阅读说明：本技术 一种计算隔舱式双钢板-混凝土组合结构的抗弯承载力的方法 (Method for calculating bending resistance bearing capacity of compartment type double-steel-plate-concrete combined structure ) 是由 樊健生 徐国平 黄清飞 唐亮 刘洪洲 郭宇韬 聂鑫 李会驰 于 2019-08-19 设计创作，主要内容包括：本发明提供了一种计算隔舱式双钢板-混凝土组合结构的抗弯承载力的方法。该方法包括：预先设置确定隔舱式双钢板-混凝土组合结构的结构参数的取值；根据结构参数验算受压翼缘板的局部稳定性,计算组合双向加劲板的弹性屈曲应力,得到其弹性屈曲控制宽厚比,并根据截面的等级对宽厚比按预设的比例进行折减,得到折减后的宽厚比；根据预设的上下翼缘板的屈服强度的强化系数、各个结构参数以及折减后的宽厚比,并基于塑性设计理论与平截面假定,计算得到隔舱式双钢板-混凝土组合结构的抗弯承载力。应用本发明可以较为准确地预测隔舱式双钢板-混凝土组合结构的抗弯承载力。(The invention provides a method for calculating the bending resistance bearing capacity of a compartment type double-steel-plate-concrete combined structure. The method comprises the following steps: presetting values of structural parameters of a determined compartment type double-steel-plate-concrete combined structure; checking and calculating the local stability of the stressed flange plate according to the structural parameters, calculating the elastic buckling stress of the combined bidirectional stiffening plate to obtain the elastic buckling control width-thickness ratio, and reducing the width-thickness ratio according to the grade of the cross section according to a preset proportion to obtain the reduced width-thickness ratio; and calculating the bending resistance bearing capacity of the compartment type double steel plate-concrete composite structure according to the preset strengthening coefficient of the yield strength of the upper and lower flange plates, each structural parameter and the reduced width-thickness ratio based on a plastic design theory and a flat section hypothesis. By applying the method, the bending resistance bearing capacity of the compartment type double-steel-plate-concrete combined structure can be accurately predicted.)

一种计算隔舱式双钢板-混凝土组合结构的抗弯承载力的 方法

技术领域

本申请涉及建筑结构技术领域，尤其涉及一种计算隔舱式双钢板-混凝土组合结构的抗弯承载力的方法。

背景技术

随着社会的发展，人们出行需求的增加，越来越多的大型水下隧道得以修建，而沉管隧道结构是大型水下隧道的一种主要方案。沉管隧结构形式的历史渐渐经历了钢壳-钢筋混凝土结构、钢筋混凝土结构、预应力-钢筋混凝土结构、双钢板-混凝土组合结构的不同阶段，以配置横纵向隔板与加劲肋为特征的隔舱式双钢板-混凝土组合结构优点突出，已成功过运用于实际工程，是未来大型沉管隧道的发展方向。

图1为沉管结构的截面示意图，图2为隔舱式双钢板-混凝土组合结构的示意图。隔舱式双钢板-混凝土组合结构包括：内外翼缘钢板、双向隔板(即纵向隔板和横向隔板)、夹层混凝土、抗弯连接件和双向加劲肋(即纵向加劲肋和横向加劲肋)。其中，夹层混凝土包裹于内外翼缘钢板之间，中间不配置钢筋，起承压作用并对钢板提供支撑作用，改善钢板的屈曲性能；内外翼缘钢板承担拉应力，同时兼做混凝土浇筑模板，还能提供防水作用；内外翼缘钢板由纵向隔板和横向隔板相连接，纵向隔板和横向隔板提供了施工阶段的刚度，使得其可以实现现场浇筑；同时，纵向隔板和横向隔板提高了结构在使用阶段的抗弯承载力；双向加劲肋提高了结构施工阶段的刚度，并在使用阶段参与结构受力并提升局部稳定性。

该隔舱式双钢板-混凝土组合结构施工十分便捷，力学性能、防水性能良好，已作为一种新型的结构形式成功运用到大型沉管隧道中。但是，此结构目前有针对性的设计方法缺少，多是偏于保守地应用钢筋混凝土结构设计理论和规范，因此难以准确、有效地预测隔舱式双钢板-混凝土组合结构的抗弯承载力。

