鋪設排水板的水工隧洞組合襯砌受力特性研究

摘要：為研究鋪設排水板的水工隧洞組合襯砌結構受力特性，基于有限元軟件ABAQUS建立圍巖-組合襯砌整體三維數(shù)值模型，考慮圍巖的約束作用、結構交界面接觸非線性和自密實混凝土開裂非線性，研究內(nèi)水壓作用下組合襯砌鋼管、自密實混凝土、管片、螺栓等結構的受力特征以及排水板材料屬性對組合襯砌結構承載性能的影響。研究結果表明：襯砌充水運行時，鋼管發(fā)生“橫橢圓”膨脹變形，整體出現(xiàn)上抬趨勢，排水板端部鋼管處于彎剪受力狀態(tài)，整體應力水平較低；自密實混凝土在排水板端部開裂后發(fā)生錯動，環(huán)向分布多條貫穿裂縫；管片變形主要發(fā)生在無排水板鋪設區(qū)域，環(huán)向以受拉為主，而環(huán)向螺栓有較大的安全裕度；排水板材料屬性對組合襯砌承載性能影響顯著，隨著其彈性模量略微增加，鋼管各部位內(nèi)水壓承載比明顯降低，自密實混凝土底部發(fā)生開裂，管片環(huán)向拉應力持續(xù)增大，組合襯砌出現(xiàn)整體聯(lián)合承載趨勢，對管片受力較為不利，后期優(yōu)化設計應以控制排水板彈性模量為主，建議其彈性模量取值不超過10 MPa，以保證襯砌結構安全運行。研究成果可為水工隧洞組合襯砌結構設計提供參考。

關 鍵 詞：水工隧洞；組合襯砌；排水板；受力特性；安全裕度

中圖法分類號：TV314

文獻標志碼：ADOI：10.16232/j.cnki.1001-4179.2024.10.024

0 引 言

水電作為可再生的清潔能源，在“雙碳”目標實現(xiàn)過程中發(fā)揮著重要作用^［1-2］。為此，中國加快水電開發(fā)，大力發(fā)展抽水蓄能，同時建設大量引調(diào)水工程，完善水資源優(yōu)化配置。水工隧洞作為在水利水電工程中發(fā)揮重要作用的水工結構，在保水、供水、輸水方面有著突出貢獻。

隧洞襯砌結構設計是否合理直接關乎輸水工程的可靠性、安全性、經(jīng)濟性。相關學者對于不同襯砌結構受力特性和承載機理進行了大量研究。在傳統(tǒng)單層管片襯砌和雙層復合襯砌受力特性研究方面，文獻［3-4］基于有限元計算軟件，建立了管片襯砌結構的三維多環(huán)模型，系統(tǒng)研究了隧洞不同工作階段下平行四邊形管片襯砌的承載性能；Wunfan等^［5］通過對全尺寸雙層復合襯砌結構進行原型試驗，研究了不同受力模式下襯砌的受力特征；Takamatsu等^［6］通過比較試驗結果與理論模型結果，對雙層襯砌的縱向力學行為進行了對比分析，提出了較為可行的雙層襯砌結構簡化設計方法；吳正橋等^［7］基于南水北調(diào)中線穿黃工程，對單層管片襯砌、管片內(nèi)襯鋼筋混凝土和管片內(nèi)襯預應力鋼筋混凝土3種襯砌結構方案的受力特征進行了對比分析；謝小玲等^［8］建立雙層復合預應力襯砌結構有限元模型，對襯砌施工、充水運行的實際過程進行模擬，并將結果與仿真試驗進行對比分析，相互驗證了具有非連續(xù)變形柔性結構的內(nèi)、外襯之間的傳力機制。在組合襯砌結構受力特性研究方面：劉庭金等^［9］針對內(nèi)外荷載共同作用下的“管片-自密實混凝土-鋼管”三層襯砌結構進行了原型試驗，揭示了結構經(jīng)歷彈性、彈塑性損傷及破壞3個階段呈現(xiàn)出的連續(xù)性破壞特征；汪思聰^［10］建立了荷載-結構模式下輸水隧洞三層襯砌結構的三維有限元計算模型，重點分析了荷載作用下結構內(nèi)外襯共同聯(lián)合受力時的力學性能。通過上述研究，學者們在水工隧洞襯砌結構受力特性和承載機理方面已取得了豐富的科研成果。

