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81.
证明了在普通试验机上加载,机身形变um=f(u)/Km和力P作用端位移a=u+um=u+f(u)/Km都是岩样形变u的函数.据此,正确写出了以原点为起点试验机-岩样系统的势函数,正确求得岩样有大于零的微形变du(〉0)而系统处于准静态时的平衡方程.由此平衡方程导得的系统动力失稳起始点j和终止点s的位置,可以返回到岩样荷载-形变曲线上,在这两点处的曲线斜率f′(uj),f′(us)相同,它们的绝对值等于机身刚度Km,由此得到的f′(uj)+Km=0即为岩样失稳的Cook刚度判据.以岩样形变u为变量,给出机身弹性应变能变化率曲线,用解析与几何方式阐明了岩样动力失稳瞬间试验机释放的应变能量值. 相似文献
82.
83.
单位时间内系统释放的能量与外力功之和大于系统所能吸收的能量时,系统就会失稳。出于这一认识,本文采用变分原理对围岩-矿柱系统的稳定性问题作了分析,得到矿柱失稳冲击准则和矿柱亚稳态软化准则。由于考虑了外力功要素,本文准则可以较好地描述围岩-矿柱系统的一些行为,其中包括围岩刚度大于矿柱刚度时也会发生的冲击地压现象。文中的亚稳态软化准则可以为伺服控制试验机原理提供理论依据。 相似文献
84.
由能量守恒原理导得的岩体失稳前兆阶段准静态形变平衡方程中包括Ι体的弹性能释放率、II体的能量耗散率和环境对系统的能量输入率(或广义地称为“环境与岩体系统能量交换率”),包涵了岩体系统准静态形变过程的完整信息量。阐述了用能量输入率J呈递减或递增趋势,来判别系统稳定性与用Dirichlet势函数2阶导数正负法则判别系统稳定性的结果完全一致;J>0是环境对系统输入能量;J<0是系统对环境输出能量;J=0是岩体系统动力失稳的临界条件,可用于确定岩体系统失稳起始点和终止点;这些可为准确计算地震、岩爆时释放的地震能等问题提供科学依据。首次从仿照弹性稳定理论得到的系统总势能全量函数形式,正确导得岩体系统准静态形变的平衡方程。 相似文献
85.
86.
考虑试验机刚度的影响,建立了钢筋混凝土柱以脆性形式破坏的判别式,阐明了受压柱的脆性破坏对加载系统所产生的效应。这一效应可能会对近年来多次发生过的建筑物突然倒塌现象的内在机制作出正确描述。 相似文献
87.
AM/AMPS/SSS三元反相乳液聚合体系稳定性研究 总被引:1,自引:0,他引:1
以丙烯酰胺(AM)为主单体、2-甲基-2-丙烯酰胺基丙磺酸(AMPS)、对苯乙烯磺酸钠(SSS)为抗温抗盐单体,以白油为连续相,Span 80/Tween 80为复合乳化剂,制得了AM/AMPS/SSS三元反相乳液聚合体系,考察了HLB值、乳化剂浓度、油水比、pH值、搅拌时间、搅拌速度对乳液稳定性的影响。结果表明,乳化剂含量为6%~7%(体系总量),HLB值为5.89,体系pH=8,油水体积比为1.8∶1,搅拌时间30~40 min,搅拌速度为500 r/min时得到稳定的反相乳液体系,适合进行三元反相乳液聚合。 相似文献
88.
对将潜滑带假定为仅具弹性和兼具弹性、硬化和软化特性2种介质构成的边坡失稳问题归结为尖点突变模型研究的逻辑和结果进行分析后指出:坡体为刚体、潜滑带由上述2种介质构成的边坡失稳模型中无大量弹性能瞬间释放和突滑机制,不能与尖点突变平衡曲面上状态变量从一叶跃到另一叶的伴随大量能量释放的行为相对应;该边坡失稳模型势函数中只有①区段的弹性参数,而没有①区段残余强度参数,不能用于讨论边坡失稳、下滑问题;尖点突变平衡曲面上,状态变量可以上跃和下跃,且上跃到下跃处的参数滞后以及上、下叶的系统状态可以循环往复实现是尖点突变的基本特性。边坡失稳不可逆,既不能反向跳跃(即失稳下滑后边坡又突然恢复原状),又没有滞后特性,不能将尖点突变作为边坡失稳原型的数学模型。 相似文献
89.
非均匀围压下矿井断层冲击地压的突变理论分析 总被引:5,自引:8,他引:5
按Mises 增量理论,将提出的均匀围压下矿井断层冲击地压的突变理论分析推广到非均匀围压下的断层冲击地压分析,得到非均匀围压下的断层失稳半错距和弹性能释放量表达式。对由于断层失稳导致围岩产生的荷载、位移效应进行了分析。 相似文献
90.