諾數(shù)及風(fēng)向角的變化進(jìn)行了研究，結(jié)果表明規(guī)范規(guī)定的阻力系數(shù)值需要修正，均勻流場(chǎng)中桅桿阻力系數(shù)被低估了，而在紊流場(chǎng)中阻力系數(shù)則被高估了。

上述這些風(fēng)洞和數(shù)值試驗(yàn)研究對(duì)象主要是格構(gòu)式剛性塔架模型和桅桿模型，然而對(duì)單管塔模型及其塔頭構(gòu)件的抗風(fēng)研究卻少有涉及。單管塔沿塔身分布的外形差異主要集中于頂部塔頭，風(fēng)力特性在塔頭部位差異較大，因而對(duì)單管塔塔頭模型進(jìn)行風(fēng)洞試驗(yàn)研究其阻力系數(shù)的不同影響因素是有必要的。此外，雷諾數(shù)對(duì)于結(jié)構(gòu)阻力系數(shù)的影響也與結(jié)構(gòu)幾何外形密切相關(guān)，工程結(jié)構(gòu)中受雷諾數(shù)影響顯著并且受到工程師和科研工作者廣泛關(guān)注的是圓柱繞流問(wèn)題。光滑圓柱的阻力系數(shù)會(huì)隨著雷諾數(shù)的變化出現(xiàn)急劇下降又緩慢上升的情況，單管塔作為類圓柱結(jié)構(gòu)，其阻力系數(shù)的變化與雷諾數(shù)也密切相關(guān)。

基于上述背景，本文針對(duì)雙輪式單管塔塔頭分別設(shè)計(jì)了整體式和分離式兩種模型，采用不同的塔身直徑、天線尺寸、外挑距離等可變參數(shù)共13組模型，通過(guò)高頻測(cè)力天平技術(shù)在均勻流場(chǎng)中進(jìn)行風(fēng)洞試驗(yàn)。對(duì)比不同模型隨風(fēng)速變化的阻力系數(shù)曲線，也即隨雷諾數(shù)變化的曲線，研究這些參數(shù)對(duì)阻力系數(shù)的影響以及阻力系數(shù)在高雷諾數(shù)區(qū)間內(nèi)的變化規(guī)律。通過(guò)對(duì)比整體和分離式模型，得到天線外形影響系數(shù)的變化規(guī)律，進(jìn)而判斷外部天線對(duì)塔頭整體阻力的貢獻(xiàn)。試驗(yàn)結(jié)果可為雙輪式單管塔塔頭設(shè)計(jì)選型提供參考和依據(jù)。

1 風(fēng)洞試驗(yàn)簡(jiǎn)介

1.1 模型介紹

本文研究對(duì)象為雙輪式單管塔塔頭模型，塔頭由正十六邊形塔身(TB)、支架(BM)和天線(A)組成，dTB、dWT和sH、sB、sD分別表示對(duì)應(yīng)原型塔身直徑、外挑距離和天線幾何尺寸(高、長(zhǎng)、寬)，其中塔身直徑、外挑距離及天線幾何尺寸為可變參數(shù)，其余構(gòu)件尺寸均保持不變。幾何外形及可變參數(shù)取值見(jiàn)圖1，詳細(xì)試驗(yàn)尺寸參數(shù)見(jiàn)表1，其中模型凈投影面積S為正對(duì)來(lái)流方向的模型塔身及天線的凈投影面積。

為使得天平-模型系統(tǒng)固有頻率遠(yuǎn)高于作用荷載的主要頻率范圍，需保證模型具有足夠的剛度和較輕的質(zhì)量以及滿足幾何相似性要求，風(fēng)洞試驗(yàn)?zāi)Ｐ退聿糠植捎幂p質(zhì)高強(qiáng)鋁合金制作，支架與天線部分采用不銹鋼及玻璃鋼制作，幾何縮尺比1∶4，見(jiàn)圖2。其中模型在風(fēng)洞中的最大阻塞比為4.5%，故無(wú)需考慮風(fēng)洞阻塞比修正。