近年來，為滿足相關工程對水工隧洞襯砌結構承載能力和耐久性的需求，設計人員在傳統(tǒng)管片襯砌基礎上提出一種預制管片搭配鋼管、自密實混凝土、排水板結構的新型組合襯砌（局部鋪設），旨在實現(xiàn)“結構聯(lián)合、功能分離”。排水板相對于管片、自密實混凝土、鋼管而言是一種較薄的軟弱材料，局部鋪設排水板對組合襯砌的受力特性影響明顯，而目前研究缺乏針對該類組合襯砌結構受力特性方面的相關成果，其復雜的傳力機理有待探究。

隨著計算機應用技術的快速發(fā)展以及有限元計算軟件的成熟應用，有限元分析在工程應用方面得到了越來越廣泛的重視。相對于復雜的試驗方法^［11-12］，建立數(shù)值計算模型進行受力分析是目前研究襯砌結構受力性能及圍巖與襯砌相互作用的主要方法和手段。因此，本文以珠江三角洲水資源配置項目中穿越城區(qū)TBM輸水隧洞工程為例，重點研究排水板局部鋪設時組合襯砌結構的受力特性以及排水板材料屬性對襯砌承載性能的影響，以期為組合襯砌結構優(yōu)化設計提供參考。

1 基本理論

1.1 混凝土本構模型

混凝土材料具有較大的抗壓強度，而抗拉強度很低，在很多情況下混凝土結構常出現(xiàn)裂縫，對于素混凝土而言亦十分常見。裂縫的出現(xiàn)對混凝土構件承載性能的影響十分顯著，能夠引起開裂位置附近應力的劇烈波動和結構整體剛度的下降。因此，考慮到組合襯砌自密實混凝土（素混凝土）的開裂，本文采用ABAQUS軟件內(nèi)置的混凝土塑性損傷模型，該模型引入單元塑性應變與損傷關聯(lián)，不需要預先假定裂縫位置，且不會同時出現(xiàn)大面積開裂，在混凝土結構非線性數(shù)值分析中得到了廣泛的應用^［13］。

該工程自密實混凝土在內(nèi)水壓作用下，僅發(fā)生受拉開裂，根據(jù)GB 50010-2010《混凝土結構設計規(guī)范》^［14］中的計算公式，對混凝土的拉應力-拉應變關系進行定義，可得到C30混凝土的單軸受拉應力-應變曲線如圖1及式（1）～（4）所示，其抗拉強度取標準強度2.01 MPa。

σ=（1-d）Eε（1）

d=1-ρ1.2-0.2x⁵x≤1

1-1α（x-1）^1.7+xρx>1（2）

x=εε（3）

ρ=fEε（4）

式中：σ為混凝土拉應力，MPa；ε為受拉混凝土的拉應變；d為混凝土單軸受拉出現(xiàn)損傷的演化參數(shù)；E為混凝土彈性模量，MPa；α為混凝土單軸受拉應力-應變曲線平滑下降段參數(shù)取值；f為混凝土單軸抗拉強度，MPa；ε為與單軸抗拉強度f相應的混凝土峰值拉應變。

1.2 面-面接觸模型

對于組合襯砌而言，在外部荷載作用下結構交界面之間會發(fā)生一定的擠壓、滑動甚至相對脫離的情況，因此需要考慮合適的接觸模型來模擬結構交界面之間的相互作用。本文選擇面-面接觸模型模擬結構之間的接觸^［14-15］。接觸面之間的相互關系包含法向作用和切向作用兩部分，當接觸表面之間發(fā)生貼合以至發(fā)生局部穿透作用時，接觸面法向上產(chǎn)生接觸壓力p，并在接觸面間出現(xiàn)最大為μp的摩擦阻力；當接觸單元間的剪力F大于μp時，接觸面切向?qū)l(fā)生摩擦滑移^［13］。本文徑向接觸屬性設置為硬接觸，接觸切向行為在默認情況下，使用庫倫摩擦模型作為判斷依據(jù)，判斷接觸的兩個面之間是否發(fā)生相對滑動。發(fā)生滑移的依據(jù)^［16-17］：

τ=τ（5）

其中，

τ=τ²+τ²（6）

τ=μp（7）

式中：τ為等效剪應力；τ與τ為沿接觸面并且相互垂直的兩個剪切應力；τ為極限剪應力，并與接觸面間接觸壓力p成正比；μ為結構界面摩擦系數(shù)。τ>τ后接觸單元即發(fā)生相對滑移。