发明内容

有鉴于此，本发明提供了一种计算隔舱式双钢板-混凝土组合结构的抗弯承载力的方法，从而可以较为准确地预测隔舱式双钢板-混凝土组合结构的抗弯承载力。

本发明的技术方案具体是这样实现的：

一种计算隔舱式双钢板-混凝土组合结构的抗弯承载力的方法，该方法包括如下步骤：

步骤A，预先设置确定隔舱式双钢板-混凝土组合结构的结构参数的取值；

步骤B，根据结构参数验算受压翼缘板的局部稳定性，计算组合双向加劲板的弹性屈曲应力，得到其弹性屈曲控制宽厚比，并根据截面的等级对宽厚比按预设的比例进行折减，得到折减后的宽厚比；

步骤C，根据预设的上下翼缘板的屈服强度的强化系数、各个结构参数以及折减后的宽厚比，并基于塑性设计理论与平截面假定，计算得到隔舱式双钢板-混凝土组合结构的抗弯承载力。

较佳的，该方法还进一步包括：

混凝土施工时的混凝土最大脱空不大于预设的脱空阈值。

较佳的，所述步骤A包括：

设置各个预设结构参数的初始值，并将各个预设结构参数的初始值作为各个结构参数的当前值；所述预设结构参数包括：母板厚度、抗弯连接件间距、加劲肋尺寸和加劲肋间距。

较佳的，所述步骤B包括：

步骤B1，根据各个预设结构参数的当前值计算得到组合双向加劲板的临界屈曲应力；

步骤B2，当临界屈曲应力与钢材屈服强度的差值位于预设的差值范围内，执行步骤B5；当临界屈曲应力与钢材屈服强度的差值位于预设的差值范围之外时，执行步骤B3；当步骤B1的执行次数超过预设的次数阈值时，执行步骤B4；

步骤B3，根据临界屈曲应力与钢材屈服强度的差值，对加劲肋间距的当前值进行调整，并将调整后的取值作为加劲肋间距的当前值，返回执行步骤B1；

步骤B4，重新设置各个预设结构参数的当前值，返回执行步骤B1；

步骤B5，根据各个预设结构参数的当前值计算得到宽厚比；

步骤B6，根据截面的等级，对计算得到的宽厚比按预设的比例进行折减，得到折减后的宽厚比。

较佳的，所述根据临界屈曲应力与钢材屈服强度的差值，对加劲肋间距的当前值进行调整，并将调整后的取值作为加劲肋间距的当前值可以包括：

当临界屈曲应力小于钢材屈服强度时，将加劲肋间距的当前值减去预设的第一步进值，将所得到的值作为加劲肋间距的当前值；

当临界屈曲应力大于钢材屈服强度时，将加劲肋间距的当前值加上预设的第二步进值，将所得到的值作为加劲肋间距的当前值。

较佳的，所述预设的比例为0.5倍。

较佳的，根据如下公式计算临界屈曲应力：

其中，σ_cr为临界屈曲应力，D为板的刚度值，b₀为加劲肋的间距，γ₀＝EI/(b₀D)，δ₀＝A/(b₀t)，β₀＝a/b₀，t为板件厚度，E为弹性模量，I为加劲肋惯性矩，A为加劲肋面积，a为受力方向长度。

较佳的，所述上下翼缘板的屈服强度的强化系数为不大于15.5％的值。

较佳的，所述上下翼缘板的屈服强度的强化系数为10％。

较佳的，根据如下公式计算得到隔舱式双钢板-混凝土组合结构的抗弯承载力：

M_u＝C_sy_sC+C_cy_c+C_wy_cw-T_wy_tw；

其中，

C_s+C_c+C_w＝T_s+T_w；

C_s＝1.1f_sA_sC；

C_c＝βf_cb_cx；

T_s＝1.1f_sA_sT；

C_w＝f_sxt_w；

T_w＝f_s(h_s-t_t-t_b-x)t_w；

其中，M_u为钢壳组合构件极限抗弯承载力，C_s为上翼缘钢板压力，T_s为下翼缘钢板拉力，C_c为混凝土压力，C_w为受压钢腹板压力，T_w为受拉钢腹板拉力，y_sc为上翼缘钢板中心与下翼缘钢板中心的距离，y_c为混凝土受压中心与下翼缘钢板中心的距离，y_cw为受压钢腹板中心与下翼缘钢板中心的距离，y_tw为受拉钢腹板中心与下翼缘钢板中心的距离，f_s为钢材的拉压设计强度，A_sC为上翼缘钢板面积；A_sT为下翼缘钢板面积；β为混凝土强度图形系数；x为混凝土受压区高度，f_c为混凝土的抗压设计强度，b_c为混凝土宽度，h_s为截面高度，t_w为腹板的厚度，t_t为上翼缘钢板厚度，t_b为下翼缘钢板厚度。

