某飞机系列风洞试验研究

某飞机系列风洞试验研究（共13篇）

篇1：某飞机系列风洞试验研究

某飞机系列风洞试验研究

介绍了某飞机在气动中心4m×3m风洞进行的系列风洞试验研究情况.研究目的.是获得在不同布局状态下飞机的低速气动性能.研究结果表明:改变机翼边条可有效地改善飞机的纵向稳定性;将两侧进气改为腹部进气,大大降低了飞机的航向稳定性;采用机头边条措施可使飞机的航向稳定性有较大提高;进行通气模型的风洞试验,其结果与不通气时的结果差异不大.

作 者：祝明红 陈洪  作者单位：中国空气动力研究与发展中心,四川,绵阳,621000 刊 名：流体力学实验与测量  ISTIC EI PKU英文刊名：EXPERIMENTS AND MEASUREMENTS IN FLUID MECHANICS 年，卷(期)： 17(4) 分类号：V211.753 关键词：飞机   风洞试验研究   气动特性  

 

篇2：某飞机系列风洞试验研究

高速风洞飞机部件和外挂物同时测力试验研究

为了获得××飞机主要部件和外挂物的气动载荷,在气动中心高速所1.2m× 1.2m风洞中进行了飞机部件和外挂物同时测力试验研究.在M=0.40～0.85,α=-4°～12°,β=-8°～8°的试验条件下,采用7台天平同时对该飞机主要部件(机翼、平尾和垂尾)及翼下外挂物进行了测量.结果表明:试验获得的飞机部件和外挂物气动特性变化规律合理,量值可靠.试验研究的成功,拓宽了风洞试验能力,提高了风洞试验效率.

作 者：李熙佩 徐伯生 作者单位：中国空气动力研究与发展中心,四川,绵阳,621000刊 名：流体力学实验与测量 ISTIC EI PKU英文刊名：EXPERIMENTS AND MEASUREMENTS IN FLUID MECHANICS年，卷(期)：200317(1)分类号：V211.73关键词：飞机部件 外挂物 测力试验

篇3：某高层建筑风洞测压试验分析

关键词：风洞试验,风压系数,体形系数

蚌埠豪生国际大酒店项目位于安徽省蚌埠市, 为五星级标准涉外宾馆, 酒店屋面设计标高近百米。在主体结构完工后, 业主希望在酒店屋面增加高度约45m的钢结构塔架造型, 如图1所示。为了确保该项目塔楼及钢结构造型在使用阶段的抗风安全性, 有必要对该高层建筑在设计风速作用下结构的风荷载及其分布以及位移、加速度响应进行风洞试验研究。同时根据风洞试验的结果, 对高层建筑的抗风安全性以及在设计风速范围内结构三维风振特性及该楼居住人员的舒适性进行详细的研究并供设计使用。

1 风洞试验设备

该建筑结构模型风洞实验在湖南大学进行, 边界层风洞的截面为3.0m×2.5m (宽×高) 的矩形, 该试验段的风速在0~20.0m/s内可调。风洞试验以主建筑物为中心, 模拟半径500m范围内的主要周边建筑, 置于风洞试验段转盘上, 进行数据测量。模型与实物在外形上保持几何相似, 缩尺比为1∶200, 高度为60.275cm。周边环境模型比例也为1∶200。将模型固定在风洞试验室的转盘上, 如图2所示。

2 测量系统

2.1 风速测量系统

大气边界层模拟风场的调试和测定是用三维脉动风速测量仪、A/D板、PC机和专用软件组成的系统来测量。该系统可以用来测量风洞流场的平均风速、风速剖面、湍流度以及脉动风功率谱等数据。

2.2 风压测量、记录及数据处理系统

风压测量、记录及数据采集及处理系统由电子式压力扫描阀系统、PC机、以及自编的信号采集及数据处理软件组成风压测量、记录及数据采集及处理系统。

3 实验工况

风洞试验时, 每一个风向测量一组数据。正北向设为0°, 风向角间隔为15°, 逆时针旋转, 总共有24个风向。测点分布图, 见图3。

4 测点布置

塔架下层沿周边布置了28个双面测点, 塔架上层沿周边布置了12个测点, 如图3所示。由于篇幅的原因, 这里只给出塔架下层的测试结果。

5 试验结果分析和实际风荷载确定

1) 最大平均风压系数及最大平均风荷载值

测点最大平均风压系数为2.08, 风向角为330°, 相应的50年重现期的风压值为1.53kPa。

2) 最小平均风压系数及最小平均风荷载值

测点最小平均风压系数为-1.10, 风向角为300°, 相应的50年重现期的风压值为-0.81kPa。

3) 全风向极大峰值风压系数及峰值风压

测点全风向极大峰值风压系数为3.10, 风向角为15°, 相应的50年重现期的风压值为2.29kPa。

4) 全风向极小峰值风压系数及峰值风压

测点全风向极小峰值风压系数为-2.16, 风向角为135°, 相应的50年重现期的风压值为-1.60kPa。

5) 测点局部体型系数

各测点在4个垂直方向的局部体形系数及分布见图4。

6) 风振舒适度

按照《高层建筑混凝土结构技术规程》 (JGJ 3—2010) 中3.7.6的规定, 高度不小于150m的高层建筑结构应具有良好的使用条件, 满足舒适度要求。按现行国家标准《建筑结构荷载规范》 (GB 50009—2012) 的规定, 办公及旅馆建筑10年一遇的风荷载取值计算的顺风向与横风向结构顶点最大加速度不应超过0.25m/s2。通过风洞试验数据计算的结构顶部X向最大加速度为0.152m/s2, Y向为0.158m/s2, 平动舒适度满足规范要求, 结构顶部绕Z轴最大扭转加速度为0.000 45rad/s2。

6 结论

a.从蚌埠豪生国际大酒店墙体外表面测点的压力系数结果可以看出, 气流在外墙面的棱角处出现明显的分离, 且在分离区出现较大的负压。

b.从试验结果可以看出, 受到周边建筑的影响出现明显的建筑群体效应。

c.总体来说, 沿高度方向, 较大正风压出现在大楼约1/2以上高度处, 并且在主体结构的周边拐角区域、受内外压影响的顶部, 其风荷载较大。

d.经数据分析, 并与以往类似结构的风洞试验结果相比较可以得出本试验所获得的数据是可靠的, 达到了试验的目的。

e.建筑的风振舒适度满足规范要求。

参考文献

[1]GB 5009—2012, 建筑结构荷载规范[S].

[2]张相庭.工程结构风荷载理论和抗风计算手册[M].上海:同济大学出版社, 1990.