2 三維有限元模型

2.1 工程實例

研究實例為珠江三角洲水資源配置項目^［18］中穿越城區(qū)的TBM輸水隧洞工程，該工程等別為I等，工程規(guī)模為大（1）型，輸水干線主要建筑物均為1級。輸水隧洞穿越城市建成區(qū)，建筑物安全性要求高。該輸水隧洞采用管片外襯、鋼管內(nèi)襯結構，其間充填高性能自密實混凝土^［19］并在管頂240°范圍內(nèi)設置隔離排水層。排水方式采用新型復合排水板方案，即在襯砌管片內(nèi)側自密實混凝土上部240°沿隧洞方向鋪設新型復合排水板（厚度20 mm，材料彈性模量和泊松比分別為6.0 MPa、0.36），形成隔離排水層，整體斷面圖如圖2所示。

該工程中TBM管片采用3塊標準塊+2塊鄰接塊+1塊封頂塊分塊形式，單環(huán)幅寬1.5 m，封頂塊位于拱腰，管片混凝土強度等級為C50，縱縫布置12顆螺栓，環(huán)縫布置10顆螺栓進行定位，螺栓型號為8.8級M30^［20］，結構示意如圖3所示。

2.2 有限元網(wǎng)格

考慮工程實際、計算效率，結合相關研究成果^{［3，21］}，數(shù)值計算模型在洞軸向取3環(huán)管片寬度（3×1.5m），四周圍巖計算范圍取為5倍開挖洞徑，豆礫石與圍巖之間的相互作用以共節(jié)點方式模擬，以此建立三維有限元模型，具體如圖4所示。

三維有限元模型中，鋼管和加勁環(huán)采用三維殼單元S4R模擬，自密實混凝土、排水板、TBM管片、豆礫石均采用C3D8R單元模擬，螺栓采用埋藏式T3D2單元模擬，與埋入的管片單元保持位移協(xié)調(diào)，管片沿Y軸正方向分別命名為CQ-1、CQ-2、CQ-3。模型總計約281 486個單元和328 642個節(jié)點。有限元計算模型采用笛卡爾直角坐標系，規(guī)定Z軸為豎直方向，以向上為正；Y軸指向洞軸向，向內(nèi)為正；X軸方向由右手法則確定；坐標原點位于鋼管截面的中心位置。

為模擬結構交界面之間的相互作用，建立鋼管和自密實混凝土內(nèi)表面、自密實混凝土外表面和管片內(nèi)表面、管片外表面和回填豆礫石內(nèi)表面以及管片之間接頭的面-面接觸，具體如圖5所示。接觸面法向行為設置成硬接觸，即只有當主面和從面處于壓緊狀態(tài)時才會有法向力的傳遞；接觸面切向行為采用庫倫摩擦模型，摩擦系數(shù)不隨法向力變化。長期運行過程中充放水荷載循環(huán)作用下交界面的粘結強度會損失殆盡，因此接觸面間不考慮界面粘結強度的影響。管片接縫摩擦系數(shù)取0.5^［22］，管片與自密實混凝土、豆礫石界面摩擦系數(shù)均取0.6^［23］，鋼管和自密實混凝土界面摩擦系數(shù)取0.5^［24］。

2.3 模型參數(shù)

選取的計算斷面圍巖為Ⅲ類花崗巖，圍巖材料參數(shù)如表1所列。本文采用摩爾庫倫屈服準則模擬其應力-應變關系。隧洞鉛垂向埋深86 m，隧洞應力場為自重應力場，側壓力系數(shù)為0.282，上部覆蓋巖體采用等效覆重模擬其作用，等效覆重簡化為均布荷載P，計算公式如式（8）所示：

P=γh（8）

式中：γ為圍巖的重度，kN/m³；h為模型未包含的上部巖體厚度，m。

混凝土材料參數(shù)如表2所列，其中，管片混凝土（C50）采用線彈性本構，自密實混凝土（C30）采用塑性損傷本構。

鋼材材料參數(shù)如表3所列，螺栓與鋼管均采用線彈性本構。

2.4 荷載與邊界條件

考慮到隧洞充水運行前，管片已經(jīng)承受外部水壓力，襯砌處于受力狀態(tài)，因此，結合施工過程，本文計算步驟為：① 平衡初始地應力；② 隧洞內(nèi)土體開挖一次完成，開挖荷載全部釋放；③ 施作外襯管片并進行豆礫石灌漿（未考慮豆礫石灌漿壓力）；④ 施作鋼管和自密實混凝土；⑤ 管片外表面施加均勻外水壓力（0.22 MPa）；⑥ 鋼管內(nèi)表面逐級施加內(nèi)水壓力至1.21 MPa。由于圍巖主要用于提供約束作用，計算邊界條件為：模型頂部自由變形，底部全位移約束，前后、左右結構面均為法向約束。