本文試驗(yàn)將模型分成以下2種類型：1)整體式模型，模型塔身、支架和天線共同受力，天平測(cè)得模型整體受力，見(jiàn)圖2(a)；2)分離式模型，模型塔身與支架、天線分離，天平僅與中間塔身連接，天平只測(cè)得塔身受力，見(jiàn)圖2(b)。整體式模型與分離式模型主要區(qū)別在于分離式模型去除了支架與塔身連接固定件，將外部天線通過(guò)底部附件連接件固定與鐵質(zhì)圓盤，并與建筑轉(zhuǎn)盤通過(guò)螺栓連接，外部天線、支架不與塔身接觸，見(jiàn)圖2(c)。對(duì)應(yīng)表1中模型1～3為整體式模型，模型4～6為分離式模型。

表1 模型試驗(yàn)可變參數(shù)設(shè)置(縮尺比1∶4)Tab.1 Variable parameters of model test (scale 1∶4)

圖2 風(fēng)洞試驗(yàn)單管塔雙輪式塔頭模型Fig.2 Model of head of monopole (two-wheel type) in wind-tunnel test

1.2 試驗(yàn)描述

本文試驗(yàn)在同濟(jì)大學(xué)土木工程防災(zāi)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室TJ-2大氣邊界層風(fēng)洞中進(jìn)行，作用于模型上的氣動(dòng)力通過(guò)高頻動(dòng)態(tài)測(cè)力天平測(cè)得，試驗(yàn)采樣頻率300 Hz，采樣時(shí)間20 s。風(fēng)速按照穩(wěn)轉(zhuǎn)速方式施加，風(fēng)速施加范圍5～30 m/s；試驗(yàn)參考風(fēng)速通過(guò)數(shù)字微壓記采集風(fēng)壓換算得到，風(fēng)速參考點(diǎn)位置位于建筑轉(zhuǎn)盤前緣2 m，高0.64 m，距洞壁0.72 m，見(jiàn)圖3。

圖3 風(fēng)速參考點(diǎn)位置Fig.3 Position of wind speed reference point

針對(duì)整體式模型，本文進(jìn)一步研究了不同的塔身直徑、天線尺寸、外挑距離對(duì)作用于模型上的阻力系數(shù)的影響。所有的試驗(yàn)工況均考慮了阻力系數(shù)隨風(fēng)向角的改變，其中風(fēng)向角用φ表示，按逆時(shí)針?lè)较蚴┘印？紤]到結(jié)構(gòu)對(duì)稱性，φ分別取為0°、30°和60°，天平坐標(biāo)系及風(fēng)向角見(jiàn)圖4。當(dāng)φ=0°時(shí)，體軸、風(fēng)軸與天平坐標(biāo)系三軸重合。

2 試驗(yàn)結(jié)果及影響因素分析

通過(guò)上述風(fēng)洞試驗(yàn)獲得作用在模型上的沿x方向和y方向的水平風(fēng)荷載，以Fx和Fy表示，經(jīng)式(1)～(3)變換后可得沿體軸方向的時(shí)均無(wú)量綱氣動(dòng)力系數(shù)CFx、CFy和沿風(fēng)軸方向的時(shí)均無(wú)量綱平均風(fēng)壓力系數(shù)CD(本文CD均代表整體式模型所受順風(fēng)向阻力系數(shù))：

圖4 風(fēng)洞試驗(yàn)單管塔塔頭模型風(fēng)向角Fig.4 Wind direction angle of model of head of monopole in wind-tunnel test

(1)

(2)

CD=CFxcosφ+CFysinφ

(3)

式中：Fx(t)、Fy(t)分別為天平測(cè)得的對(duì)應(yīng)x方向和y方向的瞬時(shí)氣動(dòng)力，V為經(jīng)數(shù)字微壓計(jì)換算所得試驗(yàn)參考風(fēng)速，ρ為空氣密度，S為模型參考面積。

