由于我国长期采用双壳体潜艇，外置式耐压液舱已有专家学者对其进行了系统分析，研究已较成熟，得到的成果较多；而对单壳体潜艇的内置式耐压液舱结构形式和力学特性的研究还不够深入。在潜艇耐压壳体结构设计中，何福志等[1]应用有限元方法对纵骨式耐压液舱结构进行系列计算，通过多参数多工况方案对比分析，详细讨论了耐压壳板半径、液舱壳板半径、相邻实肋板间距、相邻纵骨间距等参数对液舱壳板和耐压船体壳板结构强度和稳定性的影响，研究结果可供潜器耐压液舱结构设计参考。谢祚水等从传统的实肋板式耐压液舱区耐压船体壳板的应力分析开始，首先提出了带纵骨加强的实肋板同心双层圆柱壳耐压液舱形式[2]，这种形式对传统的实肋板式耐压液舱区耐压船体壳板轴向应力大、沿圆周方向应力非轴对称性明显等问题进行了改善。而对总体采用同心双圆柱壳式耐压液舱的结构，又提出另一种改良方案——准同心圆式耐压液舱结构，并给出了这种结构的两种优化设计方法[ 3-4 ]，即基于近似解析法和基于有限元的应力分析法。孙倩等[5]针对目前潜艇耐压液舱结构应力解析公式精度不高的情况，根据其受力特点建立了同心圆和准同心圆式耐压液舱结构有限元分析的力学模型，通过实例计算证明了自编有限元程序可靠性很高，得出可单独作为一个模块取代传统的近似解析法进行应力分析及后续的优化设计的结论。

吴梵等[6]针对内置式耐压液舱在两种不同载荷作用下的应力状况作了分析，得出液舱内外相连通时的工况更危险，耐压壳应力水平更高的结论。茅云生等[7]参照苏联的耐压液舱强度和稳定性的计算方法，设计了单壳体潜艇的内置式调整水舱的新结构形式，确定出主要参数，并在耐压液舱承受与舷外水相等的压力时，对内置式调整水舱区域的耐压船体、耐压液舱壳板、实肋板等结构进行了有限元计算。

分析表明，外置式耐压液舱结构设计方面的研究已趋成熟，而在内置式耐压液舱结构形式研究方面，目前仅对液舱内外的连接工况下液舱的壳板、实肋板等结构进行了分析，要进一步了解内置式耐压液舱结构的力学规律，需要开展更深入的研究。在进行内置式耐压液舱结构研究时发现，在液舱范围内的单双壳体连接处，存在着较大的应力集中，为寻找出其变化规律及合适的结构形式，有必要对内置式耐压液舱周向范围肋骨、肋板结构变化的力学规律进行分析，研究在肋骨、肋板连接角度发生变化时的耐压液舱应力变化情况，为内置式耐压液舱结构设计提供依据。

1 计算模型

1.1 原始模型

内置式环形耐压液舱根据其受力特点，分为三个区域：液舱区顶部单层耐压壳、液舱区底部耐压壳、非液舱区域耐压壳，如图1(a)所示。结构的基本输入参数(实际值/液舱壳板厚度)如图1(b)所示。

护理床是行动不方便的病人在住院或居家护理时使用的病床．其主要目的是便于护理人员进行照顾，使病人康复．但是传统护理床价格昂贵，而且功能模式单一，或是只能辅助翻身，或是只能辅助坐卧，而且病人一旦需要离开床体进行其他活动时，搬移病人便成了护理人员的一大难题[1-3]．

1.3，液舱顶板t4的厚度比为t4/t1=1，龙骨板t5的厚度比为t5/t1=0.67，液舱壳板纵骨选用20a球扁钢，端舱壁加强筋和肋板加强筋选用24a球扁钢；在耐压壳部分，非液舱区域壳板t6、液舱区域顶部壳板厚度t和底部厚度t7的相对量均为1.5，液舱区域顶部肋骨尺寸与液舱壳板厚度t1的相对量为舱以外区域肋骨尺寸与液舱壳板厚度t1的相对量为