3 組合襯砌結構受力特征

3.1 鋼管變形與應力

內(nèi)水壓施加完成后鋼管受力特征如圖6所示。徑向上鋼管整體向外膨脹變形，呈現(xiàn)上抬趨勢，排水板鋪設區(qū)域位移普遍在1.0 mm以上，最大為1.15 mm，主要位于腰部至排水板末端位置，排水板末端以下至底部區(qū)域變形最小，位移值在0.18 mm以內(nèi)，整體表現(xiàn)出橫橢圓變形特征；應力方面，排水板端部與混凝土交接區(qū)域鋼管受彎導致應力集中，環(huán)向拉應力最大約為110.32 MPa，達到屈服強度的32.9%，同時受自密實混凝土開裂影響，在裂縫位置出現(xiàn)應力波動^［25-26］，而在自密實混凝土未開裂區(qū)域的鋼管環(huán)向應力普遍在60～70 MPa之間，存在較大的安全富裕。

3.2 自密實混凝土開裂特征

提取不同內(nèi)水壓力下自密實混凝土裂縫（圖中紅色區(qū)域）分布情況，如圖7所示。在內(nèi)水壓力為0.36 MPa時排水板末端位置首先開裂，之后在腰部、頂部位置處相繼出現(xiàn)8條貫穿裂縫，均分布于排水板鋪設區(qū)域。

統(tǒng)計自密實混凝土不同位置最大裂縫寬度及貫穿情況，如圖8所示。8條貫穿裂縫中，在腰部附近（排水板端部錯動區(qū)）裂縫寬度最大、損傷嚴重，達到了0.683 mm，而拱頂環(huán)向67°/293°位置處裂縫寬度最小，為0.410 mm，均表現(xiàn)為內(nèi)大外小的開裂特征，而其余各部位表現(xiàn)為內(nèi)小外大的開裂特征，整體符合“橫橢圓”變形規(guī)律；裂縫環(huán)向最大間距為5.57 m，最小間距為0.62 m，平均間距為2.16 m。

3.3 管片變形與應力

管片受力特征如圖9所示。管片徑向上變形主要位于無排水板鋪設區(qū)域，而在排水板端部位置最大為0.12 mm，在排水板鋪設區(qū)域由腰部至頂部逐漸減小，位移值在0.10 mm以內(nèi)；環(huán)向應力方面，以中間環(huán)CQ-2環(huán)為例，管片整體處于受拉狀態(tài)，在管片接縫位置以及排水板末端區(qū)域拉應力較小，而螺栓耦合區(qū)域兩者同步變形，導致該耦合區(qū)管片受拉嚴重，拉應力最大為2.67 MPa，而其它部位拉應力普遍在0.2～0.6 MPa之間。

以中間環(huán)CQ-2環(huán)為例，提取每塊管片中部剖面在不同內(nèi)水壓力下的環(huán)向應力（平均值）進行繪制，如圖10所示?？梢钥闯觯涸趦?nèi)水壓增長過程中，管片整體由受壓轉變?yōu)槭芾瓲顟B(tài)，并在內(nèi)水壓力為0.58 MPa時管片分擔的內(nèi)水壓力已抵消外部水壓力作用，最終位于無排水板鋪設區(qū)域的標準塊B3與鄰接塊L2相對承擔較大內(nèi)水壓力，拉應力最大為0.65 MPa，排水板鋪設區(qū)域各部分管片應力普遍較低。

3.4 螺栓應力

沿順時針方向?qū)Q-2環(huán)管片之間的環(huán)向螺栓編號為HLS-1至HLS-6，以此分析螺栓的應力增長規(guī)律，如圖11所示。其中，“正值”表示受拉，“負值”表示受壓。