如上可见，在本发明中的计算隔舱式双钢板-混凝土组合结构的抗弯承载力的方法中，基于塑性理论与平截面假定，针对隔舱式双钢板-混凝土组合结构的结构特性，考虑了沉管隧道组合结构中存在材料双向强化效应，考虑了受压翼缘板件的局部稳定性，并进一步考虑了对施工中可能存在的混凝土浇筑脱空，从而可以较为准确地预测隔舱式双钢板-混凝土组合结构的抗弯承载力。

另外，本发明的上述方法基于试验结果、有限元计算与理论分析，原理清晰，形式简洁，便于应用，可以应用于隔舱式双钢板-混凝土组合结构的抗弯设计等工程设计。

附图说明

图1为沉管结构的截面示意图。

图2为隔舱式双钢板-混凝土组合结构的示意图。

图3为本发明实施例中的计算隔舱式双钢板-混凝土组合结构的抗弯承载力的方法的流程示意图。

图4为本发明实施例中的材料双向强化效应示意图。

图5为本发明实施例中的局部稳定分析对象示意图。

图6为本发明实施例中的有限元模型示意图。

图7为本发明实施例中的抗弯承载力计算原理示意图。

具体实施方式

为使本发明的技术方案及优点更加清楚明白，以下结合附图及具体实施例，对本发明作进一步详细的说明。

在沉管隧道中，由于其纵向跨度相比于横向跨度大很多，类似于单向板受力，结构的主要受力方向为横向；同时根据纵向的对称性，结构可认为处于平面应变状态，即结构在纵向的变形受到限制，不产生应变。由于结构主要受力方向为横向，其纵向加劲肋作为抗弯连接件抵抗钢-混凝土界面的剪力，并与横向加劲肋一起起到防止结构局部屈曲的作用。基于结构的隔舱式构造，混凝土可在工场或在现场从上方开孔浇筑，需预留透气孔以改善浇筑质量，但仍无法完全避免顶部可能存在的脱空，即混凝土浇筑不密实。

因此，本发明中提出了一种计算隔舱式双钢板-混凝土组合结构的抗弯承载力的方法，从而可以有效地预测隔舱式双钢板-混凝土组合结构的抗弯承载力。

图3为本发明实施例中的计算隔舱式双钢板-混凝土组合结构的抗弯承载力的方法的流程示意图。

如图3所示，本发明实施例中的计算隔舱式双钢板-混凝土组合结构的抗弯承载力的方法包括如下所述步骤：

步骤31，预先设置隔舱式双钢板-混凝土组合结构的结构参数的取值。

在本发明的技术方案中，首先需要预先设置隔舱式双钢板-混凝土组合结构的各项结构参数的取值。

例如，作为示例，在本发明的一个具体的较佳实施例中，所述结构参数可以包括：钢与混凝土的设计强度、各钢板的厚度以及结构截面尺寸等参数。

步骤32，根据结构参数验算受压翼缘板的局部稳定性，计算组合双向加劲板的弹性屈曲应力，得到其弹性屈曲控制宽厚比，并根据截面的等级对宽厚比按预设的比例进行折减，得到折减后的宽厚比。

在本发明的技术方案中，可以使用多种实现方法来实现上述的步骤31和32。以下将以其中的一种实现方式为例对本发明的技术方案进行详细的介绍。

例如，作为示例，在本发明的一个较佳的具体实施例中，所述步骤31可以包括：

步骤311，设置各个预设结构参数的初始值，并将各个预设结构参数的初始值作为各个结构参数的当前值；所述预设结构参数包括：母板厚度t、抗弯连接件间距a、加劲肋尺寸(包括I和A)和加劲肋间距b₀；