以纵骨式环形耐压液舱为例进行建模，如图1(b)所示，构件尺寸为：实肋板厚t2的厚度比t2/t1=0.67,液舱前后端舱壁t3的厚度比t3/t1=

命题3：集中决策的最优总利润Πc∗、最优服务水平和最优零售价均随着θ的增大而增大，随着k的增大而减小。

环形耐压液舱内径R2相对量：R2/t1=155；

舷间距LR=(R1-R2)相对量：(R1-R2)/t1=33.3；

环形耐压液舱长度L相对量：L/t1=325；

吃晚饭时，我认识了吴国栋，他长得粗壮，看起来有力气。半锅饭和半锅菜都是他的。他吃得飞快，也不怕烫，也不怕噎着。李大头同他说了句话，话语中流露出让他走的意思，他反问李大头，怎么，没活干了？没活干，那大伙都得撤呀。李大头说，很快就有活了。他说，那李老板为何要我走呢？莫非饭都供不起？李大头露出一丝冷笑，他自然不能说供不起一个打工仔的饭菜，那样显得他没实力，他找来的这些力工都得跑。李大头说，你随便吃，随便喝，大活马上下来了。在这儿干一天，够你吃一年的。

肋骨、肋板间距l相对量：l/t1=21.7；

纵骨间距b1相对量：S=b1/t1=11.67；

α为液舱周向范围大小。

耐压圆柱壳半径R1相对量： R1/t1=188.3；

国外的研究起步较早，研究的内容也比较成熟，借鉴国外的研究，对后续的听障学生微课的开发及应用得出的启示如下：

  

(a) 模型图(a) Model diagram

  

(b) 尺寸图(b) Dimension figure图1 耐压船体和液舱模型Fig.1 Model of pressure hull and tank

液舱壳板厚度相对量t1=1；

采用ansys进行建模，计算模型中，壳板和肋骨腹板均采用shell63单元建模，肋骨面板、液舱壳板纵骨、肋板及端舱壁加强筋均采用beam188单元建模。

参照模型边界条件取为：耐压壳体一端刚性固定，另一端除轴向自由外，约束其他自由度。

根据现行规范[8]，取其承受的计算压力Pc=6.75 MPa静水外压。按潜艇在深水中液舱壳板是否受力，设置两种载荷工况。

假设2：基于前景理论的核心思想，设置购电商的参照点处利润为0；人们对损失比对获得更敏感[15]。当预计未来利润大于0时，购电商是风险规避的；而预计未来利润为0时，购电商是风险中性的；当预计未来利润小于0时，购电商则是风险追求的。图2为购电商的价值-利润的关系示意图。

方案一将顶部肋板腹板升高，不会形成剧烈的结构突变，加工及安装与常规方法相同；方案二的液舱顶板虽为弧形，但弧形半径为定值，可制作出样箱来造形，肋板端部的弧形结构可用数控切割完成，改进后方案在实际工程施工中是可行的。

2)载荷2，假定液舱内与液舱外呈相连通的状态，整个液舱壳板(包括液舱壳、顶部耐压壳、液舱顶板和端舱壁)和液舱区域以外的耐压壳板直接受到水压力的作用，均承受计算压力静水压，而底部耐压壳板区域因内外均为等压力，则可认为其压力为零。

图2为两种工况下的载荷施加剖面示意图。

  

(a) 载荷1(a) Load 1 (b) 载荷2(b) Load 2 图2 不同工况下的载荷施加图Fig.2 Loads under different conditions

表1为两种不同的工况下，原始方案中液舱周向连接处典型部位的应力值，在如图3所示的液舱周向连接处的应力图中可以看出该位置的应力集中现象。

Causes of High Temperature Damage of Stern Bearing on a 64 000 Tons Bulk Carrier……………WANG Shubao(1·23)