篇4：某飞机系列风洞试验研究

摘要：为了考察某拟建超高层建筑（总高838 m）在设计风速下的风致响应，对该大厦进行了多自由度气弹模型风洞试验.模型自振特性测试表明，该气弹模型各横截面对两个正交的水平主轴对称，每个轴向1阶和2阶频率误差分别在1%和28%以内，1阶阻尼比约为2%，平动振型与实际结构有限元模型计算结果较为一致.分析不同风速和风向角下风致响应发现，该大厦顶部在100年重现期设计风速下最大动态侧移为0.89 m，且动态位移本身并未使结构顶部位移超标，而10年，50年和100年重现期下风致加速度响应超过规范阈值幅度分别为16%，23%和29%.另外，该大厦横风向涡振使得临界风速附近横风向风致响应明显偏大，如果假定风荷载谱为白噪声，则横风向1阶气动阻尼比对总响应的贡献达37%.若欲保证该建筑在百年一遇风速下加速度在允许范围内，则须使其结构阻尼比在2.9%以上.

关键词：超高层建筑；风效应；多自由度气弹模型；风洞试验；气动阻尼

中图分类号：TU312.1；TU972.8 文献标识码：A

风工程研究和工程项目抗风性能分析的风洞试验方式通常有测力天平[1]、刚性模型测压[2]、强迫振动[3]、气动弹性模型[4-7]等.一般来说，对于高度不太高、刚度较大、气弹效应不太明显的高层建筑，通常采用刚性模型测压试验或测力天平试验进行风荷载和风响应分析[8-9]，而更为高柔的结构则常常要考虑气弹效应的影响，需进行气弹模型试验.例如某菱形纪念碑[10]采用了底部弹性支撑的摆式气弹模型试验，金茂大厦[1]进行了多自由度气弹模型试验.随着建筑高度的增加，气弹效应尤其是横风向气弹响应变得更为显著而复杂，气弹模型试验就更为必要，尤其是多自由度气弹模型风洞试验被认为是能准确地反映气弹效应对风振响应影响的试验方式.鉴于此，本文对建筑总高838 m，结构高度为792 m的某超高层建筑进行了多自由度气弹模型风洞试验，以考察其在强风作用下的风致响应和气弹效应，为工程设计提供参考.

1工程概况

该拟建高楼总高838 m，结构高792 m，地上202层地下6层，计划建成后超越迪拜塔成为世界第一高楼.项目净占地30亩，建筑面积105万m2，总投资52.5亿元人民币.该大厦分四段阶梯性收缩，呈梯形金字塔结构（见图1），属于文献[8]所述的典型第Ⅲ类高层建筑（文献[8]将600 m以上超高建筑归为第Ⅲ类，认为此类建筑须采取强有力的气动优化方案，断面形状和竖向外形设计都应兼顾风致安全性与舒适性）.

2模型制作及风洞试验简介

2.1模型制作简介

该气弹模型由铝合金骨架、外衣板和配重组成，其中骨架由刚性方板和立柱固结而成，方板总数为8，立柱总数为5（中间1根强柱，侧边4根细柱），各柱截面尺寸随高度增加逐渐减小以模拟实际结构刚度.图2为装配后的模型照片，图3为模型骨架图.考虑相似理论和风洞几何尺寸限制，初步确定模型与实际结构几何相似比为1∶500，频率相似比为100∶1，风速相似比为1∶5，由此可以导出加速度、位移等其他参数的缩尺比，模型制作完成后这些参数要根据自振特性测试结果做一定调整.图4给出自振加速度衰减曲线，图5为自振加速度谱密度曲线.

2.2风洞试验简介

该大厦所处地区地面粗糙度类别为B类. 10年，50年和100年一遇的基本风压分别为0.25，0.35和0.40 kPa，相应10 m高度处风速分别为20.0，23.7和25.3 m/s.试验时，以模型顶部风速为参考，风速范围为3.5～10.0 m/s，相当于实际顶部风速21.0～54.0 m/s，折合实际10 m高度处风速10.0～31.0 m/s，涵盖了不同重现期的设计风速.考虑到模型对称性，试验风向角有0°，5°，15°，25°，35°和45°共6个，建筑方位、风向角及坐标轴定义见图7，图7中风向折减系数表示各风向角的风速折减系数，是根据长沙气象局提供的不同风向的基本风压数据换算而得，下文数据均是考虑折减系数之后的结果.

3试验结果分析

3.1不同风速下的风致响应

图10和图11分别给出了不同风速不同风向角下均方根位移和均方根加速度响应（此处均方根是将统计时程减去均值后的均方根，大小与标准差相等，下同）.由图10和图11可知，横风向（X轴0度风向角）风致响应明显大于其他风向角；各风向角响

10 m高度处风速/（m·s-1）（a）X轴向

10 m高度处风速/（m·s-1）（b） Y轴向

应随风速增加大致呈增加趋势，但图10（a）和图11（a）风致响应曲线在风速为19 m/s附近明显偏大，如果不考虑风速折减系数，这一风速与10年重现期风速最为接近，会使得造成10年重现期的风致响应大于50年和100年，对风速进行风向折减后这一现象有所改变.

3.2设计风速下风致响应

按照该建筑的对称性，并考虑风向折减系数（见图7），可将以上试验结果转化为不同重现期的风致响应.图12和图13分别给出了不同风向角下最大加速度位和位移响应，其中最大加速度响应峰值因子取为2.5，而位移响应直接影响到结构安全性，其峰值因子取为3.0.

从图12和图13可以看出，1）最大均方根和最大极值响应都出现在正交风向角，当风向角与建筑轴向夹角并不大时（如5°风向角），其风致响应仍明显小于正交风向角；2）不同重现期的风致响应不是严格按100年，50年，10年由大到小排列，而是与该风向的风速折减系数有关，比如，图13（b）中10年重现期270°风向角位移响应要大于50年，这一点已在前文给出解释；3）正交风向角10年，50年，100年重现期的加速度响应都在一定程度上超过了规范阈值[11]，100年最大动态位移响应为0.89 m，由此引起的建筑顶部相对侧移（建筑顶部风致水平位移与建筑高度之比）为1/890，即动态位移本身并未使顶部侧移超标，最大风致响应具体统计结果见表3和表4.