所述步骤32可以包括如下的步骤：

步骤321，根据各个预设结构参数的当前值计算得到组合双向加劲板的临界屈曲应力；

步骤322，当临界屈曲应力与钢材屈服强度f_y的差值位于预设的差值范围内，执行步骤325；当临界屈曲应力与钢材屈服强度f_y的差值位于预设的差值范围之外时，执行步骤323；当步骤321的执行次数超过预设的次数阈值时，执行步骤324；

步骤323，根据临界屈曲应力与钢材屈服强度f_y的差值，对加劲肋间距的当前值进行调整，并将调整后的取值作为加劲肋间距的当前值，返回执行步骤321；

另外，在本发明的技术方案中，可以使用多种实现方法来对加劲肋间距的当前值进行调整。以下将以其中的一种实现方式为例对本发明的技术方案进行详细的介绍。

例如，作为示例，在本发明的一个具体的较佳实施例中，所述根据临界屈曲应力与钢材屈服强度f_y的差值，对加劲肋间距的当前值进行调整，并将调整后的取值作为加劲肋间距的当前值可以包括：

当临界屈曲应力小于钢材屈服强度f_y时，将加劲肋间距的当前值减去预设的第一步进值，将所得到的值作为加劲肋间距的当前值；

当临界屈曲应力大于钢材屈服强度f_y时，将加劲肋间距的当前值加上预设的第二步进值，将所得到的值作为加劲肋间距的当前值。

另外，作为示例，在本发明的一个较佳的具体实施例中，所述第一步进值与第二步进值可以相等，也可以不等。

在本发明的技术方案中，可以根据实际应用环境的需要，预先设置上述差值范围、次数阈值、第一步进值和第二步进值的取值，在此不再一一赘述。

步骤324，重新设置各个预设结构参数的当前值，返回执行步骤321；

步骤325，根据各个预设结构参数的当前值计算得到宽厚比；

步骤326，根据截面的等级，对计算得到的宽厚比按预设的比例进行折减，得到折减后的宽厚比。

一般来说，截面的等级可以划分为5个等级：S1-S5。在本发明的技术方案中，由于钢结构规范中的局部稳定性设计是基于板件弹性失稳时的临界宽厚比，同时也考虑初始缺陷和残余应力，因此需要对不同截面等级的板件的宽厚比限值采用一定的折减，即对计算得到的宽厚比按预设的比例进行折减，从而得到折减后的宽厚比。

例如，作为示例，在本发明的一个具体的较佳实施例中，如果采用本发明中的塑性设计方法，所述预设的比例可以是0.5倍，即对计算得到的宽厚比按0.5倍进行折减。

因此，通过上述的步骤321～326，即可计算组合双向加劲板的弹性屈曲应力，得到其弹性屈曲控制宽厚比，并根据截面的等级对宽厚比按预设的比例进行折减，得到折减后的宽厚比。

另外，在本发明的技术方案中，对于钢结构构件，板件弹性屈曲局部失稳的宽厚比限值可以使用如下公式计算：

其中，b₁为加劲肋间距，t为板件厚度，，K为弹性屈曲临界状态的屈曲系数，E为钢材弹性模量，v为钢材泊松比，f_y为钢材屈服强度。

在本发明的技术方案中，对于三边简支一边悬臂(工字梁翼缘)板，上述K的取值可以为0.425；而对于四边简支板(箱梁翼缘)，上述K的取值可以为4.0。

对于塑性设计S1截面(可达全截面塑性，保证塑性铰具有塑性设计要求的转动能力，且在转动过程中承载力不降低，称为一级塑性截面，也可称为塑性转动截面)，其宽厚比限值为上述值的0.5倍。而对于弹性设计S4截面(边缘纤维可达屈服强度，但由于局部屈曲而不能发展塑性，称为弹性截面)，其宽厚比限值为上述值的0.8倍。其它类型的截面宽厚比限值可参考钢结构规范。

对于隔舱式双钢板-混凝土组合结构的局部稳定性设计，基于钢结构规范，其关键是计算弹性屈曲临界状态的屈曲系数。对于隔舱式双钢板-混凝土组合结构的受压翼缘(隔板受到混凝土限制不失稳)，其可能发生与混凝土剥离方向的失稳，除加劲肋间的局部失稳外，当加劲肋较弱且无有效的抗拔措施时(如I型加劲肋)，加劲肋可能从混凝土中拔出而发生整体的失稳，属于加劲板失稳问题。对于组合加劲板的局部稳定性设计，现有技术中还没有对应的规范和有效的理论方法。本发明基于弹性板理论与弹性屈曲求解的能量法，进行理论推导，提出了针对隔舱式双钢板-混凝土组合结构中的组合加劲板的局部稳定性设计方法。