 

表1 原始方案典型部位应力值

 

Tab.1 Stress of original plan at typical position MPa

  

工况应力面周向角度值(半圆)110°115°125°130°135°140°载荷1周向应力顶部肋骨端部外表面-1009-1063-1088-1097-1132-1138底部实肋板端部外表面-1217-1229-1237-1143-1271-1270顶、底部耐压壳连接处上表面-560-562-565-590-575-580载荷2纵向应力肋板端部液舱顶板内表面-1147-1203-1278-1388-1313-1195肋板端部液舱顶板外表面101510121126117011541051载荷2周向应力顶部肋骨端部外表面-1117-1159-1336-1361-1214-1053底部实肋板端部外表面-1259-1260-1437-1421-1714-1267

从表1和图3可以看出，两种载荷状态下，在肋骨端部和液舱顶板处存在明显的应力集中。在载荷1工况下，由于顶、底部肋骨肋板连接处结构突变，外载荷作用时，该部位变形不光顺、应力分布不均匀从而产生应力集中现象；在载荷2工况下，承受静水压力的结构其横截面不再是一个完整的圆形，而是两个不同半径的圆柱壳相连接，连接部位即为液舱顶板，在复杂载荷作用下，该处变形不光顺、应力分布不均匀，因而会产生较大的集中应力。为改善液舱区域耐压壳体肋骨端部应力集中问题和载荷2工况下液舱顶板纵向应力较大的问题，有必要对液舱顶板与耐压壳板周向连接形式进行研究。常用的改善应力集中的方法有增加肋板腹板厚度、将有应力集中的部位进行光顺连接、消除应力集中部位可能出现的折角等方法。

  

(a) 载荷1(a) Load 1 (b) 载荷2(b) Load 2 图3 耐压液舱肋骨肋板连接处应力图Fig.3 Stress of pressure tank on joint between fram and solid ribbed plate

1.2 改进模型

液舱壳板与耐压壳板连接区域的主要结构有液舱顶部肋骨、液舱顶板和实肋板，因此能够改进的对象有两个：一是改进液舱顶部肋骨端部的结构；二是改进液舱顶板和实肋板端部的结构。在改变相对于水平液舱顶板的增量θ角和平板式液舱顶板与顶部肋骨腹板升高起点间的夹角β时，可相应提出两种改进方案：

HE Fuzhi, MA Jianjun, GONG Junlai, et al. Finite element analysis on the submersible pressure tank structure strength and stability [J].Ship Science and Technology, 2007, 29(2): 47-51. (in Chinese)

  

(a) 方案一(a) Server 1 (b) 方案二(b) Server 2 图4 肋骨端部连接方案图Fig.4 Connection scheme of the frame tip

由此可知，改进后的方案对于降低液舱周向连接处的应力集中现象是有利的。

根据以上两种参考方案，分别研究θ为15°和30°时两种典型结构的单双层壳体周向连接过渡处的结构形式。当θ为15°时，β从5°到40°每隔5°取一个值。当θ为30°时，β从5°到25°每隔5°取一个值。研究β变化对肋骨应力集中的影响，当遇到应力极小值时将对β进行细化，以便更精确地确定β的范围。

2 计算结果与分析

2.1 当θ为15°时

肋骨腹板升高后，将不能再按同心圆的方法对耐压液舱强度进行研究，升高部分的肋骨腹板相对于圆心来说，产生了偏心，且随着高度的变化，肋骨横剖面的面积也将发生变化[9]，其应力值也会随之发生改变。由表1可知，肋骨肋板连接处数值较大的应力主要有两个：一是肋骨肋板连接处的周向应力，二是液舱顶板纵向应力。现分析两个修改方案对上述两处应力集中现象的改善情况。

