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201.
沥青混合料油膜厚度计算方法 总被引:4,自引:0,他引:4
为了精确计算沥青混合料油膜厚度, 考虑了矿粉粒度、沥青混合料压实程度和沥青比例的影响, 采用HORIBA-300型激光散射粒度分布分析仪对矿粉的粒度进行测量, 分析了矿粉粒度的尺寸范围, 提出了沥青隔离膜的概念, 建立了沥青油膜厚度计算模型。采用旋转压实仪成型沥青混凝土试件, 对比分析了沥青油膜的计算值与实际测量值。分析结果表明: 采用新的油膜公式反算的沥青用量范围为4.55%~4.85%, 采用传统方法反算的沥青用量范围为4.20%~5.20%, 而试验最佳沥青用量为4.70%, 显然新方法精度高。 相似文献
202.
公路隧道衬砌厚度不足对衬砌安全性影响 总被引:3,自引:0,他引:3
针对Ⅲ级和Ⅳ级围岩两种不同的支护形式, 建立衬砌厚度不足计算模型。在有无病害条件下, 比较隧道衬砌各位置的内力和安全系数, 并根据衬砌厚度不足病害程度和宽度, 采用数值计算的方法, 分析公路隧道衬砌厚度不足对衬砌安全性的影响。分析结果表明: 隧道衬砌边墙、拱腰和拱顶的弯矩、剪力和轴力都比较大, 属于病害发生的敏感部位; 隧道衬砌出现厚度不足病害时, 安全系数显著减小; 衬砌安全系数随着病害程度的加剧, 左边墙呈线性减小, 而拱腰和拱顶呈曲线形减小; 衬砌安全系数随着病害宽度的增加, 先是显著减小, 最后又有小幅增长, 但整体呈减小趋势; 随着病害区域从边墙向拱顶转移, 衬砌受影响的范围逐渐增大。 相似文献
203.
讨论了引起混凝土预应力T梁纵向开裂的原因,分析了张紧的预应力钢束对梁体上拱变形的反向作用和受压混凝土由泊松效应引起的横向拉应变作用,并结合理论分析和数值方法提出了考虑上述作用下T梁预应力管道的最小保护层厚度的计算公式。 相似文献
204.
为了确定整体式桥台后土体在水平方向往复位移作用下的最终土压力,针对5组整体式桥台模型试验进行了有限差分数值模拟反分析;采用能够反映土体在小应变区间上高模量和高度非线性刚度特性的土体本构模型,考虑土体与桥台之间的界面特性,通过在桥台顶部施加水平位移,反分析模型试验中经过不同循环次数的台后土压力测量结果,获得了相应的土体小应变刚度参数,揭示每组试验中桥台后土体小应变刚度在往复加载过程中的演化规律;在此基础上,针对铰支座和扩展基础这2种不同的桥台底部约束条件,分别提出了估算整体式桥台后土体小应变刚度增大倍数的公式,进而提出了考虑桥台与土相互作用的整体式桥台后最终土压力的设计计算方法。研究结果表明:当桥台底部为铰支座时,往复加载前后土体小应变刚度增大倍数随桥台顶部相对位移的增大而增大,随桥台后砂土相对密度的增大而减少;当桥台底部为扩展基础时,土体小应变刚度增大倍数虽然也随桥台顶部相对位移的增大而增大,但增幅明显小于桥台底部为铰支座的工况,并且受桥台后砂土相对密度的影响不大;相比英国设计指南PD 6694-1,提出的公式能够考虑上述多个因素的影响,并能较好地预测出不同模型试验反分析得到的土体小应变刚度增大倍数,可为整体式桥台设计提供依据。 相似文献
205.
沥青混合料应变疲劳性能的试验研究 总被引:21,自引:0,他引:21
沥青混合料疲劳试验的荷载控制模式有应力控制模式和应变控制模式。而在应变控制的疲劳试验过程中, 沥青混合料的应力应变状态更符合沥青路面的实际情况。试验得出的弯拉应变与疲劳寿命之间的关系便于应用。运用MTS81 0材料试验系统, 进行了5种级配的沥青混合料的应变控制模式的疲劳试验, 得出了它们的应变疲劳方程, 并对疲劳方程进行了比较和分析。研究表明, 同一应变(或应变比) 下, 若干试件的对数疲劳寿命表现为正态分布, 而且应变、应变比与疲劳寿命分别在双、单对数坐标上表现为直线关系; 单对数坐标下以应变比表示的疲劳方程较双对数坐标下的以应变表示的疲劳方程稳定, 而双对数坐标下的疲劳方程更易区分出沥青混合料疲劳性能的优劣; 应变控制模式下的疲劳试验, 其它条件相同时, 沥青混合料的模量越小, 疲劳寿命越长。 相似文献
206.
207.
208.
209.
210.
提出一种大跨悬索结构振动主动控制中传感器/作动器位置优化方法。该方法从外部激励和作动力两个角度分析,以加权乘积形式将单位外激励响应、应变能和单位作动力响应三者结合,得到每一个候选单元总可控度指标,该指标最大值处即为传感器/作动器最佳配制位置。采用所提出理论对悬索结构振动主动控制传感器/作动器位置进行推导,并通过H∞闭环控制理论对所设计最佳位置和一般位置处进行控制仿真分析。结果表明:在单位外激励作用下,一般位置和最佳位置处进行主动控制所需时间分别为4.3s和1.8s,证明了本文位置优化理论的正确性。 相似文献