3.3横风向风致响应分析

图10（a）和11（a）中0°风向角X轴向（即横风向）响应曲线在风速19 m/s附近出现明显峰值，按文献[12]对斯托罗哈数进行取值，此时的漩涡脱落频率ns=vSt/d=0.09 Hz（d为结构顶段截面宽度，v为结构顶段风速，St为斯托罗哈数），与结构频率十分接近，考察此时的位移时程（见图13～图17）可知，风速19 m/s附近的位移时程幅值明显比小风速（12.6 m/s）时程更为稳定，即更接近简谐振动，说明此时风致响应的突增是由横风向涡激振动引起的，并且，由于此风速段的振动主要为1阶涡振，因而加速度响应增大程度比位移要小，下文对此有所分析.

借助随机减量方法可得到模型各风速下横风向阻尼比，识别结果见图18.由图18可知，结构阻尼比变化曲线并没有文献[5]和文献[8]那么有规律（文献[5]和文献[8]中，阻尼比在临界风速之前呈增大趋势，至临界风速附近迅速降低，而后又有所回升），这可能是由于结构自上而下的特征尺寸不一致所致，但可以肯定的是，总阻尼比在风速19～24 m/s的区域内为最小（最小值接近-1.5%），说明此风速段内负气动阻尼绝对值较大，并促使了图10（a）和11（a）中该段风速下的位移相对较大.

4总阻尼对响应影响的近似估计

通常来说，由于模型与流体的流固耦合作用，都会存在一定程度的气动阻尼现象，根据上文分析结果，当结构顶部风速为20～25 m/s时，横风向动态风振响应都是顺风向的5倍以上，因而此处只分析横风向的气动阻尼比对100年重现期横风向风致响应的影响.我们知道，风致响应可以分为背景分量和共振风量的叠加，其中背景分量与结构阻尼比的关系可以忽略，而共振分量与体系阻尼比关系很大，根据随机振动理论，j振型均方根加速度和位移响应可以表示分别为：

生变化，对于本建筑来说，结构1阶横风向自振阻尼比约为2%，当存在气动阻尼比时，其频响函数会发生变化，结合图18的结果，体系总阻尼最小为0.5%，与之对应，图21给出了阻尼比在0.5%～2%之间变化时频响函数随频率的变化曲线.通常来说，广义风荷载谱相对于频响函数带宽较宽，如果假定风荷载为白噪声，则可以认为阻尼比对某1阶风致响应共振分量的影响就是阻尼比对该阶频响函数在频率附近峰值面积的影响，按照这一近似假设，并考虑到1阶共振分量占总响应的比重，就可以近似衡量出气动阻尼比对横风向极值响应的影响程度，分析结果见图22.

从图22可以看出，负气动阻尼比绝对值越大，风致响应结果越大，如果按负阻尼比绝对值为 0.01计算（见图18），横风向极值响应比无气动阻尼时要大37%左右，若以总阻尼比作为风振加速度响应的控制指标，并近似认为100年重现期风速横风向气动阻尼比约为-0.01，欲使100年重现期风致加速度满足规范要求，则结构阻尼比要在2%的基础上至少增加0.9%.

从以上分析可以看出，气动阻尼比对风致响应的影响不可忽略，事实上，风荷载谱并不是白噪声，尤其是横风向风荷载谱通常会出现与斯托罗哈数对应的谱峰，当该谱峰与传递函数峰接近或重合时，基于随机振动理论得到的横风向风致响应受气动阻尼的影响会更大.这就进一步说明了对此类结构进行气弹模型试验的必要性，因为气弹模型试验直接测量了包含气动阻尼效应的风致效应.

5结论

1）当不对风速进行折算时，10年一遇的风致动态响应要大于50年和100年的风致动态响应，将风速折算之后，风振响应大致按100年，50年和10年重现期由大到小排列.该大厦在100年一遇风速下的风致动态位移响应最大值与结构高度之比为1/890，即动态位移本身并没有使结构顶部侧移超标.但在10年，50年和100年重现期下，最大加速度响应都超过了规范阈值，超标幅度分别为16%，23%和29%.

2）在小风速下该大厦风致位移谱能量都集中在基阶频率附近，在风速较大时（24 m/s），位移谱在高阶频率附近能量有所增加，而加速度谱能量的高阶成分在各风速下都占一定比重，且随着风速增加，高阶能量明显增强.

3）该大厦横风向涡振不可忽视，当风向与结构表面正交时，风致加速度和动态位移响应明显大于其他风向角.横风向位移在涡振临界风速附近显著增大，且此时的结构阻尼明显偏小，并使得风致响应显著增加.如果假定风荷载谱为白噪声，气动阻尼比对风致动态响应的影响幅度可达37%，欲使结构阻尼比在允许范围内，原结构阻尼比要控制在2.9%以上.

参考文献

[1]顾明，周印，张锋，等. 用高频动态天平方法研究金茂大厦的动力风荷载和风振响应[J].建筑结构学报，2000，21（4）：55-61.

GU Ming，ZHOU Yin，ZHANG Feng，et al.Study on wind loads and windinduced vibration of the Jinmao Building using high frequency force balance method[J].Journal of Building Structures，2000， 21（4）：55-61.（In Chinese）

篇5：某飞机系列风洞试验研究

某飞机系列粉末合金刹车盘改进技术的研究

通过改进整盘钢骨架两面烧结粉末合金刹车盘的结构,直接成形卸荷槽,取消冲卸荷槽工序,完全解决该刹车盘长期存在的在后续加工及使用过程中的掉块问题.

作 者：蔡康健 CAI Kang-jian 作者单位：西安航空科技制动有限公司,西安,713106刊 名：航空精密制造技术 ISTIC英文刊名：AVIATION PRECISION MANUFACTURING TECHNOLOGY年，卷(期)：43(1)分类号：V2关键词：粉末冶金 刹车盘 改进 结构 掉块

篇6：某飞机系列风洞试验研究

海沧大桥气动弹性特性风洞试验研究

位于东南沿海台风多发地区的`厦门海沧大桥是一座中跨达648m的三跨悬索桥，主梁断面采用流线型钢箱梁。通过气动弹性模型风洞试验，研究了该桥在运营及五个典型施工状态的颤振稳定性和抖振特性。

作 者：李明水 陈忻 张大康 王卫华 LI Ming-shui CHEN Xin ZHANG Da-kang WANG Wei-hua 作者单位：中国空气动力研究与发展中心,刊 名：流体力学实验与测量 ISTIC EI PKU英文刊名：EXPERIMENTS AND MEASUREMENTS IN FLUID MECHANICS年，卷(期)：15(2)分类号：V211.753关键词：气动弹性模型 悬索桥 风洞试验

篇7：烧蚀端头锥模型激波风洞试验研究

烧蚀端头锥模型激波风洞试验研究

介绍了在激波风洞中用压电天平进行1m量级烧蚀端头大模型五分量气动力试验研究情况.试验目的是测量出烧蚀端头模型的Cm0和Cn0,以期为端头烧蚀模型的Cm0和Cn0换算到全尺寸飞行器下提供试验依据.针对设计部门关心的`Cm0和Cn0测量,在天平设计上采取了粗短主体结构另配支杆的方式;在风洞试验中采用正负攻角等较为有效的方法.风洞试验主要结果如下:烧蚀变形对锥模型轴向力影响较大,对其余的气动力分量影响值较小.在0°攻角下Cm0为10-4量级,Cn0为10-3量级,配平攻角约为0.028°.由此表明:激波风洞压电天平能够测量该烧蚀端头模型的小Cm0和Cn0.

