全文获取类型
收费全文 | 2594篇 |
免费 | 933篇 |
国内免费 | 176篇 |
专业分类
航空 | 2014篇 |
航天技术 | 185篇 |
综合类 | 158篇 |
航天 | 1346篇 |
出版年
2024年 | 10篇 |
2023年 | 23篇 |
2022年 | 78篇 |
2021年 | 78篇 |
2020年 | 81篇 |
2019年 | 207篇 |
2018年 | 202篇 |
2017年 | 181篇 |
2016年 | 75篇 |
2015年 | 102篇 |
2014年 | 104篇 |
2013年 | 84篇 |
2012年 | 128篇 |
2011年 | 143篇 |
2010年 | 113篇 |
2009年 | 151篇 |
2008年 | 160篇 |
2007年 | 166篇 |
2006年 | 156篇 |
2005年 | 147篇 |
2004年 | 126篇 |
2003年 | 118篇 |
2002年 | 112篇 |
2001年 | 91篇 |
2000年 | 78篇 |
1999年 | 116篇 |
1998年 | 89篇 |
1997年 | 89篇 |
1996年 | 78篇 |
1995年 | 64篇 |
1994年 | 62篇 |
1993年 | 65篇 |
1992年 | 63篇 |
1991年 | 30篇 |
1990年 | 45篇 |
1989年 | 38篇 |
1988年 | 34篇 |
1987年 | 15篇 |
1984年 | 1篇 |
排序方式: 共有3703条查询结果,搜索用时 15 毫秒
241.
242.
采用气固耦合算法对液体火箭发动机推力室再生冷却通道的流动与传热过程进行了三维湍流流动与传热数值模拟,冷却工质为氢气,其密度、导热系数、动力粘度随着温度和压力而变化。应用大涡模拟及标准k-ε双方程模型两种湍流模型分别进行数值模拟,详细揭示了再生冷却通道固体区和流体区内的速度场和温度场,并在不同的计算网格数目下对两种湍流模型的计算结果进行了对比。结果表明,在相同的网格条件下,标准k-ε双方程模型与实验数据的吻合精度比大涡模拟模型更好,且满足工程计算精度。随着网格数的增加,大涡模拟的计算精度逐渐得到改善。 相似文献
243.
244.
为了解结构参数对圆转矩形内喷管再生冷却换热的影响,设计了多个圆转矩形喷管,考虑了三种结构参数:转方位置、出口高宽比和出口圆角大小的影响。采用有限体积法求解三维可压缩的N-S方程对其内部流动和换热进行了数值模拟。湍流模型采用标准的k-ε双方程模型,壁面附近的流动和传热采用壁面函数法处理,速度与压力的耦合采用SIMPLE算法求解。结果表明:在型面一阶导数连续的情况下,转方位置对圆转矩形内喷管的换热影响不大;出口高宽比对圆转矩形内喷管的换热影响较大,出口高宽比不能太小,否则影响内喷管流场和换热;出口圆角大小影响内喷管周向上的温度分布,圆角太小造成周向温度分布不均匀。 相似文献
245.
蓝新艳%王应德%薛金根%王鲁 《宇航材料工艺》2005,35(1):35-38
采用自制单孔熔融纺丝系统,对熔融纺丝状态时聚碳硅烷(PCS)的流变特性展开了研究。结 果表明:PCS熔融纺丝时,喷丝板孔道中的剪切速率在102~104s-1之间;PCS熔体为切力变稀流体;非牛顿 指数n为0.6~0.95;黏流活化能Eη约为190~230kJ/mol,是一般成纤高聚物的2~5倍。表观黏度η为 20~60Pa·s,对温度变化非常敏感,可纺温区很窄。 相似文献
246.
一种计算再生冷却推力室温度场的方法 总被引:7,自引:5,他引:7
为了能够快速而准确地得到再生冷却推力室的温度分布,建立了一种计算再生冷却推力室温度场的方法。首先建立了轴对称推力室的一维冷却模型,并使用换热经验公式,得到了推力室壁面在轴线方向上的温度分布;其次建立了推力室的冷却套二维导热模型,使用数值模拟的方法和一维计算的结果,得到了冷却套的温度场。然后使用这种方法研究了气壁材料、气壁厚度和冷却液流量对推力室再生冷却的影响,获得了比较满意的结果。从计算时间和准确性来说,这种方法能够为推力室的优化设计和性能估算提供参考。 相似文献
247.
248.
249.
利用球形气泡模型,通过数值求解研究了导弹尾部对发动机水下点火时推力峰值、尾部压力分布以及推力波动特性的影响.计算结果表明:尾部收敛段半锥顶角的变化对推力峰值影响较大,半锥顶角大于45°时,随着半锥顶角的减小,推力峰值缓慢下降;半锥顶角小于45°时,推力峰值随着半锥顶角的减小而加速下降;半锥顶角对推力达到峰值的时间影响较小;推力达到峰值时尾部收敛段压力分布变化较大;半锥顶角对推力波动特性影响很小. 相似文献
250.