根据Timoshenko弹性板理论，各向同性板的弯曲内能ΔU为：

其中，ΔU为弯曲内能，D为板的刚度值D＝Et³/[12(1-ν²)]，w为板的挠度，E为弹性模量，v为泊松比，t为板件厚度。

面内力的做功ΔT为：

其中，N_x、N_y、N_xy为不同方向上的单位长度面内作用力。

当板件配置加劲时，加劲肋弯曲内能ΔU_i与加劲肋上的力做功ΔT_i为：

其中，I_i为第i道加劲肋的抗弯惯性矩，P_i为第i道加劲肋上的作用力。

板件处于分叉失稳时，板件的面为弯曲能将等于面内力在弯曲变形上的做功。设有Q道加劲肋，则临界失稳时满足以下方程：

当隔舱式双钢板-混凝土组合结构翼缘在弯矩下受压时，抗弯连接件将提供有效的抗拔作用，不会产生剥离。因此，如图5所示，整体局部失稳的分析对象在受力方向选取为两个抗弯连接件之间的部分，在非受力方向选取两块隔板之间的部分。混凝土提供单边约束时，钢板只能向一侧鼓曲，节线处转角为0。进行分析时，设加劲肋的间距相同、尺寸相同。根据如图6所建立的有限元模型分析，隔舱式双钢板-混凝土组合结构的受压翼缘的形函数可以取以下两项级数的叠加：

其中，x、y为受力方向与非受力方向的坐标，A₁、A_Q+1为两项级数的系数。

若加劲肋的尺寸相同，此时：

其中，a为受力方向长度，b为非受力方向长度，c_i为第i道加劲肋的坐标位置。

将以上各式代入能量方程，对级数系数求偏导，将得到关于系数A₁、A_Q+1的线性齐次方程组，要使得其有解，则其行列式为零，可得屈曲荷载。

以上公式的二阶解形式过于复杂，可以用于数值计算，但不便于工程应用，因此在本发明的技术方案中，给出其一阶近似解，在工程设计中精度已经足够。

因此，在本发明的技术方案中，一阶解屈曲应力为：

其中，σ_cr为屈曲应力，β＝a/b，γ＝EI/(bD)，δ＝A/(bt)，A为加劲肋面积，I为加劲肋惯性矩。

当配置加劲肋比较多(例如，Q>5)时，其非受力方向的整体余弦函数位移可略去，从而可以得到如下的简化形式：

其中，γ₀＝EI/(b₀D)，δ₀＝A/(b₀t)，b₀为加劲肋的间距。

若发生局部失稳，其分析对象在受力方向选取为两个抗弯连接件之间的部分，在非受力方向选取两道加劲肋之间的部分。其局部失稳临界应力易求得为：

其中，β₀＝a/b₀。

板件失稳时其屈曲应力应取整体失稳应力与局部失稳应力的较小值，即：

其中，σ_cr为临界屈曲应力，D为板的刚度值，b₀为加劲肋的间距，γ₀＝EI/(b₀D)，δ₀＝A/(b₀t)，β₀＝a/b₀，t为板件厚度，E为弹性模量，I为加劲肋惯性矩，A为加劲肋面积，a为受力方向长度。

因此，作为示例，在本发明的一个具体的较佳实施例中，可以根据上述公式(24)计算临界屈曲应力σ_cr。

由于上式并不能像普通非加劲板那样写出关于宽厚比的显示解，因此在实际进行稳定性设计时，可以采用上述的步骤321～327。

步骤33，根据预设的上下翼缘板的屈服强度的强化系数、各个结构参数以及折减后的宽厚比，并基于塑性设计理论与平截面假定，计算得到隔舱式双钢板-混凝土组合结构的抗弯承载力。

在本发明的技术方案中，考虑到上翼缘板和下翼缘板的双向强化效应，可以预先设置(或通过计算得到)上下翼缘板的屈服强度的强化系数，然后根据该上下翼缘板的屈服强度的强化系数、各个结构参数以及折减后的宽厚比，并基于塑性设计理论与平截面假定，计算得到隔舱式双钢板-混凝土组合结构的抗弯承载力，并可以将该计算得到的抗弯承载力作为抗弯承载力的预测值。