作 者：吕治国 刘洪山 张雁 于时恩 姜华 作者单位：中国空气动力研究与发展中心,四川,绵阳,621000刊 名：流体力学实验与测量 ISTIC EI PKU英文刊名：EXPERIMENTS AND MEASUREMENTS IN FLUID MECHANICS年，卷(期)：17(1)分类号：V211.751关键词：激波风洞 压电天平模型试验

篇8：襟翼涡流发生器风洞试验优化研究

1 试验模型

风洞试验模型采用等弦长后掠半模 (SCCH) 全金属模型来进行, 作为介于二维翼型与三维机翼之间的一种构型, 使用该模型能剥离机翼的三维效应从而较好的模拟二维翼型的气动特性, 但同时又引入机翼后掠角等方面的影响, 因而被称为准三维风洞试验模拟。模型主要由带有前后缘增升装置的半翼和带有椭圆形头部、后部的圆柱形机身两大部分组成。为了减小风洞壁边界层的影响, 在机身下方装有带迷宫密封槽的边界层垫块。模型的几何外形示意图如图1所示, 其主要的几何参数如下:

机身长1750mm

机翼半展长1350mm

弦长450mm

加装在襟翼上的涡流发生器根据计算结果给出的基本方案加工完成, 如图2所示, 其基本的几何参数为:长L=16.0m m, 高H=3.0m m, 前缘切角γ=70°, 底部根据安装处翼型曲线进行修剪以增加贴合度, 采用钢片加工, 厚度为0.5m m。安装形式采用同向偏转式, 如图2所示, V G后缘位于35%襟翼弦线, 安装角β=30°, 间距D=25m m, 使用强力胶水粘于模型的襟翼上翼面。

2 试验状态

本次风洞试验在闭口回流式低速风洞进行, 该风洞的基本尺寸为宽×高×长=3m×2.5m×6m, 基本稳定风速范围在5~90m/s。本次试验使用的试验状态风速为v=60m/s, 按照试验模型的弦长折算的雷诺数R e=1.86×106。

本次试验的主要内容为测力试验, 主要包括以下几个方面的内容: (1) 着陆构型基本状态试验; (2) 着陆构型带基本状态涡流发生器试验; (3) 涡流发生器弦向安装位置优化试验; (4) 涡流发生器高度优化试验; (5) 涡流发生器安装角度优化试验; (6) 涡流发生器安装间距优化。

3 试验实施

在完成了着陆构型基本状态的测力试验后, 加装基本状态涡流发生器后观察其对气动特性的影响, 襟翼加装基本状态涡流发生器与基准着陆构型比较如图3所示。可以明显看出, 迎角在23°以下时, 加装涡流发生器后升力、阻力均有较明显的增加, 基本为一个固定量的平移, 取迎角11°时来分析, 升力增量为0.16252, 约为7.71%, 阻力增量为0.04099, 约为13.07%。在大迎角区效果逐渐减小, 接近失速处基本没有影响。分析其机理, 应该为在中小迎角下襟翼尾部的稳定分离区较明显, 涡流发生器对其产生的作用较明显, 大迎角后分离区逐渐减缓直至消失, 涡流发生器的作用也随之减小以至基本无影响。

随后按照试验大纲进行涡流发生器多个参数的优化初步优化。首先进行改变涡流发生器弦向位置参数研究。改变涡流发生器弦向安装位置至25%襟翼弦长处, 其余参数保持不变, 试验结果与基本构型安装位置的比较如图4所示。图4中可以看到, 安装位置前移后升、阻力虽然较未安装涡流发生器的构型有了增加, 但均较基本状态涡流发生器有了一定量的减小, 而且升力减小得更为明显, 因此初步选择采用基本状态的35%弦线安装位置进行后续参数的初步优化研究。

为了研究涡流发生器高度对气动特性的影响, 保持其他参数不变, 改变涡流发生器的高度至5m m, 进行风洞试验, 试验对比结果如图5所示。可以看到增加涡流发生器高度后升力、阻力均有不同程度的下降, 对比无涡流发生器的构型的增量仅为基准涡流发生器的一半左右, 因此认为对于该构型来说, 3m m高的涡流发生器更适合, 选定3mm高度涡流发生器用于后续参数的优化。

为了研究涡流发生器安装角的影响, 改变V G的安装角进行风洞试验, 试验结果与基本状态的对比 (见图6) 。可以看出, 改变安装角至25°后升、阻力的增量较基准涡流发生器来说均有减小, 可见其对流动分离的控制不及基准涡流发生器, 因此选择30°安装角进行后续参数的优化。

完成了涡流发生器自身几何参数以及在襟翼上的布置位置优化后, 为了得到最优的涡流发生器安装间距, 改变V G安装间距进行风洞试验, 试验结果对比如图7所示。由图中曲线可见四种不同的安装间距对于模型的升阻力特性并无明显改变, 这表明加装涡流发生器后气动特性对安装间距并不敏感, 因此认为在同样的展长情况下所需的涡流发生器最少即安装间距最大的方案效率更高。

经过上述几个步骤的优化试验, 确定基本状态的涡流发生器在30mm安装间距下具有最优的气动特性, 线性段升力增量为0.16, 同时带来的阻力增量为0.04。由此即完成了涡流发生器安装方案的优化试验, 选择方案为长L=16.0mm, 高H=3.0mm, 前缘后掠角γ=70°, 其后缘位于35%襟翼弦线, 安装角β=30°, 间距D=30mm。

4 结论

本文通过风洞试验的手段, 进行了着陆构型襟翼加装涡流发生器的初步风洞试验优化工作, 经过针对弦向安装位置、高度、安装角以及安装间距等几个参数的优化试验, 优选出了具有最高流动控制效率的涡流发生器安装方案。

摘要：为解决飞机起降阶段增升装置襟翼打开时上表面发生的气流分离, 通过风洞试验的方法进行了襟翼加装涡流发生器的优化工作。通过对安装弦向位置、高度、安装角度以及安装间距等几个参数的风洞试验研究, 优选出了具有最佳气动特性的涡流发生器方案。

关键词：涡流发生器,风洞试验,研究

参考文献

[1]段卓毅, 陈迎春, 赵克良, 等.微型涡流发生器在飞机增升装置中的应用[J].国际航空, 2004 (3) .