2.1 塔身直徑對(duì)阻力系數(shù)的影響

圖5為整體模型阻力系數(shù)隨雷諾數(shù)變化散點(diǎn)圖，其中(a)、(b)、(c)分別對(duì)應(yīng)原型塔身直徑dTB為400、600和800 mm在不同風(fēng)向角下阻力系數(shù)隨雷諾數(shù)的變化規(guī)律。從圖中可發(fā)現(xiàn)隨著雷諾數(shù)的增大，阻力系數(shù)基本保持穩(wěn)定，說(shuō)明在試驗(yàn)雷諾數(shù)區(qū)間內(nèi)，阻力系數(shù)對(duì)雷諾數(shù)的變化不敏感。因而本文通過(guò)對(duì)試驗(yàn)雷諾數(shù)區(qū)間內(nèi)各測(cè)試點(diǎn)取均值得到了對(duì)應(yīng)風(fēng)向角下不同塔身直徑模型阻力系數(shù)，見(jiàn)圖6。從中可發(fā)現(xiàn)對(duì)應(yīng)風(fēng)向角下，隨著塔身直徑增大，阻力系數(shù)降低，說(shuō)明模型凈投影面積增加部分未能產(chǎn)生與之相匹配的阻力，這是由于塔身與天線的相互干擾從而導(dǎo)致阻力產(chǎn)生一定的折減。

圖5 不同直徑整體式模型阻力系數(shù)隨雷諾數(shù)變化Fig.5 Relation between drag coefficient of integrated models with different diameters and Reynolds number

圖6 不同塔身直徑模型阻力系數(shù)對(duì)比Fig.6 Comparison of drag coefficient of integrated models with different monopole diameters

此外，風(fēng)向角的改變會(huì)引起模型周圍空氣繞流形態(tài)的改變，但由于本文選用的模型外挑距離較小，塔身與外部天線較近，從圖5中可看出繞流形態(tài)改變所引起的阻力系數(shù)在數(shù)值上的變化并不明顯，但對(duì)阻力系數(shù)隨雷諾數(shù)的變化趨勢(shì)有所影響。圖6中，塔身直徑dTB=400 mm時(shí)，風(fēng)向角改變所引起的阻力系數(shù)趨勢(shì)變化較為明顯；塔身直徑dTB=600 mm時(shí)，風(fēng)向角改變所引起的阻力系數(shù)趨勢(shì)變化較為不明顯。這是由于在一定范圍內(nèi)，隨著塔身直徑增大，塔身在繞流系統(tǒng)中所起到的權(quán)重增大，阻力系數(shù)變化趨勢(shì)隨塔身直徑增大逐漸趨于平緩。

圖7為分離式模型中塔身阻力系數(shù)隨雷諾數(shù)變化規(guī)律，其中(a)、(b)、(c)分別對(duì)應(yīng)塔身原型直徑dTB為400、600和800 mm在不同風(fēng)向角下阻力系數(shù)隨雷諾數(shù)的變化規(guī)律，從圖中可以發(fā)現(xiàn)風(fēng)向角對(duì)于分離式模型塔身阻力系數(shù)影響十分顯著。

圖7 不同直徑分離式模型阻力系數(shù)隨雷諾數(shù)變化Fig.7 Relation between drag coefficient of segregated models with different diameters and Reynolds number

當(dāng)φ=0°時(shí)，來(lái)流在前緣天線處產(chǎn)生分流，尾流對(duì)塔身阻力影響較弱，阻力系數(shù)隨雷諾數(shù)的變化較為平緩；當(dāng)φ=60°時(shí)，來(lái)流直接作用于塔身，塔身為近圓柱形，隨著雷諾數(shù)增大，呈現(xiàn)類似于圓柱的阻力特性，但天線與塔身的相互干擾作用又會(huì)減弱這種特性，因而阻力系數(shù)最終表現(xiàn)為隨著雷諾數(shù)的增加快速降低；當(dāng)φ=30°時(shí)，模型沿來(lái)流方向呈非對(duì)稱狀態(tài)，流動(dòng)復(fù)雜，阻力系數(shù)隨雷諾數(shù)增加而減小，且其對(duì)應(yīng)雷諾數(shù)下的阻力系數(shù)數(shù)值均處于φ=0°與φ=60°對(duì)應(yīng)阻力系數(shù)之間。同時(shí)從圖中可觀察到阻力系數(shù)隨雷諾數(shù)的變化近似呈線性下降趨勢(shì)，因而為比較塔身直徑對(duì)于阻力系數(shù)下降快慢的影響，對(duì)各風(fēng)向角下的試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行線形擬合。