另外，本发明的基本理论是基于钢筋混凝土结构正截面极限承载力塑性设计理论。在该设计理论中，有如下假定：

(1)平截面假定在弹性与塑性阶段始终成立；

(2)不考虑混凝土的受拉强度；

(3)忽略钢与混凝土之间的界面滑移；

(4)钢与混凝土(受压)均有较好的延性，能够同时达到极限承载力。

此外，在钢筋混凝土结构的抗弯设计中，钢筋处于单轴受力状态，但是在隔舱式双钢板-混凝土组合结构，上下翼缘钢板的侧向变形由于受到混凝土的限制，将处于多轴应力状态。在沉管隧道中，隧道纵向相比于横向可以认为是无限长，根据对称性，隔舱式双钢板-混凝土组合结构在隧道纵向的应变为零，即结构处于平面应变状态，此时，上下翼缘钢板处于多轴应力状态。当材料处于多向应力状态时，应使用多轴屈服准则来计算其屈服应力，用von Mises应力表达的屈服准则为：

其中，σ₁、σ₂、σ₃为三个方向的主应力，σ₀为单向拉伸试验对应的屈服应力。

对于板构件，其法向的应力σ₃＝0，因此可得：

σ₁ ²+σ₂ ²-σ₁σ₂＝σ₀ ² (2)

在弹性阶段，根据广义胡克定律，有：

其中ε₁、ε₂分别是材料在两个方向的应变。

上下翼缘处于平面应变状态，有ε₂＝0，则可得：

σ₂＝ν_sσ₁ (4)

当ν_s＝0.3时，σ₁＝1.125σ₀，即材料的单向屈服强度有12.5％的提高；ν_s＝0.2时，σ₁＝1.091σ₀，即材料的单向屈服强度有9.1％的提高。图4所示的二维von Mises应力圆显示了当材料处于二轴受力且两方向应力大小不同时，屈服时其单向应力将大于单轴拉伸时的屈服应力。

本发明的基本理论基于钢筋混凝土结构正截面极限承载力塑性设计理论，需要考虑材料进入塑性状态后有一定的变形能力。当材料接近屈服时，上述弹性状态下的广义胡克定律不在适用，应使用塑性理论计算材料行为。当钢材本构曲线满足理想弹塑性时，可以推论在塑性发展中，由于侧向限制状态ε₂始终为0，ε₁不断增加，应力状态(σ₁，σ₂)在如图4所示的二维von Mises应力圆上讲最终达到一个稳定状态，此时两个方向的应力不再改变，只有ε₁不断增加，与理想弹塑性的平台段(应力不再增加)相对应。当上下翼缘处于弹塑性状态时，其行为满足如下方程：

屈服面方程：

流动法则：

胡克定律：

应变分解：dε＝dε^e+dε_p (9)

其中dε_p为塑性应变增量；dσ₁、dσ₂为两个方向的应力增量；dε₁ ^e、dε₂ ^e为两个方向的弹性应变增量。

当dσ₁＝dσ₂＝0时，简单推导可得dε₁ ^e＝dε₂ ^e＝0，于是可得dε＝dε_p，即此时没有弹性应变增量，只有塑性应变增量。考虑到侧限状态下dε₂始终为零，推导可得2σ₂-σ₁＝0即σ₂＝0.5σ₁。

将此应力关系代入到屈服面方程中，可得当σ₁＝1.155σ₀，即材料的单向屈服强度有15.5％的提高。需注意的是，塑性状态下此式的得到与构件的泊松比无关，表现为侧限理想弹塑性材料的共性。

根据以上分析，本发明针对隔舱式双钢板-混凝土组合结构的抗弯设计方法建议对上下翼缘的屈服强度取10％的强化系数，计入到最终的抗弯承载力中。

也就是说，根据上述的分析可知，在本发明的技术方案中，所述上下翼缘板的屈服强度的强化系数可以是不大于15.5％的值。

例如，作为示例，在本发明的一个较佳的具体实施例中，所述上下翼缘板的屈服强度的强化系数可以是10％。

另外，作为示例，在本发明的一个较佳的具体实施例中，如图7所示，可以根据如下公式计算得到隔舱式双钢板-混凝土组合结构的抗弯承载力：

M_u＝C_sy_sC+C_cy_c+C_wy_cw-T_wy_tw (25)