篇9：某飞机系列风洞试验研究

摘 要：为了研究多分裂导线静力风荷载，进行了原尺寸刚性节段模型测力风洞试验，计算得到了多种直径导线阻力系数，并分析了包括雷诺数效应、屏蔽效应等因素对其结果的影响.研究结果表明，导线阻力系数试验结果较规范取值小，且由于导线表面粗糙度及紊流度的增加，会使其临界区雷诺数范围提前，尽管导线雷诺数处于名义的亚临界区域，其阻力系数依然随雷诺数变化比较敏感.对于多分裂导线而言，由于上游导线的遮挡干扰，导线整体阻力系数有所降低，必须考虑这种屏蔽效应的影响.拟合得到了考虑雷诺数效应以及屏蔽效应在内的输电导线阻力系数经验公式，为输电导线静力风荷载的计算提供一定的参考.

关键词：多分裂输电导线；风洞试验；阻力系数；雷诺数效应；屏蔽效应；经验公式

中图分类号：TU312.1； TU972.8 文献标识码：A

文章编号：1674-2974（2016）03-0032-09

与一般的土木工程结构不同，输电线路是由导、地线和各个输电杆塔连接而成的耦联体系，塔高由几十米到数百米，输电线跨度由几百米到上千米，深山峡谷和大江大河之间塔高和导线跨度更大.随着多分裂导线的应用及导线跨度的增加，导线本身的风荷载占输电塔线体系整体风荷载的比重越来越大，一般来说，对于数百米跨度的多分裂导线输电线路，作用在导线上的风荷载往往会高达输电塔总体风荷载的60%～80%[1]，由此可见，输电杆塔所受的风荷载主要来自于输电导线而非输电杆塔自身.强风作用下，特别是覆冰情况下，导线传递给输电塔的不平衡张力会引起输电塔的破坏[2]，因此，了解输电导线的静力和动力风荷载，是进行输电塔可靠度分析的重要基础[3]，对于输电塔线体系的结构设计尤为重要.然而，国内外现行规范[4-8]有关多分裂导线静风荷载的取值却不尽合理，主要存在以下两点不足：其一，没有考虑雷诺数效应的影响，阻力系数的取值与风速无关，始终取某一定值；其二，没有考虑多分裂导线屏蔽效应的影响，分裂导线的总风荷载是以分裂导线数量乘以单根导线风荷载得到.对于低电压等级的线路，导线直径较小，分裂根数较少，其屏蔽效应相对较弱，可以忽略分裂导线的屏蔽效应对导线风荷载的影响.然而，对于特高压输电线路而言，所使用的导线直径可高达52.8 mm，且分裂数量也达到8分裂之多，其屏蔽效应不容忽视.鉴于此， Wardlaw等[9]进行了2，4，6 和8 分裂导线的刚体静力试验以及3 维气弹试验，研究了分裂导线之间的干扰效应以及该效应对导线振动的影响.Ball等[10]分析了可能引起导线阻力系数风洞试验测量误差的多种原因，包括端部连接方式、长度与直径的比值（长宽比）等.蔡萌琦[11]等通过风洞试验测试获得在不同风速和风攻角下4分裂导线的风压阻力系数，同时采用数值模拟方法计算得到与试验模型对应的导线阻力系数，认为在计算多分裂导线的风压时，导线阻力系数按国内现行标准取值可能偏大而过于保守.张素侠等[12]通过数值模拟对4分裂导线阻力系数进行了计算，并分析了影响阻力系数的多种原因.谢强等[13-14]研究多分裂导线的整体阻力系数随迎风角度、导线直径、风速、紊流度、分裂数等的变化规律，研究结果表明对于大截面多分裂导线，特别是特高压的8分裂导线阻力系数的取值，可以考虑导线之间的遮挡效应造成的阻力系数的减小这一有利因素.尽管对导线阻力系数的既有研究均证实规范取值偏于保守这一事实，且从多分裂导线屏蔽效应的角度分析了影响阻力系数的重要原因，但是总体而言，对屏蔽效应的分析还不够系统和完善，仅初步认识了屏蔽效应对阻力系数的影响，但并没有定量分析影响屏蔽效应本身的多种因素以及考虑这些影响因素情况下的导线阻力系数计算方法.

基于此，本文在既有研究的基础上，进行了单根导线及多分裂导线刚性节段模型测力风洞试验，将包括风速、紊流度、导线截面直径、导线分裂间距以及分裂根数等对阻力系数的影响因素归结到雷诺数效应和屏蔽效应两个方面进行分析，并从导线结构参数及流场特性两个方面对屏蔽效应进行了分析，最后提出了考虑雷诺数效应及屏蔽效应的阻力系数拟合公式，该经验公式物理意义明确，可以为多分裂导线结构设计提供一定的参考.

1 导线刚性节段模型测力试验设计

1.1 模型制作

本文以5种不同技术参数的特高压输电导线为蓝本，制作了几何缩尺比为1∶1，节段长度为0.5 m的刚性导线模型.考虑到刚性节段模型刚度和外形的影响，采用铝管作为内核模拟实际导线的钢芯，橡胶螺纹模拟实际导线的外形.橡胶螺纹模拟实际导线最外围的单根铝线的直径，为了精确地模拟实际导线外形需考虑橡胶条螺纹缠绕时的节径比.绞线中每层的任何一根单线都是按一定的绞制角度环绕一中心线作螺旋状绞捻的.按照相关技术参数规定，节径比一般取10～12，本次试验拟用节径比为11，其对应的捻角（捻股时铝线中心线与中心线之间的夹角）为74.1°.导线模型横截面如图1所示.1.2 固定端板设计

本次试验涉及的多分裂导线的具体分裂数目为4，6，8 分裂，4分裂底盘采用铝材制作，6和8分裂底盘采用刚度较大的有机玻璃制作而成，并进行了内部镂空和周边倒角处理，使气流可以平稳地分离，保证刚度的同时减小底盘对风场的干扰.底盘上分裂导线布设的位置分别留内丝，以便与导线下端的外丝牢固结合.为了考察导线分裂间距对阻力系数的影响，在设计底盘时，预留导线的分裂间距分别为200，250，300，400，450和500 mm.3种多分裂底盘平面如图2所示.