2.1.1 肋骨截面突变处的中面周向应力分析

以肋骨肋板连接处的中面周向应力为对象，分析不同载荷下两种方案的肋骨肋板周向应力随β的变化情况。分析发现，由于肋骨腹板的升高，在肋骨肋板连接处的应力值没有发生增大的现象，而在肋骨截面突变的位置，出现了较大的应力值。现就两种方案下的肋骨腹板截面突变处的应力值进行分析。当θ为15°时，肋骨截面突变处腹板周向应力随β的变化曲线如图5所示。

由图5可知：对两种方案进行比较发现，两种方案下肋骨肋板连接处的中面周向应力的变化规律基本一样，方案一的值比方案二略小，变化波动比方案二稍显复杂，方案二的变化波动比较大，但两种方案的极小值相当。这主要是因为最大周向应力位置在肋骨变截面处，而方案的改变并没有改变肋骨变截面处的形状。可见，两方案对肋骨肋板连接处的周向应力的影响都很小。

不同载荷下，载荷2应力比载荷1略大。在方案一中，如图5(a)所示，随着β角度的变化，肋骨肋板连接处的周向应力出现了两个应力较小点，一个在10°左右，一个在35°左右，35°的应力

比10°的更小。在方案二中，如图5(b)所示，由于β角度不能太小，应力较小点只有一个，即在35°左右。分析表明，在θ角度一定的情况下，肋骨肋板连接处周向应力存在极小值，即可寻找出此种状态下的最佳设计值。

  

(a) 方案一(a) Case 1

  

(b) 方案二(b) Case 2图5 肋骨截面突变处中面周向应力曲线(θ=15°)Fig.5 Circumferential stress curve of frame′s junction (θ=15°)

2.1.2 液舱顶板纵向应力分析

内置式耐压液舱肋骨肋板连接处，由于结构的突变，其液舱顶板应力变化也较明显，下面分析在θ=15°时，两种工况下液舱顶板的纵向应力情况(见表2)。

《红高粱家族》是莫言的代表作，小说中莫言用野性的眼光将具有鲜活生命力的主体融入历史，运用极具感官性的文字展示了人物最真实、完整的一面。小说主要讲述了生长在中国高密东北乡的有着原始、粗犷、豪放个性的生命演绎了一场轰轰烈烈的爱情与抗战之歌。文中处处彰显了作者对鲜活的生命力的肯定、赞美和呼唤，突出了主要人物强烈的生命意识与不屈不挠的民族抗争精神。

从表2可以看出，载荷2工况液舱顶板纵向应力比载荷1大得多。这是因为在载荷1工况下，液舱顶板受到的是由液舱外壳传递过来的力的间接作用；而在载荷2工况中，液舱顶板受到水压力的直接作用，板格向上弯曲变形，上表面跨端纵向应力大，下表面跨中纵向应力大。

 

表2 θ=15°时方案一液舱顶板纵向应力

 

Tab.2 Longitudinal stress of top tank plate about case 1(θ=15°) MPa

  

工况应力面β5°10°15°20°25°30°35°40°载荷1上表面-404-401-401-404-412-421-429-430下表面-438-422-416-413-417-423-430-431载荷2上表面-749-726-727-728-729-730-734-745下表面-864-875-881-885-889-892-897-900

图6为载荷2下液舱顶板上下表面纵向应力曲线。从图6可以看出，随着β角度变化，除了方案二液舱顶板上表面的应力变化较大，其他应力变化不明显，这说明β角度不是影响液舱顶板纵向应力的主要因素，但是设计方案不同，液舱顶板上、下表面的纵向应力存在明显差别，对于液舱顶板的应力会产生较大的影响。因此取载荷2工况下的上下表面应力作为代表，分析两种方案液舱顶板上下表面纵向应力随β的变化情况。

  

(a) 液舱顶板上表面纵向应力(a) Longitudinal stress in frame′s upper surfaces of top tank plate

  

(b) 液舱顶板下表面纵向应力(b) Longitudinal stress in frame′s lower surfaces of top tank plate图6 载荷2下液舱顶板上下表面纵向应力Fig.6 Longitudinal stress in frame′s upper and lower surfaces of top tank plate on load 2

