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121.
122.
本文就五种皮辊硬度、四种加压进行试验,以成纱乌斯特仪测定结果作为考核依据,重点测定了皮辊动态握持力、钳口变形量.对握持力作了理论推导,计算结果与测定值基本符合.对皮辊硬度、加压对成纱质量的影响作了理论探讨,发现软皮辊握持力不匀率小,最小握持力大,握持稳定性好;钳口变形量大,浮游区长度短,纤维变速点集中,移距偏差小;弹性变形大,对单纤维控制能力强,能掩盖皮辊的轻微中凹和结构、表面特性的不均匀性,故其成纱质量优于硬皮辊.成纱CV%值与皮辊硬度、皮辊握持力不匀率成高度线性相关.因此,文中指出测定皮辊动态握持力,一定程度上可估计皮辊的纺纱性能和工艺配置的合理性. 相似文献
123.
通过钢材的碳当量(CE)和焊接热影响区的冷却速度(通常取800~500℃的冷却时间t8/5来代替)预测HAZ的最大硬度(Hmax)为分析材料焊接性的便捷途径。现有文献已经提供了不少CE、t8/5以及Hmax的公式或图解方法。由于这些公式或方法都是针对一定的材料并且是在一定的试验方法和焊接条件下建立,因而在应用上存在着局限性。本文根据对9种低合金结构钢的试验结果,说明在不同CE范围内,Hmax与t_8/5有着不同的关系,并根据测得的数据对t_8/5的3种图解方法和2种计算公式以及Hmax的7种计算公式进行验证。结果表明,Uwer和Degenkolbe提出的t_8/5计算公式和百合冈信孝-3Hmax计算公式具有较高的精确性和实用价值。 相似文献
124.
针对渤海物装兰州石油化工机械厂某些批次的GH2132合金热处理后硬度低于工艺要求的现象,从合金的化学成分、金相组织以及热处理制度方面分析了导致GH2132合金热处理后硬度偏低的原因。提出了在热处理操作过程中,淬火加热时装炉量过大和淬火采取整盘入油,导致处于料盘心部的棒料由于保温时间不足和淬火时冷却速度过慢,γ’相没有完全固溶于γ相之中,为时效埋下了隐患。时效时同样由于装炉量过大(同淬火加热装炉量)心部棒料保温时间仍显不足,致使γ’相的析出量、析出状态、分布达不到要求,导致时效后硬度偏低。 相似文献
125.
Q235钢表面激光熔覆Cr_7C_3的性能研究 总被引:1,自引:0,他引:1
利用激光熔覆技术将摩尔比为91:9的Cr、C合金粉末制备于Q235钢表面。采用光学显微镜、x射线衍射仪、扫描电子显微镜和硬度分析仪分析熔覆层的显微组织结构及截面的显微硬度。试验结果表明,当激光功率为2500W和扫描速度为2.5mm/s时,熔覆层与基体的冶金结合较好,同时可获得无裂纹、无孔洞且表面平整的涂层。 相似文献
126.
根据布氏硬度测量原理,使用不同测量标尺在标准硬度块上进行试验比对,分析金属材料布氏硬度不同测量标尺间的替代应用关系。 相似文献
127.
研究了La加入量为0.3%时,铜质量分数(0.3%,0.8%,1.3%,1.8%和2.5%)对共晶铝硅合金(Al-12.6Si)微观组织和力学性能的影响.结果表明:当La的加入量为0.3%时,共晶硅由片状和针状变为点状和短棒状,达到了完全变质的状态.随着铜加入量的增加,合金中的Al2Cu相的数量增多、尺寸增加,合金的抗拉强度和硬度逐渐增大,延伸率有所下降;当Cu加入量为2.5%时,Al-12.6Si-2.5Cu-0.3La合金的抗拉强度为241.4MPa,延伸率为4.82%,硬度为83.9HV,与Al-12.6Si合金相比这些力学指标分别提高了58.1%,41.8%和30.9%,合金的力学性能... 相似文献
128.
129.
采用辉光离子渗N技术对奥氏体不锈钢球阀进行表面氮化处理,改变其表面结构,提高表面耐磨性.选取三组离子渗N的温度,分别为400、440、480 ℃,渗N时间设置为12 h.采用扫描电镜、光学显微镜、X射线衍射仪、维氏显微硬度计和材料表面综合测试仪对渗N改性层的表面形貌、截面形貌、显微硬度和耐磨性进行测试.结果表明:离子渗N技术可以大幅提高奥氏体不锈钢的硬度和耐磨性.渗N温度为400 ℃时,渗N改性层最薄,耐磨性最差,480 ℃时渗N改性层最厚、耐磨性最好. 相似文献
130.
熔覆层性能难以满足特定的工艺要求,已成为限制激光熔覆发展的关键因素之一.鉴于此,在45号钢基体上制备出原位生成NbC增强YCF102熔覆层,并进行了热力学分析.通过XRD,SEM和EDS对其微观形貌及组成成分进行了分析,对其显微硬度及耐磨性进行了研究.结果表明:激光功率的改变对激光熔覆过程中原位反应的反应程度有显著影响,过大或者过小的激光功率均会对原位反应的发生起到抑制作用;YCF102熔覆层中原位生成的NbC颗粒的主要形态为四边形和花瓣形;当激光功率为525W时,原位生成NbC增强YCF102熔覆层具有较高的显微硬度及良好的耐磨性. 相似文献