2 风洞试验

2.1 风场模拟

试验在武汉大学WD-1风洞中进行.模拟了均匀流场以及采用布置横向和竖向格栅的方法模拟5%和9.5%两种典型均匀紊流场.9.5%紊流度的均匀紊流场格栅布置方式及模拟结果如图3所示.

2.2 试验工况

在3种紊流场下，分别进行了上述5种型号单根导线刚性节段模型测力试验，并对LGJ-630/45和JL/G3A-1000/45两种型号的模型导线进行了4，6和8分裂3种分裂根数的测试，其分裂间距为200～500 mm.试验风速为5～30 m/s.采用测力天平测试导线基底力，采样频率500 Hz，采样时间90 s，样本容量45 000；采用眼镜蛇探头测试流场风速，采样频率625 Hz，采样时间31.13 s，样本容量19 456.模型风洞试验如图4所示.为了考虑实际导线在风荷载作用下的偏转问题，本文分别设计了4，6和8分裂导线模型风攻角工况，如图5所示.试验结果采用一次消去法剔除底盘所受的风荷载，从而得到作用于导线上的荷载.

3 试验结果及分析

由于本次试验所涉及的导线型号以及考虑的因素较为全面，试验工况设置较多，限于篇幅，在分析导线阻力系数的影响因素时，本文仅给出了几种典型导线的试验结果，这些结果均具有类似于所有工况的普遍规律.

3.1 试验结果与规范对比

中国《重覆冰架空输电线路设计技术规程》[4]、《110～750 kV 架空输电线路设计技术规范》[5]和《1 000 kV 架空输电线路设计规范》[6]规定导线或地线的阻力系数Cd取值为：当线径小于17 mm 或覆冰时（不论线径大小）应取1.2；线径大于或等于17 mm 时，取1.1.ASCE[7]与IEC[8]规定，导线的阻力系数统一取1.0，但是有直接测量结果或者有风洞试验结果的可按照测量或者试验结果取值.

按照中国规范的规定，本次试验所涉及的5种导线直径均大于17 mm，因此单根导线的阻力系数取值应该为1.1，对于多分裂导线规范取值应该在单根导线的基础上乘以导线的分裂根数得到，多分裂导线阻力系数的取值与单根导线没有实质分别.事实上，对比阻力系数的试验结果与规范取值（如图6与图7所示）可知：在均匀流场中，相同间距，不同风速的条件下，阻力系数的试验值明显小于规范值，且多分裂导线试验值与规范值的差值比单根导线试验值与规范值的差值大得多.整体上看，随着风速的增加，导线阻力系数试验值与规范值的差值增大，并趋于稳定.在高风速下，LGJ-630/45单根、4和8分裂导线试验值与规范值的差值分别稳定在19.25%，25.8%，29.85%附近，JL/G3A-1000/45单根、4和8分裂导线试验值与规范值的差值分别稳定在19.44%，26.92%，30.25%附近.因此，按照现行规范对多分裂导线阻力系数取值是偏于保守的.实际上，阻力系数试验值与规范值间的差异，在Shan[15]和Landers等[16]的研究中也被证实，这种差异被认为是由于实测线路中沿整跨导线风场的速度、风向、湍流度不同导致的.本文将针对这种差异从雷诺数效应和屏蔽效应两个方面进行分析.但在Shan 的研究中同时发现，将在风洞中测量导线阻力系数的装置置于真实大气环境中测得的结果与风洞试验的结果相比具有足够的精度[15].

3.2 阻力系数雷诺数效应分析

如前所述，国内外规范阻力系数取值的限定条件仅仅与导线的截面直径有关，当导线截面直径确定后，无论在何条件下，导线的阻力系数均取一定值.然而，试验结果表明导线的阻力系数随风速与导线截面直径的变化存在较大差异.图8给出了均匀流场中，单根导线阻力系数随风速及导线截面直径的变化情况，其他流场下阻力系数的变化规律类似，本文不再赘述.可知：低风速时，导线的阻力系数呈降低趋势，当风速达到17 m/s左右时，导线的阻力系数略有增大，但增大的幅度很小，基本趋于稳定，导线阻力系数随风速的变化存在一个使得阻力系数趋于稳定的临界风速；导线阻力系数随其截面直径的增大而降低.

上述分析表明，尽管导线雷诺数处于亚临界范围（Re<105），其阻力系数仍然对雷诺数的变化比较敏感，其原因为圆截面结构表面的粗糙度以及流场的紊流度会影响雷诺数效应，即随着结构表面粗糙度的增加以及紊流度的增加，其所谓的有效雷诺数也会随之增加，阻力系数随雷诺数变化由亚临界向临界区转变的范围将被提前，使得导线雷诺数提早落入临界区.文献[17]的研究也证实了圆截面结构阻力系数随雷诺数的变化规律受结构表面粗糙度和结构所处流场的紊流度影响较大，其结论与本文研究结果一致.

3.3 阻力系数屏蔽效应分析

对于多分裂导线而言，各导线间存在干扰，使得其整体的阻力系数有所降低，这种由于多分裂导线间相互干扰引起的阻力系数降低的效应定义为导线阻力系数的屏蔽效应.图10给出了3种流场下，LGJ-630/45四分裂导线模型阻力系数随分裂间距的变化情况.图11给出了2种型号多分裂导线模型分裂间距为400 mm时，阻力系数随分裂根数的变化规律.可知：阻力系数随导线分裂间距的增大呈递增趋势，随分裂根数的增多呈下降趋势.总体而言，在分析导线屏蔽效应时，导线的分裂间距与分裂根数是需要考虑的两个重要因素.

本文以多分裂导线阻力系数与单根导线阻力系数的比值，即屏蔽效应系数来表征屏蔽效应的影响程度.一般而言，屏蔽效应系数小于1，越接近1说明屏蔽效应越不明显.屏蔽效应系数表示为：

Cs=多分裂导线整体阻力系数单根导线阻力系数×分裂根数.（2）

试验结果表明，多分裂导线的阻力系数与其分裂根数以及分裂间距有关，本文仅给出了导线LGJ-630/45和JL/G3A-1000/45在30 m/s时，即阻力系数基本稳定后，9.5%紊流度均匀紊流场中，高风速下的屏蔽效应系数随分裂间距与分裂根数的变化情况，如图12所示.可知：在其他条件不变的情况下，多分裂导线的屏蔽效应系数随分裂根数的增加而降低，随分裂间距的减小而降低；当分裂间距为500 mm时，导线的屏蔽效应系数接近于1，即：此时导线的屏蔽效应不再显著；对于两种型号导线而言，相同分裂间距下，直径较大的屏蔽效应更为明显，本文所涉及的试验工况中，这两种型号屏蔽效应系数最小值分别为0.83和0.77.