表2為通過(guò)線性擬合得到的不同塔身直徑不同風(fēng)向角下分離式模型的阻力系數(shù)隨雷諾數(shù)變化的下降斜率。從中可以看出風(fēng)向角固定時(shí)，隨著塔身直徑的增大，阻力系數(shù)隨雷諾數(shù)的下降趨勢(shì)逐漸變緩。

表2 不同直徑分離模型在不同風(fēng)向角下阻力系數(shù)下降斜率Tab.2 Descending slope of drag coefficient of segregated models with different diameters under different wind direction angles

為考察天線及支架對(duì)整體模型氣動(dòng)阻力的貢獻(xiàn)，本文定義了一個(gè)天線外形影響系數(shù)fa，表示外部天線所受阻力與整體模型所受阻力之比，其中外部天線阻力通過(guò)整體模型阻力與分離模型塔身所受阻力之差得到。由于附加連接(底部固定件)僅對(duì)底部流場(chǎng)有所影響，對(duì)上部流場(chǎng)的影響幾乎可以忽略不計(jì)，因而綜合考慮認(rèn)為當(dāng)其他條件一致時(shí)，整體式模型受力減去分離式模型塔身受力得到外部天線與支架受力的方法是可行的。天線外形影響系數(shù)fa的計(jì)算公式為

(4)

式中CD和CD_TB分別表示同一外形下整體式模型與分離式模型的阻力系數(shù)。

圖8 (a)、(b)、(c)為不同風(fēng)向角下，不同塔身直徑的模型天線外形影響系數(shù)隨雷諾數(shù)變化曲線。從圖8(a)中可看出，當(dāng)φ=0°時(shí)，隨雷諾數(shù)增大，三種塔直徑模型的天線外形影響系數(shù)很快趨于穩(wěn)定，天線對(duì)于模型阻力的貢獻(xiàn)在φ=0°時(shí)受雷諾數(shù)影響較?。划?dāng)φ=30°及φ=60°時(shí)，雷諾數(shù)對(duì)天線外形影響系數(shù)變化有較大影響，但隨著雷諾數(shù)的增大，呈現(xiàn)與圖8(a)中天線外形影響系數(shù)類似的變化規(guī)律，在高雷諾數(shù)段逐漸趨向穩(wěn)定，說(shuō)明外部天線所受阻力在整體塔頭風(fēng)荷載中所占比例較大且隨著雷諾數(shù)的增大而增大，最終在高雷諾數(shù)段趨于穩(wěn)定。同時(shí)，隨著塔身直徑的增大，天線外形影響系數(shù)整體降低，即隨著塔身直徑的增大，塔身在繞流影響中所起到的權(quán)重增大，相對(duì)降低了天線對(duì)于模型整體阻力的貢獻(xiàn)。

圖8 不同直徑模型天線外形影響系數(shù)隨雷諾數(shù)變化

2.2 天線尺寸對(duì)阻力系數(shù)的影響

本文選取了實(shí)際使用中常用的三種天線進(jìn)行單管塔塔頭模型風(fēng)洞試驗(yàn)，其中天線尺寸中高度為變化較大，長(zhǎng)度及寬度變化相對(duì)較小，三種天線尺寸見(jiàn)圖1。圖9為不同風(fēng)向角及天線尺寸下整體模型阻力系數(shù)隨雷諾數(shù)變化曲線。

圖9 不同天線尺寸模型阻力系數(shù)隨雷諾數(shù)變化Fig.9 Relation between drag coefficient of models with different antenna sizes and Reynolds number

從圖中可看出，當(dāng)φ=0°時(shí)，對(duì)應(yīng)不同天線的試驗(yàn)?zāi)Ｐ妥枇ο禂?shù)均較為接近，受雷諾數(shù)變化的影響較小。當(dāng)φ=30°及φ=60°時(shí)，阻力系數(shù)隨雷諾數(shù)的增大呈整體下降趨勢(shì)。但實(shí)際情況中所使用的天線在長(zhǎng)寬高三個(gè)方面均有變化，加之天線與塔身組成的復(fù)雜三維繞流系統(tǒng)，本文試驗(yàn)并不能很好給出使單管塔塔頭所受阻力最小的最優(yōu)天線尺寸規(guī)格，只能從本文試驗(yàn)中定性判斷天線3對(duì)應(yīng)的尺寸為較優(yōu)的天線尺寸規(guī)格。當(dāng)φ=0°及φ=30°時(shí)，天線3所對(duì)應(yīng)的阻力系數(shù)數(shù)值較另兩種天線規(guī)格小；當(dāng)φ=60°時(shí)，天線3與天線1分別對(duì)應(yīng)的阻力系數(shù)數(shù)值較為接近。