从图6看出，在θ=15°时，虽然方案二的上表面在β角度小于22.5°时存在较大的应力值，但总的来看，还是大大降低了液舱顶板上下表面的纵向应力水平，尤其当β角度大于25°时，液舱顶板上下表面的纵向应力降低了100～200 MPa。这主要是因为在载荷2作用下，液舱顶板板格向上弯曲变形。而方案二由于采用弧形液舱顶板，板格本身向上有弯曲度，因此上下表面板格弯曲应力较小。分析表明：在工况相同的情况下，不同方案是影响液舱顶板纵向应力的主要因素。

相对凝血功能障碍和严重酸中毒，体温的尽早恢复显得更为重要。因为正常的体温是维持有效的凝血及代谢酶联反应的关键，只有中心体温超过35 ℃才可能出现正常的凝血功能[10]。研究表明，中度低体温(32～34 ℃)每减少1 ℃能够直接影响血小板凝血功能及减少10%凝血因子活性[16-17]。本研究结果显示，研究组患者的术后体温恢复时间、休克纠正时间、乳酸清除时间、PT恢复时间和住院时间均少于对照组，差异有统计学意义(P<0.05)。提示，术前ISS相近的严重腹部创伤患者接受DCS手术有利于术后患者病情恢复，DCS理念对高原严重腹部创伤的救治具有重要意义[11]。

但是，采用方案二也存在一个缺点，即载荷2作用下，实肋板端部扇状区域由于板格较大，其弯曲应力较大，在有些模型中甚至超过了肋骨变截面处的应力。

2.1.3 细化方案分析

从图5分析可知，β为35°左右时肋骨截面突变处的周向应力存在极小值，为了进一步更精确地定位β角度值，将35°左右的β进一步细化为32.5°与37.5°，相应的应力计算结果见表3。

分析表3可知，在β为37.5°时，肋骨肋板连接处的应力比32.5°和35°时均小，因此37.5°为β角度在5°～40°间的最佳取值。载荷2工况下，与方案一比较发现，方案二的液舱顶板上下表面纵向应力分别减小了约100 MPa和300 MPa，因此，方案二比方案一更优。

综上所述：当θ为15°时，采用β为37.5°的方案二，有利于减小液舱顶板纵向应力和肋骨截面突变处的应力。但是方案二肋板端部扇状板格较大，导致载荷2下该部位肋板周向应力较大，需增加额外加强筋或加强局部板厚。

2.2 当θ为30°时

在整个液舱其他参数不变的情况下，当θ增加至30°时，液舱的周向范围将增大。考虑方案二中的扇形顶板的影响，避免肋骨腹板升高与扇形顶板产生明显的交角，形成结构突变，方案二中的β不能取太小，通过数学建模，选取与顶板相连接的角度为12.5°。

 

表3 β细化后的最大应力

 

Tab.3 Maximum stress of β after refining MPa

  

工况应力名称应力面β=32.5°β=35°β=37.5°方案一方案二方案一方案二方案一方案二载荷1肋骨截面突变处周向应力液舱顶板纵向应力中面-794-805-702-711-618-621上表面-424-375-429-378-432-380下表面-426-460-430-460-432-462载荷2肋骨截面突变处周向应力液舱顶板纵向应力中面-824-846-728-740-641-647上表面-734-641-734-648-745-635下表面-896-616-897-622-902-625

在5°至25°的范围内，不同β值在不同载荷下两种方案肋骨肋板连接处中面周向应力随β的变化曲线如图7所示。

  

(a) 方案一(a) Case 1

  

(b) 方案二(b) Case 2图7 肋骨肋板连接处中面周向应力曲线(θ=30°)Fig.7 Circumferential stress curve of frame′s mid surface(θ=30°)

