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81.
简述了某飞机进气道唇口胶接结构,并探讨了从内部胶接质量的控制、采用校验膜技术、改变蜂窝壁板胶接成型形式等方面入手加强质量监控的措施及方法。 相似文献
82.
亚音速进气管是用于某课题仿真模拟试验设备的关键部件,设计技术要求高,制造难度大。主要技术难点为导管的加工、整流栅上整流孔的加工以及设备整体形位公差的保证。通过系统的工艺试验和技术分析,确定了合理的工艺方法,解决了设备制造中的技术难点,使设备满足了设计要求。 相似文献
83.
根据六种短周期飞行品质判据(CAP或ω^2,p/(n/a),ζsp,τθ,ω,pTo2,ζsp,τθ瞬时峰值比,上升时间,有效延迟,带宽和时间延迟,闭环Neal-Smith准则;Gibson时域响应准则)计算了某典型第三代战斗机在失速迎角前的纵向短周期飞行品质,并与国外有关地面模拟试验结果进行了比较,结果表明,失速迎角前的大迎角短周期飞行品质,仍然可以通过综合上述六种小迎角判所的计算结果进行评价, 相似文献
84.
吸入式空冷汽轮发电机气体运动流场分析及应用 总被引:1,自引:0,他引:1
为了提高空冷汽轮发电机的冷却效果,改变原压入式空冷汽轮发电机通风方式,空气由定子风道和转子风道进口进入,由吸入式风扇排出,消除了原压入式汽轮发电机由于风扇进风而带来的风道进口温度升高以及转子风道的热风进入定子风道造成定子风道进风口温度增加,改善了冷却效果。采用模型试验和数值模拟方法对吸入式空冷汽轮发电机风道气体运动流场进行了分析,结果表明:吸入式空冷汽轮发电机转子风道进口风速一般为10.0~90.0m/s,和压入式空冷汽轮发电机转子风道进口风速基本相同;距汽端近1.0m范围内,定子风道风速一般为8.0~18.0m/s,距汽端1.5~3.0m范围内,定子风道中风速仅为3.0~5.0m/s,为了使定子得到均匀冷却,将前15个风道间距增加至80.0mm,后25个风道间距减小至45.0mm,可在总风道数目基本不变的情况下改善冷却效果。 相似文献
85.
86.
研究了对短基线干涉体制雷达系统测角精度具有重要影响的天线站址定位问题。分析其成因和对测量结果的影响,并给出了用Newton-Raphson方法形成的解决方案。仿真结果表明:本方案迭代次数少,能够得到精确的站址坐标。该方案快速、简便、适用于双、多基地干涉体制的雷达系统。 相似文献
87.
为了拓展s形进气道中心线的选择范围,根据S形进气道的几何边界条件,提出一种基于多项式形式的中心线造型方法。依据不同的中心线拐点位置,采用该方法构造九条有代表性的中心线方程,并建立相应的s形进气道的几何造型。通过对不同几何造型进气道的三维N—s方程数值计算,得到s形进气道的总压恢复和DC10等性能指标,并通过分析发现S形进气道中心线拐点位置对这些性能指标的影响。结果表明:随着中心线拐点位置向后移动,总压恢复系数得到提高,但出口不均匀程度变坏。 相似文献
88.
梯形和矩形通道内短扰流柱排流动与换热计算 总被引:2,自引:0,他引:2
为了得到逐渐收缩的梯形通道内扰流柱排的流动换热的规律,对梯形通道内扰流柱排的端壁换热和压力损失进行了数值计算,并与矩形通道进行比较。计算结果表明:(1)梯形通道与矩形通道的端壁总平均换热系数相差不大,但是梯形通道内每排扰流柱的Nu数相差较大。(2)相同来流Re数条件下,梯形通道的压力损失系数远大于矩形通道。所以,在实际计算逐渐收缩的梯形通道内扰流柱排的平均换热时,可近似采用矩形通道内扰流柱的实验关联式,并且将每排扰流柱分别计算。在计算压力损失时,不能将梯形通道近似成矩形通道。 相似文献
89.
为了实时监控液体火箭发动机涡轮泵的状态,提高其安全性,降低其故障带来的破坏程度,提出了短数据均值自适应阈值算法(SDM—ATA),建立了实时故障检测的统计学模型、研究了阈值区间均值与方差的自适应计算及其带宽系数的自适应训练、故障综合决策逻辑,以及故障数据对阈值贡献的踢除等方法,并利用某型火箭发动机地面试车涡轮泵振动测量数据和某型转子试验平台实时测量数据对该算法进行离线和实时在线故障检测试验验证。结果表明,SDM—ATA没有发生误检测情况,并具有实时故障检测的能力。 相似文献
90.
基于国内外粉末火箭发动机的研究基础以及工业上粉体燃烧器设计方法,提出了一种Mg/CO2粉末火箭发动机构型和氧化剂气体分3次进气的燃烧组织方案,并针对其工作过程开展了实验研究。主要研究了在氧燃比为4∶1条件下,氧化剂不同进气方案时发动机的燃烧效率和燃烧室内沉积情况,从而为后续的Mg/CO2发动机多次起动实验工况参数设定提供依据。发动机热试实验结果表明:当燃烧室头部氧燃比较大时,发动机稳焰失败,无法正常工作;发动机热试实验中燃烧效率最高为64.0%;当氧化剂进气方案满足流化气、旋流气与侧向气量配比为2∶0.5∶1.5时,燃烧室内基本无沉积。 相似文献