除了导线分裂特性会影响其阻力系数的屏蔽效应以外，流场的紊流特性同样也不可忽略，即随着风速的变化，导线的屏蔽效应会有所不同.图13给出了LGJ-630/45的4分裂导线模型屏蔽效应系数随风速的变化情况.由13图可看出，与阻力系数的雷诺效应相似，屏蔽效应系数随风速的变化同样存在一个临界风速，在此临界风速之前，屏蔽效应系数增幅较快，此后屏蔽效应系数呈降低趋势，但降幅并不显著，因此流场特性，特别是雷诺数引起的来流与结构间的流动特性对屏蔽效应的影响同样是需要考虑的另一重要因素.

此外，在风荷载作用下，实际导线会发生偏转，致使来流风攻角发生变化，从而使得屏蔽效应的影响程度有所差异.图14给出了LGJ-630/45型号4，6和8分裂导线不同风攻角下，阻力系数随风速的变化情况.可知，风攻角发生变化，在整体的迎风面上的导线数量也会发生变化，整体迎风面上的导线数量越多，屏蔽效应越明显，阻力系数就越小.从大小上来看，其他风攻角的阻力系数大体为0度风攻角阻力系数的1.1倍.尽管本文研究了不同风攻角对阻力系数的影响，但可能不足以涵盖其风攻角影响的最不利情况，因此这一方面有待进一步完善.

5 结 论

通过刚性模型测力风洞试验，对5种截面单根导线以及2种截面多分裂导线阻力系数从雷诺数效应和屏蔽效应两个方面进行了分析，得到以下主要结论：

1）无论是均匀流场还是均匀紊流场，导线阻力系数的雷诺数效应非常明显，存在一个临界雷诺数界限，使得导线阻力系数由急剧减小到趋于平稳的转变.

2）紊流度和导线表面的螺纹会引起雷诺数效应的变化，使得导线阻力系数随雷诺数变化的临界雷诺数范围有所提前，即尽管导线的雷诺数在104～105内，导线的阻力系数依然对雷诺数比较敏感.

3）多分裂导线的屏蔽效应比较显著.多分裂导线的分裂间距与直径之比、分裂根数以及流场特性是评估屏蔽效应影响程度的重要因素.分裂间距与直径的比值越大，屏蔽效应对阻力系数的影响就越为显著，分裂根数越多屏蔽效应越严重.

4）现行规范没有考虑阻力系数的雷诺数效应以及多分裂导线阻力系数的屏蔽效应，使得阻力系数的取值偏于保守.

5）提出了考虑雷诺数效应及屏蔽效应的多分裂导线阻力系数的经验公式，此公式可为多分裂导线结构设计提供一定参考.

参考文献

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篇10：某飞机系列风洞试验研究

弹射座椅稳定伞高速风洞动态测力试验研究

为了测试弹射座椅稳定伞在高速气流中的动态特性,在1.2m×1.2m跨、超声速风洞(FL-24)进行了稳定伞高速风洞动态测力试验.笔者叙述了试验方法,并给出了典型试验结果,包括稳定伞在试验M=0.65±0.04时的气动特性、进入自转状态的.时间t自转以及在试验M=1.14时的强度测试结果等.试验结果表明,稳定伞的材料、设计及工艺是可行的,试验方法是成功的.

作 者：杨贤文 吴军强 作者单位：中国空气动力研究与发展中心,四川,绵阳,621000刊 名：流体力学实验与测量 ISTIC EI PKU英文刊名：EXPERIMENTS AND MEASUREMENTS IN FLUID MECHANICS年，卷(期)：17(4)分类号：O355 V211关键词：稳定伞 高速风洞 测力试验 动态特性

篇11：某飞机系列风洞试验研究

高速风洞引射式进排气动力模拟试验研究

为了测定具有埋入式进气道的某航弹发动机进排气对航弹的`气动影响量,采用引射式动力模拟器在FL-7高速风洞,首次在国内成功地进行了高速风洞进排气动力模拟试验.试验模型缩比为1∶10,M=0.7,P0j/P∞=2.62,Cφ=0.79.试验结果表明,有动力后XD,CL,CD增加,Cma减少.试验表明在高速风洞中对于小尺寸的试验模型,采用引射式动力模拟器开展进排气动力模拟试验是一种简便适用的好方法.

作 者：曲方亮 安若铭 韩晓涛 范洁川 作者单位：中国航空工业空气动力研究院,黑龙江,哈尔滨,150001刊 名：流体力学实验与测量 ISTIC EI PKU英文刊名：EXPERIMENTS AND MEASUREMENTS IN FLUID MECHANICS年，卷(期)：16(3)分类号：V211.73关键词：高速风洞 排气流模拟 引射器 动力模拟 进气流

篇12：某飞机系列风洞试验研究

在风洞试验中，当风速确定时，直升机模型对应的倾斜角度无法精确预知，需要根据数据监控系统反馈的天平载荷来进行繁琐的调节，逐渐逼近并最终使模型保持平衡状态。长期以来，我国都是靠人工手动来完成调节，不仅耗时耗力，而且稍有差错，就可能直接损坏模型和试验平台。随着中国直升机性能需求的不断提升，研究和发展直升机载荷自动配平技术成为当务之急。

伴随着信息技术的发展，某所基于人工神经网络的自动配平技术思路逐渐清晰。在直升机4米试验平台大修过程中，这个所通过设备改造升级，成功建立直升机试验信息网络系统，并先后解决动态装置调试、系统间数据实时共享、调节精度修正等关键技术难题，使得该系统能够自动进行精确的载荷平衡调节。试验结果表明，这项技术的成功应用，将大大提高直升机风洞试验效率，减少发生人为调节失误的几率，是中国直升机试验技术的一项重大进步。

篇13：某飞机系列风洞试验研究

这座由中国空气动力研究与发展中心设计所研制的我国首座大型航空声学风洞，包括低噪声风扇、消声室、试验段、腹撑、尾撑等20余个子系统，试验背景噪声设计指标为75-80dB（A），风速100m/s。风洞采用现代先进技术实现风噪抑制和低湍流度控制，整体水平居世界领先地位。为保证设计可靠性，科研人员自行设计一座按比例缩小的引导性风洞，开展了7年试验研究，充分积累了技术经验。风洞设计建造以来，科研人员先后攻克了低噪声风扇、低频压力脉动抑制、射流噪声抑制等多项声学处理的关键技术。

