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871.
文章基于本质安全理念,结合KM6真空热试验系统工程实际,提炼出KM6安全设计层次并进行应用分析,以本质安全的视角定性地分析和评价了KM6的安全现状,可为其他同类真空热试验系统提供设计参考。 相似文献
872.
Taylor撞击常用于测试材料的动态屈服强度。泡沫压缩密度与压缩应变的关系对泡沫子弹Taylor撞击的理论分析起着重要的作用。本文通过引入塑性泊松比,得到了泡沫压缩密度与压缩应变的准确关系,进一步建立了可压缩泡沫子弹撞击刚性靶板的理论模型。当塑性泊松比为常数时,文中建立的泡沫受压后密度比的一阶泰勒展开式可以退化到已有模型。当塑性泊松比为塑性应变和子弹相对密度的函数时,相对密度会影响泡沫子弹的冲击响应历程及最终变形,但对撞击持续时间影响较小。同时,初始速度也会影响子弹最终变形和撞击持续时间。本文的理论工作可以为分析泡沫材料的动态力学行为提供有益指导。 相似文献
873.
874.
螺旋式脉冲爆震发动机实验研究 总被引:1,自引:0,他引:1
目前以碳氢燃料与空气可爆混合物的直管爆震室存在较长的爆燃向爆震转变(Deflagration to Detonation Transition,简称“DDT”)距离,从而导致发动机整机长度过长等问题.为解决此问题,采用8种螺旋构型的爆震管替代现有国内外普遍研究的直管构型的爆震管进行了一系列实验.首先对不同螺旋结构的爆震管进行冷态流阻特性实验,得出了螺旋结构参数和流阻的关系;再结合冷态实验结果,选取4种螺旋结构进行了热态爆震实验.实验结果表明,所有螺旋结构均可获得充分发展的爆震波;螺旋爆震管缓燃向爆震转变时间随螺旋中轴线曲率半径增加而减小;相对于长2.0m的直管爆震管,螺旋爆震管DDT时间缩短了0.415~0.589ms,DDT距离沿螺旋线方向缩短了0.35m,爆震管轴向长度缩短了0.78~1.28m. 相似文献
875.
航空发动机火焰筒的大孔包括主燃孔和掺混孔,将多斜孔壁冷却方式应用到真实环形燃烧室的火焰筒壁上,运用CFD软件,通过数值模拟的方式,计算研究整个燃烧室的温度分布,特别考虑了火焰筒壁温的分布,对近壁区的流场进行计算研究。研究分析表明:内外环壁热侧大部分区域温度都保持在1 000 K~1 100 K,在材料的长期许用温度范围内;同时针对外环壁主燃孔和掺混孔附近的局部高温点,提出冷却方案,改善了近壁区的流场分布,对改善高温点起到了很好的效果,最大幅度降低达13.2%,壁面温度更加均匀,对降低热应力水平,延长火焰筒使用寿命有利。 相似文献
876.
带颗粒减振剂的碰撞阻尼的理论与实验 总被引:1,自引:0,他引:1
以两颗粒弹塑性碰撞耗能模型为基础,建立了带颗粒夹击的两球碰撞模型,在此基础上提出了带颗粒减振剂的碰撞阻尼的计算模型,模拟了在带颗粒减振剂的碰撞阻尼作用下的悬臂梁的减振性能.同时对悬臂梁在带颗粒减振剂的碰撞阻尼作用下的减振效果进行实验研究,理论计算结果与实验结果在振动周期、转折点、振幅及共振点迁移等方面均相吻合,验证了提出的模型.得到了以下结论:①带颗粒减振剂的碰撞阻尼的计算模型是可靠的;②带颗粒减振剂的碰撞阻尼具有优秀的减振性能,远远超过单体碰撞阻尼;③带颗粒减振剂的碰撞阻尼对于减小负阻尼的不利影响具有一定的帮助. 相似文献
877.
通过流量试验对比分析、燃油喷嘴结构分析以及弹簧失效机理分析对某发动机长期存在的冒烟故障的根本原因进行了探索性研究.对冒烟发动机和无冒烟发动机燃油喷嘴及总管流量试验的实证分析表明:发动机冒烟故障的根本原因在于外场服役期间慢车工况某些燃油喷嘴反压降低导致的总管流量不均.对冒烟发动机14个燃油喷嘴的结构实证分析表明:发动机服役中燃油喷嘴及燃油总管流量特性发生漂移的根本原因在于封严弹簧顶紧机制的丧失,而造成顶紧机制丧失的根本原因是弹簧端过度不平导致螺母旋合过程中弹簧在不平端受力不均以致不规则歪倒塑性变形. 相似文献
878.
空间站有效载荷真空支持系统方案评述 总被引:1,自引:0,他引:1
有效载荷真空支持系统是空间有效载荷支持系统的重要组成部分,为空间有效载荷实验的顺利进行提供真空环境支持和保证。文章详细分析了国际空间站包括美国“命运号”实验舱(USL)、欧空局哥伦布轨道舱(APM)及日本实验舱(JEM)内的有效载荷真空支持系统方案及使用情况;对美国实验舱内的一号微重力材料科学机柜及微重力燃烧科学机柜内部专用的真空支持系统作了主要介绍;最后提出了我国空间站有效载荷真空支持系统的初步方案设想,即合理安排有效载荷实验进行次序,将废气排放子系统及真空资源子系统合二为一,以节约资源,提高可靠性。 相似文献
879.
880.