可以看出：在內(nèi)水壓力為0～0.42 MPa時，管片處于受壓狀態(tài)，環(huán)向螺栓壓應力逐漸減小；在內(nèi)水壓力為0.6 MPa之后，管片整體由受壓轉變?yōu)槭芾瓲顟B(tài)，縱縫開度逐漸增大，環(huán)向螺栓拉應力亦同步逐漸增長，而位于無排水板鋪設區(qū)域的標準塊B3與鄰接塊L2接縫處的HLS-4和HLS-5螺栓應力在內(nèi)水壓力為1.0 MPa之后迅速增加，應力最大分別達到了110.10 MPa和127.35 MPa，約為屈服強度（688 MPa）^［20］的16.0%和18.5%，仍有較大的安全儲備。

4 排水板材料屬性敏感性分析

排水板長期在復雜的地下環(huán)境運行而難免老化^［26］，加之鋪設過程中自密實混凝土注入，排水板綜合彈性模量會發(fā)生一定變化。因此，本節(jié)保持其他計算參數(shù)不變，將排水板彈性模量E改變?yōu)?，6，10，15 MPa，進行排水板材料屬性敏感性分析。

4.1 鋼管變形與應力變化規(guī)律

不同排水板彈性模量下鋼管徑向位移如圖12所示。由圖可知，不同排水板彈性模量下，排水板鋪設區(qū)域鋼管各部位變形明顯大于無排水板鋪設區(qū)域，隨著排水板彈性模量由2 MPa增加至15 MPa，排水板鋪設區(qū)域鋼管變形更加受限，徑向位移持續(xù)降低，最大值由1.80 mm降低為0.69 mm，而無排水板鋪設區(qū)域鋼管徑向位移最大值由0.06 mm增大為0.17 mm，鋼管底部上抬趨勢減弱。

不同排水板彈性模量下鋼管環(huán)向應力如圖13所示。不同排水板彈性模量下，鋼管頂部位置環(huán)向應力處于較高水平，排水板端部區(qū)域鋼管出現(xiàn)應力集中，環(huán)向應力劇烈波動，而由于自密實混凝土損傷開裂，導致開裂位置相對應的鋼管部位出現(xiàn)應力起伏現(xiàn)象。隨著排水板彈性模量增加，鋼管頂部位置環(huán)向應力由101.47 MPa降低為39.16 MPa，降幅比例約61.4%；底部位置環(huán)向應力由86.33 MPa降低為40.12 MPa，降幅比例約53.7%；而排水板端部區(qū)域鋼管環(huán)向應力由141.36 MPa降低為68.46 MPa，降幅比例約51.6%。除排水板端部應力集中區(qū)域外，鋼管環(huán)向應力逐漸趨近于同一水平。

提取鋼管在環(huán)向角度為0°，45°，90°，135°，180°部位處的計算結果，分析不同排水板彈性模量下鋼管內(nèi)水壓承載比（各構件軸拉力與內(nèi)水壓力作用產(chǎn)生軸拉力總和的比值^［27］），其變化規(guī)律見圖14。

由圖可知：隨著排水板彈性模量由2 MPa增加至15 MPa，鋼管各部位內(nèi)水壓承載比呈指數(shù)型下降趨勢，頂部位置最大由76.80%降低為37.55%，最終各部位近似分擔相同程度的內(nèi)水壓力。

4.2 自密實混凝土裂縫演化規(guī)律

自密實混凝土裂縫演化規(guī)律如圖15所示（僅統(tǒng)計裂縫寬度0.05 mm以上的裂縫）?？梢钥闯觯弘S著排水板彈性模量的增加，自密實混凝土最大裂縫寬度由0.910 mm減小至0.469 mm，排水板鋪設區(qū)域內(nèi)（240°）裂縫條數(shù)逐漸減少，而無排水板鋪設區(qū)域內(nèi)（120°）自密實混凝土逐漸開裂，裂縫間距與排水板鋪設區(qū)域近似相同。