2.3 外挑距離對(duì)阻力系數(shù)的影響

圖10為不同的風(fēng)向角及外挑距離下模型整體阻力系數(shù)隨雷諾數(shù)變化曲線。

圖10 不同外挑距離模型阻力系數(shù)隨雷諾數(shù)變化Fig.10 Relation between drag coefficient of models with different overhang distances and Reynolds number

從圖10 (a)中可看出當(dāng)φ=0°時(shí)，阻力系數(shù)隨雷諾數(shù)變化較為平穩(wěn)，其中當(dāng)外挑距離位于122～693 mm時(shí)，阻力系數(shù)變化曲線幾乎重合，說(shuō)明當(dāng)外挑距離處于該分布區(qū)間時(shí)，流場(chǎng)性質(zhì)較為類似，外挑距離對(duì)于阻力系數(shù)的影響較?。划?dāng)外挑距離繼續(xù)增大時(shí)，阻力系數(shù)隨雷諾數(shù)的變化仍保持較為平緩的變化趨勢(shì)，阻力系數(shù)變化曲線上浮，阻力系數(shù)增大，這是由于當(dāng)外挑距離逐漸增大時(shí)，由天線前緣分離引起的尾流流場(chǎng)對(duì)塔身的影響減弱；當(dāng)φ=30°及φ=60°時(shí)，阻力系數(shù)隨風(fēng)速變化呈現(xiàn)較為規(guī)則的下降趨勢(shì)，同時(shí)阻力系數(shù)變化曲線隨著外挑距離增大逐漸上升，且隨著外挑距離的增大，阻力系數(shù)在雷諾數(shù)逐漸增大的過(guò)程中下降趨勢(shì)逐漸變緩。

3 結(jié) 論

1) 整體式模型阻力系數(shù)對(duì)雷諾數(shù)變化不敏感，阻力系數(shù)會(huì)隨著塔身直徑的增大而降低。風(fēng)向角對(duì)阻力系數(shù)的變化趨勢(shì)有所影響，在一定范圍內(nèi)，隨著塔身直徑增大，阻力系數(shù)變化趨勢(shì)會(huì)逐漸趨于平緩。

2) 風(fēng)向角對(duì)塔身所受阻力影響較顯著，φ=0°時(shí)，阻力系數(shù)隨雷諾數(shù)增加緩慢下降，φ≠0°時(shí)，阻力系數(shù)隨雷諾數(shù)增加快速下降。同時(shí)隨著塔身直徑的增大，相同風(fēng)向角下，阻力系數(shù)隨雷諾數(shù)變化的下降斜率增加，下降趨勢(shì)逐漸變緩。天線外形影響系數(shù)隨著雷諾數(shù)的增加而增加，最終在高雷諾數(shù)段趨于穩(wěn)定；塔身直徑增大，天線外形影響系數(shù)整體降低，天線對(duì)于整體阻力的貢獻(xiàn)減弱。

3)φ=0°時(shí)，天線尺寸對(duì)于阻力系數(shù)大小及變化趨勢(shì)影響較??；φ≠0°時(shí)，阻力系數(shù)隨雷諾數(shù)增加呈下降趨勢(shì)。天線3為試驗(yàn)所采用的三種天線尺寸中較優(yōu)的天線選型。

4) 阻力系數(shù)會(huì)隨著外挑距離的增大而增大，且隨雷諾數(shù)發(fā)展變化規(guī)律基本保持不變。其中φ=0°時(shí)，阻力系數(shù)隨雷諾數(shù)變化基本保持平穩(wěn)；φ≠0°時(shí)，阻力系數(shù)隨雷諾數(shù)變化呈整體下降趨勢(shì)。