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11.
采用分段线性电流密度递归卷积时域有限差分(PLJERC FDTD)方法计算高超声速导电金属球绕流流场及其近尾尾迹流场电磁散射特性,分析等离子体绕流流场RCS的频率特性、双站散射特性、极化特性及随飞行高度、飞行马赫数、入射角的变化关系.计算表明,前向散射方向是全方位散射中RCS取得最大值的方向;马赫数较大(本文Ma≥14)时,入射波频率增大、马赫数增大及飞行高度降低,绕流流场前向RCS增大.马赫数较小(本文Ma≤10)时,飞行马赫数、高度及入射角变化对绕流流场UHF、L、S波段后向RCS和双站RCS影响很小;在UHF、L波段,绕流流场及本体的后向RCS差距较小.马赫数较大时,大范围过密等离子体尾迹的形成使得电磁波垂直轴线入射时绕流流场增大了目标本体的后向RCS;在L、S波段,绕流流场后向RCS曲线可用一条直线逼近. 相似文献
12.
以轴对称的热化学非平衡N -S方程为控制方程 ,采用双温度 11组元反应气体模型 ,数值求解高超声速热化学非平衡流场。在此基础上 ,采用“线—线”精细辐射模型计算流场的辐射谱特性 ,在 0 15~ 2 μm区间计算了40 0 0 0个光谱分布点处的辐射发射、吸收系数 ,得到了高焓风洞实验条件下的流场辐射光谱分布及该条件下主要辐射组元NO的辐射光谱分布。计算表明 ,振动温度对辐射有重要影响 相似文献
13.
刘伟 《国防科技大学学报》2002,24(3):1-3
采用空间二阶精度的交替方向隐式分解的NND格式求解完全气体假定下的非定常薄层近似Navier Stokes方程 ,并采用抛物化的椭圆型方程生成复杂带翼外形的空间网格。最后给出带控制舵机动弹头在M∞ =7 3,α =2 0°下所计算的流场等值线、表面压强分布及表面极限流线 相似文献
14.
15.
为降低充水圆柱壳受内部点声源激励时的水下辐射噪声,在其外壳上敷设气囊,形成气囊圆柱壳。为指导气囊圆柱壳的设计,将充水裸圆柱壳和充水气囊圆柱壳分别简化为单、双层无限长隔板。比较隔板、气体与水的波阻抗,分析气体声速与层厚对双层无限长隔板在平面声波入射时的低频声辐射的影响机理。分析表明,声速小的气体和适当的气层厚度可以降低双层障板的辐射噪声。采用声无限元法计算气囊圆柱壳的水下声辐射,结论与对隔板的机理分析吻合。优化设计出的充水CO2气囊圆柱壳的水下辐射声功率与远场辐射声压明显低于充水裸圆柱壳。 相似文献
16.
以高超声速飞行器为研究对象,构建快速准确计算高超声速飞行器无黏边界层外缘参数的计算方法。拟合空气比热、比热比随温度变化曲线,建立空气属性温度划分准则。基于不同空气属性建立高超声速飞行器边界层外缘参数工程与数值计算模型,采用钝双锥模型,对比分析工程估算、无黏数值及有黏数值计算方法的计算结果。结果表明,0°攻角状态下,基于无黏流场的数值计算与工程估算和有黏数值计算的压强最大差值分别为1.19%和2.39%;10°攻角状态下,最大差值分别为5%和50%;从而证明所提出的无黏数值计算方法明显优于工程计算方法,为进一步快速准确计算高超声速飞行器气动热环境奠定了重要基础。 相似文献
17.
通过对不同风速下,不同形状、尺寸脊状表面及光滑平板表面边界层内湍流度的测试,对比分析了脊状表面近壁区湍流度的分布规律。试验在小型直流风洞中开展,流场测试中使用恒温式IFA 300智能型流动分析仪,测试模型则采用有机玻璃及铝两种材质的平板模型。在脊状表面理论零点及壁面摩擦速度的计算中,采用了基于紊流边界层对数律区流速分布公式同时计算壁面理论零点和壁面摩擦速度的改进方法。最终测试结果表明:脊状表面边界层过渡区和对数律区内湍流度与平板相比显著下降,最大降幅超过10%,证明脊状结构的存在有效减弱了壁面近壁区内"猝发现象"的发生。 相似文献
18.
19.
将AUSM+格式与LU SGS隐式迭代相结合,采用一方程的Spalart Allmaras湍流模型和二阶迎风MUSCL格式,研究了火星"探路者号"实验模型在10马赫来流条件下的气动热问题。采用量热完全和热完全两种气体模型的计算结果与实验数据进行了比较。热完全气体模型模拟的热流分布规律与实验吻合较好,但是对分离区的热流估计过高。在网格合理划分,尤其是满足近壁面的网格分辨率要求的前提下,该方法能够合理反映高超声速流场除分离区以外的气动热特性。 相似文献
20.
改进并推广了一种有效的球头单锥组合体在超声速和高超声速流动情况下的表面压力分布算法 ,并利用该算法对若干来流条件下球头双锥组合体表面的压力分布进行了计算。计算结果与数值计算结果以及文献实验数据的比较表明 :本文介绍的方法不失为一种适用范围较宽、准确程度较高的工程算法 相似文献