由图7(a)可知，方案一中，5°至12.5°段，随着β的增大，肋骨肋板连接处的周向应力呈减小趋势；但12.5°至25°之间，随着β的增大，其周向应力增大，说明θ=30°时，方案一的β的小角度对于周向应力的减小是有利。

由图7(b)可知，方案二中，由于弧形顶板的存在，不能采用较小角度的β，而在12.5°至25°之间，随着角度的增加其周向应力值也在增加。从这看出，方案二采用较小的β角对于减小肋骨肋板连接处的周向应力是有利的。

综上所述，在不同工况与不同方案下，肋骨肋板连接处周向应力在β较大时，其变化趋势相同，都是随着β的增大而增大。但均在β=12.5°处可获得最小周向应力值，这说明该角度是θ=30°对应的最佳β角度。β=12.5°的典型位置应力值见表4。

六是建立了定期宣传制度。通过新闻通气会、报刊专版、电视专访等形式，对河长制管理进行深入报道。《人民日报》2013年10月21日第六版刊发 《天津市在全境推行河长制“河长”能否让河流“长治”》。 《中国水利报》2014年3月24日三版刊登通讯 《一场水环境管理体制的深刻变革》，通过对河长进行专访，现场对河道保洁人员、沿河居民采访，宣传实行河长制管理给水环境所带来的变化。

 

表4 β=12.5°典型位置应力值

 

Tab. 4 Stress of a typical position of β=12.5° MPa

  

液舱顶板下表面纵向应力肋骨截面突变处中面周向应力载荷1方案一-430-725方案二-539-821载荷2方案一-884-788方案二-543-888

分析表4可知，当β为12.5°时，两种方案各有优劣。载荷1工况下，方案二的液舱顶板下表面纵向应力、肋骨截面突变外中面周向应力比方案一高出约100 MPa。而载荷2工况下，方案一的液舱顶板下表面纵向应力比方案二高出约300 MPa，达到了800 MPa以上。方案二的肋骨肋板周向应力比方案一高出约100 MPa，而且方案二同样由于肋板端部板格较大，其上下表面周向应力过大，需要增设加强筋或增大局部板厚。

吴重蔚与我们聊到最多的就是诚信，他反复强调，诚实守信是一个企业的金字招牌。这就意味着，一定要将公司的实际状况、生产能力如实告知客户，不能虚报、谎报信息，同时还要为客户提供周全的方案。诚实的态度也为栢科富翔赢得了可贵的信任。“我们基本不用做广告来宣传自己，很多老客户会主动为公司介绍新客户。”据不完全统计，公司现有的客户中，80%以上都是通过这种口碑效应主动找来的。

2.1.2 采集地点。调查地点为河北省怀安县太平庄乡、阳原县大田洼乡。其土壤为北方典型的干旱半干旱贫瘠类型。河北省怀安县太平庄乡属高寒山区与丘陵区，耕地2 323 hm2，旱地2 306 hm2，旱地占比99.3%。阳原县大田洼乡耕地1 043 hm2，旱地面积705 hm2，旱地占比67.6%。

综上所述，当θ为30°时，β最佳角度为12.5°，若采用方案一，需要增加液舱顶板厚度以降低液舱顶板下表面纵向应力；若采用方案二，仍然需要对肋板端部扇状板格进行加强。

2.3 原始模型与改进方案的比较

将原始模型数据与改进方案比较发现，表1中的肋骨肋板连接处的周向应力值普遍在1000 MPa以上。而改进后，两种方案中肋骨腹板截面突变处的应力值有集中现象，虽然局部有出现大于1000 MPa的情况，但大部分数据都在1000 MPa以下，在β=12.5°时出现的极小值只有700 MPa左右。在液舱顶板处，其纵向应力的变化更为明显，表1中显示，原始方案中，载荷2的肋骨端部液舱顶板处的纵向应力值最高达1388 MPa，而较低的也在1000 MPa以上。改善方案之后，载荷1状态下的应力值都在400 MPa左右，载荷2状态下的液舱顶板直接受到水压力的作用，纵向应力值在600～900 MPa，大大低于原始模型1000 MPa以上的情况。

