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311.
利用光学金相及X射线衍射,研究了TC21-0.28%H(质量分数,下同)钛合金的组织结构,通过热模拟压缩实验,研究了TC21-0.28%H钛合金在800~920℃温度范围和0.01~1s-1应变速率范围的高温变形行为,建立了钛合金高温变形本构方程。结果显示,与TC21钛合金相比,TC21-0.28%H钛合金β相比例显著增加,并且有新相马氏体α″与氢化物δ生成,TC21-0.28%H钛合金在α+β相区与β相区的变形激活能分别为233kJ/mol与153kJ/mol,软化机制为动态回复,与TC21钛合金相比,TC21-0.28%H钛合金变形激活能降低,热加工性能得到改善。 相似文献
312.
313.
高能脉冲X射线辐照材料时,能量沉积会使材料表层发生气化,并在材料内部形成高压热击波。目前一般采用差分方法对高压热击波过程进行数值模拟。文章尝试采用光滑粒子流体动力学(SPH)方法对X射线辐照材料进行数值模拟,由于材料表层的气化膨胀所致,膨胀后的粒子体积是原来的几十倍甚至上百倍,产生粒子大变形的粒子穿透现象;分析了产生粒子穿透现象的主要原因是气化边界处密度计算公式不合适所致,为此对密度计算公式进行了改进,并开展了基于改进密度计算公式的两种方法的数值模拟,两种方法的计算结果比较一致。 相似文献
314.
315.
316.
高硅氧/酚醛复合材料热变形实验测试及表面烧蚀形貌分析 总被引:2,自引:0,他引:2
通过非接触式高温变形测量系统,对高硅氧/酚醛防/隔热复合材料在单侧热流载荷作用下的温度和全场高温变形进行了精确测量,并对试样体积烧蚀后的表面微观形貌进行分析。实验结果表明,利用陶瓷板在1 000℃左右对高硅氧/酚醛复合材料试件辐射加热200 s后,通过测量发现距离加热面12.62 mm处热电偶温度峰值为259℃,从而说明高硅氧/酚醛复合材料具有优良的防/隔热性能。通过DIC方法测得试样加热200 s后沿加热方向的最大位移为0.18 mm,且沿着试样加热方向位移呈现出逐渐递减的规律。通过对材料烧蚀后表面形貌微观观测和分析,发现在试样加热面上出现了凹凸不平的烧蚀坑,并出现了一层很薄的高硅氧纤维高温熔融后的硅氧化合物颗粒结晶状物质。 相似文献
317.
318.
基于两层POD和BPNN的翼型反设计方法 总被引:1,自引:1,他引:0
翼型优化过程需要大量的 CFD 分析,计算量大、耗时长。本文发展基于本征正交分解(POD)和反向传播神经网络(BPNN)的翼型反设计方法,该方法的优化过程如下:首先,通过 Hicks-Henne 参数化,在设计空间中构造翼型外形的样本库,并利用 Xfoil/Fluent 对样本翼型的流场进行求解;然后,对翼面压力系数和几何外形分别建立 POD 模型,即两层 POD 模型,并得到对应的基模态系数;最后,使用 BPNN 建立从压力系数的基模态系数到几何外形的基模态系数的映射,实现在给定压力系数下对几何外形的快速预测。通过算例分析,结果表明:在亚/跨声速状态,基于 200 个样本训练所得的两层 POD+BPNN 模型可以实现对具有目标压力系数分布的翼型的预测,其精度满足翼型反设计要求。 相似文献
319.
基于索膜有限元模型的翼伞气动变形仿真 总被引:1,自引:1,他引:0
对定常状况下翼伞的流固耦合变形问题进行了三维数值模拟。使用有限体积法计算了飞行时的气动载荷,分析了前缘切口和翼肋开孔对压强分布的影响;基于翼伞结构大位移小应变的特点建立了非线性索膜有限元模型,伞衣由不能承受弯矩的膜单元模拟,伞绳和切口加强带由只能单向拉伸受力的索单元模拟,仿真了受气动载荷后翼伞相对于理想设计位置的变形和应力分布。结果表明:该翼伞展长相对于设计值减小,"鼓包"形成后翼型最大厚度增大,伞衣变形后产生了额外的后掠角和攻角;最大等效应力主要集中在翼肋上的开孔和伞绳连接点处,需合理布置加强带以满足强度要求。 相似文献
320.
针对METRIC模型中以备件期望短缺数计算的稳态可用度模型能否直接转换适用于非稳态时变可用度模型,扩展METRIC理论,分别建立了仅以备件期望短缺数计算的时变可用度模型和以备件期望短缺数及方差计算的时变可用度模型。在保障系统达到稳态(修复概率为1)和处于非稳态(修复概率小于1)情况下,分别采用2种时变可用度模型计算表决结构单元和串联结构单元的可用度,并与Monte Carlo仿真模型计算得到的结果进行对比分析。结果表明:以备件期望短缺数计算的时变可用度模型仅在串联结构单元且保障系统达到稳态时与仿真可用度值一致,适合于装备全寿命周期内备件配置优化的计算;以备件期望短缺数及方差计算的时变可用度模型无论保障系统处于稳态或非稳态,适应性均较强,适合于任务期作战单元备件配置优化计算。 相似文献