据悉，这座风洞主要用于支线飞机、大飞机部件、直升机等声学和低湍流度的试验研究，并能兼顾高速运输设备、风力发电机等气动声学研究。（田兆运 程聪）

科学家进一步证实SARS病毒

源于中华菊头蝠

记者从中国科学院获悉，该院武汉病毒研究所研究员石正丽带领的国际研究团队分离到一株与SARS病毒高度同源的SARS样冠状病毒，进一步证实中华菊头蝠是SARS病毒的源头。研究结果发表在国际著名学术期刊《自然》上。

已有的流行病学证据和生物信息学分析显示，野生动物市场上的果子狸是SARS冠状病毒的直接来源。虽然在世界各地包括非洲、欧洲和中国的蝙蝠体内均发现与SARS病毒相似的SARS样冠状病毒，但这些病毒均不能利用人和果子狸的ACE2（即人SARS病毒受体）作为受体，不是SARS病毒的近亲。该团队分离的SARS样冠状病毒可以利用人、果子狸和中华菊头蝠ACE2作为其功能受体，并且能感染人、猪、猴以及蝙蝠的多种细胞。该实验结果为中华菊头蝠是SARS冠状病毒的自然宿主提供了更为直接的证据。

研究人员称，尽管蝙蝠携带多种病毒，但这些蝙蝠病毒传播到人的机会并不多。蝙蝠在自然生态中有很重要的作用，保护蝙蝠等野生动物的生存环境是远离野生动物病原感染的最好方式。

该项目得到国家“973”项目和自然科学基金委重大项目等资助。

据了解，中华菊头蝠是翼手目菊头蝠科的一种，毛色为橙色、锈黄至褐黄色；眼小耳大，鼻叶较宽。主要分布于中国东南、西南、陕西等地，另外在尼泊尔、越南等地也有分布。（南方）

霍金承认喜欢打赌

因今年诺贝尔奖输100美元

据报道，英国物理学家、宇宙学家霍金称，如果科学家无法在大型强子对撞机的实验中找到“希格斯玻色子”（higgs boson） ，物理学可能会变得更加有趣。他还承认自己爱好打赌，曾因今年物理诺贝尔奖而输掉100美元。

霍金在出席伦敦自然科学博物馆一场有关大型强子对撞机（the Large Hadron Collider）的展览时称，如果希格斯玻色子不被发现，物理学科可能更加有趣。假如这种粒子不存在，物理学家能够重新开始，反思他们对宇宙粒子的基本思考。

对于今年比利时理论物理学家恩格勒和英国理论物理学家希格斯因为希格斯玻色子的理论预言获奖，霍金除表示祝贺他们之外，称他们对希格斯玻色子研究的努力耗费了个人精力，他曾经与美国密歇根大学凯恩教授打赌希格斯玻色子是不可能被发现的，为此今年诺贝尔物理学奖让他输掉100美元。

霍金还希望利用大型强子对撞机的研究能从希格斯玻色子转移到找寻更多其它证据，去解释我们的宇宙。

关于他与密歇根大学凯恩教授的赌博，霍金承认自己很喜欢与人打赌，他说他整个人生都逃避不了打赌的嗜好，小时候就经常为猜测朋友口袋里是否有糖而打赌。（中新）

国际空间站因优盘带毒被感染

俄罗斯著名安全专家尤金·卡巴斯基（Eugene Kaspersky）披露，一名俄罗斯宇航员携带的优盘已经导致国际空间站感染病毒，除此之外，臭名昭著的“震网”病毒也已经感染了俄罗斯的一座核电厂。

卡巴斯基并未披露国际空间站因为病毒感染所受到的具体影响，也没有透露受感染的日期。但外界猜测，有可能是在联合太空联盟今年5月对国际空间站进行维护时发生的。他们当时将整个系统都更换成了Linux，使之更加“稳定而可靠”。

在此之前，国际空间站上有“数十台笔记本”使用的是Windows XP，该系统比Linux更容易感染恶意软件。

卡巴斯基表示，感染事件最初发生在科学家们使用的Windows笔记本上，后来由优盘携带到国际空间站。但在今年5月更换成Linux前，国际空间站的控制系统就已经采用了各种版本的Linux。

据科技网站ExtremeTech报道，早在2008年，俄罗斯宇航员就携带一台被W32.Gammima.AG蠕虫感染的Windows XP笔记本前往国际空间站，并很快感染了空间站内的其他Windows XP笔记本电脑。

卡巴斯基表示，这一事件表明，不接入互联网也不能让你逃避被病毒感染的风险。在另外一起事件中，一家未接入互联网的俄罗斯核电厂同样被感染了臭名昭著的“震网”病毒。

虽然并未对主流用户产生太大影响，但“震网”已经成为有史以来最臭名昭著的病毒之一。虽然美国和以色列政府从未承认，但外界普遍认为，“震网”是这两国政府联手开发的，目的是破坏伊朗核设施，阻止该国开发核武器。

由于伊朗纳坦兹核反应堆也没有接入互联网，所以该病毒同样是通过优盘传播的。它可以令离心机的旋转失去控制，导致工厂出现物理损坏。

卡巴斯基表示，震网、高斯、火焰和红色十月等病毒都极其复杂，开发成本高达1000万美元。（书聿）

神话成真：地球生命或起源于粘土

据国外媒体报道，一项最新科学研究发现，也许正如数千年来《圣经》、《可兰经》，甚至是希腊神话所说的那样，地球上的所有生命也许都来自于粘土。

科学家在《科学报道》杂志上说，最新理论认为，对微小的分子和“被粘土像海绵一样吸附住”的化学物质来说，粘土（地上的矿物化合物的最初形态）相当于一个培植实验室。这个过程花费了几十亿年，在这期间，化学物质彼此发生反应，形成蛋白质、DNA，并最终形成活细胞。美国纽约康奈尔大学纳米科学系的生物学工程师认为，粘土“可能曾是地球上的生命的发源地”。这个理论可以上溯到数百年前的很多文化，只是不再采用相同的科学解释。

从古埃及宗教经文到中国传说，均认为是上帝把粘土塑造成人，然后通过鼻孔给他注入生命。《创世记》也称，人诞生于尘埃，死后也会回归尘埃，这些是学者从古希伯来语翻译过来的，这里指的也是粘土或土壤。粘土在海水里形成水凝胶——大量微小空间可以吸附周围的其他矿物质、化学物质和小分子。康奈尔大学的罗丹（Dan Luo）教授说：“在早期的地质学史里，粘土水凝胶对生物分子和生物化学反应起到了约束功能。几十亿年间，被限制在这些空间里的化学物质进行了非常复杂的反应，形成蛋白质、DNA，以及最终促使活细胞正常运行的机制。”