方案二：为了减小载荷2下液舱顶板的应力集中问题，在方案一的基础上，可将液舱顶板由平板改成圆弧过渡，圆弧半径为舷间距，圆心o位置如图4(b)所示。改为圆弧过渡后，液舱顶板与液舱壳板的连接由直角转变为圆弧相切过渡，消除了结构突变产生的应力集中。另外，液舱内的实肋板腹板结构端部，也从平直变为弧形，腹板的周向角度加大，对于液舱内的结构进一步加强。由此可知，修改后的方案二可以有效地减小方案一在肋板端部处液舱顶板的应力集中问题。但由图4(b)可知，方案二中β值不能太小，否则肋骨变截面部分到了圆弧以内，明显不合理。

3 结论

本文采用有限元法进行内置式耐压液舱的建模，计算了在两种载荷情况下内置式耐压液舱内肋骨肋板两种不同连接形式的应力值。

目前，高邮湖管理已经形成了从省水利厅到高邮湖流域性管理单位到市、县水行政主管部门到各基层湖泊管理单位的四级管理体制。要深入贯彻落实高邮湖管理与保护联席会议制度，充分利用联席会议的平台，切实加强与环保、渔业等其他行业主管部门的协调沟通，形成管理合力，积极探索综合管理的新模式。

1)载荷1，即液舱内与液舱外呈不连通的状态，整个耐压壳体均承受计算压力静水外压作用，而液舱壳板没有受到静水压力的直接作用，仅承受由肋板传递过来的载荷。

总的来看，内置式耐压液舱内肋骨肋板处的连接，存在以下几个方面的特征：

1)θ为15°时，β为37.5°是最佳角度；θ为30°时，β最佳角度为12.5°；综合考虑θ+β的值不要超过50°。

2)肋骨肋板连接的方案的变化与不同载荷对肋骨肋板连接处周向应力的影响都很小，在θ值一定的情况下，影响肋骨肋板连接处壳板周向应力的主要因素是β。

3)液舱顶板纵向应力受β影响较小，肋骨肋板连接方案的变化才是影响液舱顶板纵向应力的主要因素。

针对所提内置式耐压液舱顶底部连接部位出现的应力集中问题的解决方法，给出了两种不同的方案，对各方案的优劣性做出了分析，提出了在工程实际中可以选择的最佳值，对于简化工程实际的探索过程和方案选择提供了依据。

参考文献(References)

[1] 何福志, 马建军, 龚君来, 等.潜器耐压液舱结构有限元分析[J] .舰船科学技术, 2007, 29(2): 47-51.

方案一：为了改进肋骨端部应力集中问题，将液舱顶部肋骨改成变截面肋骨，即在肋骨端部某一角度范围内，将肋骨腹板高度均匀增大到实肋板的高度，如图4(a)所示。

[2] 谢祚水, 梅利元. 潜艇外部耐压液舱结构型式研究[J].华东船舶工业学院学报, 1998, 12(6): 1-6.

XIE Zuoshui, MEI Liyuan. Research on the structural forms of outer pressure tank of submarine[J].Journal of East China Shipbuilding Institute, 1998, 12(6): 1-6. (in Chinese)

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今年61岁的杨德平是一名退伍军人。1980年，从部队复员回到六师共青团农场四连成为一名普通职工。在连队，他看到连队的树木由于无人管护，职工和周边乡镇的牧民随意在林中放牧，树苗损毁严重。由于管护不好，年年栽树不见树。经过一番思想斗争，他主动向连队领导请缨，从此以后，他成为四连的义务护林员，一干就是30多年。近年，他成为连队生态公益林护林员，每月300元工资。他和连队职工每年植树、管护，连队的绿色一点点、一片片地蔓延开来。

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