其中，

C_s+C_c+C_w＝T_s+T_w (26)

C_s＝1.1f_sA_sC (27)

C_c＝βf_cb_cx (28)

T_s＝1.1f_sA_sT (29)

C_w＝f_sxt_w (30)

T_w＝f_s(h_s-t_t-t_b-x)t_w (31)

其中，M_u为钢壳组合构件极限抗弯承载力，C_s为上翼缘钢板压力，T_s为下翼缘钢板拉力，C_c为混凝土压力，C_w为受压钢腹板(横隔板)压力，T_w为受拉钢腹板(横隔板)拉力，y_sc为上翼缘钢板中心与下翼缘钢板中心的距离，y_c为混凝土受压中心与下翼缘钢板中心的距离，y_cw为受压钢腹板(横隔板)中心与下翼缘钢板中心的距离，y_tw为受拉钢腹板(横隔板)中心与下翼缘钢板中心的距离，f_s为钢材的拉压设计强度，A_sC为上翼缘钢板面积，需考虑加劲肋面积一起算入；A_sT为下翼缘钢板面积，需考虑加劲肋面积一起算入；β为混凝土强度图形系数，按钢筋混凝土规范采用；x为混凝土受压区高度，f_c为混凝土的抗压设计强度，b_c为混凝土宽度，h_s为截面高度，t_w为腹板(横隔板)的厚度，t_t为上翼缘钢板厚度，t_b为下翼缘钢板厚度。

将上述公式(26)～(34)代入到公式(25)中，即可计算得到隔舱式双钢板-混凝土组合结构的抗弯承载力。

另外，上述计算公式(27)和(29)中的系数1.1中即包括了考虑双向强化效应修正的上下翼缘板的屈服强度的强化系数。此时，该强化系数的取值为10％，因此系数公式(27)和(29)中的系数的值为1.1。如果该强化系数的取值为15.5％，因此系数公式(27)和(29)中的系数的值为1.155。

由此可知，通过上述的步骤31～33，即可得到隔舱式双钢板-混凝土组合结构的抗弯承载力。

此外，在对隔舱式双钢板-混凝土组合结构进行抗弯设计时，还需要对混凝土施工时的浇筑脱空提出控制要求。

例如，作为示例，在本发明的一个具体的较佳实施例中，所述步骤33之后还可以进一步包括：

步骤34，混凝土施工时的混凝土最大脱空不大于预设的脱空阈值。

在本发明的技术方案中，混凝土往隔舱中浇筑时，由于顶部的排气不充分，将不可避免地在顶部产生一定程度的脱空，对结构性能产生影响。因此，需要通过一定的技术手段对结构的脱空大小进行控制，使得混凝土施工时的混凝土最大脱空不大于预设的脱空阈值。

根据试验研究与有限元分析，钢与混凝土之间脱空10毫米(mm)时将对连接件抗弯承载力有一定影响，但对组合沉管隧道结构的承载力与刚度基本没有影响。为保证工程质量并结构工程施工的可实施性，建议控制钢与混凝土之间的脱空缺陷不大于5mm。

因此可知，可以根据实际应用环境的需要，预先设置上述脱空阈值的取值。

例如，作为示例，在本发明的一个具体的较佳实施例中，所述脱空阈值可以是5mm。

综上所述，在本发明的技术方案中，基于塑性理论与平截面假定，针对隔舱式双钢板-混凝土组合结构的结构特性，考虑了沉管隧道组合结构中存在材料双向强化效应，考虑了受压翼缘板件的局部稳定性，并进一步考虑了对施工中可能存在的混凝土浇筑脱空，提出了隔舱式双钢板-混凝土组合结构的抗弯承载力的计算方法，从而可以较为准确地预测隔舱式双钢板-混凝土组合结构的抗弯承载力。另外，本发明的上述方法基于试验结果、有限元计算与理论分析，原理清晰，形式简洁，便于应用，可以应用于隔舱式双钢板-混凝土组合结构的抗弯设计等工程设计。

以上所述仅为本发明的较佳实施例而已，并不用以限制本发明，凡在本发明的精神和原则之内，所做的任何修改、等同替换、改进等，均应包含在本发明保护的范围之内。