4.3 管片環(huán)向應力變化規(guī)律

提取中間環(huán)CQ-2環(huán)每塊管片中部剖面在不同排水板彈性模量下的環(huán)向應力（平均值），如圖16所示?？梢钥闯觯翰煌潘鍙椥阅Ａ肯鹿芷w均為受拉狀態(tài)，隨著排水板彈性模量升高，管片環(huán)向應力持續(xù)增加，最終達到0.60～0.71 MPa，基本處于同一水平；對于位于無排水板鋪設區(qū)域的標準塊B3與鄰接塊L2而言，鋼管、自密實混凝土、管片聯(lián)合承載內(nèi)水壓力，管片環(huán)向應力一直處于較高水平，由0.50 MPa變化為0.71 MPa；對于位于排水板鋪設區(qū)域的管片而言，排水板彈性模量的提高導致環(huán)向應力大幅度增加，由0.04 MPa變化為0.76 MPa，增長約18倍，但排水板彈性模量為10 MPa以后，應力增長依舊保持上升趨勢，對管片承載較為不利，因此應控制排水板彈性模量不超過該值。

5 結 論

本文通過建立鋪設排水板的組合襯砌三維精細化數(shù)值計算模型，綜合考慮鋼管、自密實混凝土、管片以及各環(huán)之間交界面多層接觸作用，采用混凝土塑性損傷本構模型，系統(tǒng)研究了多種非線性因素作用下組合襯砌結構的受力特性，可以得到以下結論：

（1）受襯砌上部排水板鋪設的影響，充水運行期鋼管整體向外膨脹變形，呈現(xiàn)上抬趨勢；由于自密實混凝土開裂，鋼管在裂縫位置出現(xiàn)應力波動，腰部至排水板末端位置應力集中明顯，但整體應力水平較低，為提高結構經(jīng)濟性，其厚度可適度減薄優(yōu)化。

（2）排水板的鋪設導致自密實混凝土在該鋪設范圍出現(xiàn)多條貫穿裂縫，腰部以下靠近排水板端部區(qū)域開裂最為嚴重，并發(fā)生徑向錯動，裂縫張開特征整體符合“橫橢圓”變形規(guī)律。

（3）由于排水板阻隔傳力，管片變形主要位于無排水板鋪設區(qū)域，在排水板端部位置最大；管片整體處于受拉狀態(tài)，而螺栓埋入耦合區(qū)域兩者共同受拉，接近屈服，環(huán)向螺栓應力有較大的安全儲備。

（4）隨著排水板彈性模量增加，排水板鋪設區(qū)域鋼管變形受限，上抬趨勢減弱，鋼管應力逐漸趨于一致，最終各部位近似分擔相同程度的內(nèi)水壓力；底部自密實混凝土出現(xiàn)開裂，管片環(huán)向拉應力持續(xù)增大，組合襯砌出現(xiàn)聯(lián)合承載趨勢，對管片受力不利。因此，工程中應控制排水板的彈性模量不超過10 MPa，以充分發(fā)揮各構件的承載水平。

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（編輯：鄭 毅）

Mechanical characteristics of combined lining structure of hydraulic

tunnels with drainage boardZHANG Chuanjian¹，WANG Boshi^2，3，ZHANG Cunhui¹，TAO Jun²，SU Kai²

（1.Changjiang Survey，Planning，Design and Research Co.，Ltd.，Wuhan 430010，China； 2.State Key Laboratory of Water Resources Engineering and Management，Wuhan 430072，China； 3.Management Committee of Suzhou Science and Technology Town，Suzhou 215000，China）

Abstract： In order to explore the mechanical characteristics of the combined lining structure of hydraulic tunnels laid with drainage board，an overall three-dimensional numerical model of rock-lining was established based on the finite element software ABAQUS.The constraints of surrounding rock，the contact nonlinearity of structural interface and the cracking nonlinearity of self-compacting-concrete were taken into consideration.The stress characteristics of steel pipe，self-compacting-concrete，segment and bolt under internal water pressure were thoroughly investigated.The influence of material property of drainage board on bearing capacity of structure was further discussed.The results show that the "transverse ellipse" deformation of the steel pipe occurs when the lining is filled with water，and an overall uplifting trend appears.The steel pipe at the end of the drainage board is in a state of bending and shear stress，and the overall stress level is low.The radial dislocation of self-compacting-concrete occurs after the end of drainage board cracks，and several penetrating cracks are distributed in the circumferential direction.Segment deformation mainly occurs in the area without laying drainage board，and the annular direction is mainly in tension.The annular bolt has a large safety margin.The material property of the drainage board has a significant effect on the bearing capacity of the combined linings.With slight increase of elastic modulus of drainage board，the bearing ratio of the steel tube decreases obviously and the bottom of self-compacting-concrete cracks，and circumferential tensile stress of the segment continues to increase，the combined lining shows an overall joint bearing trend，which is unfavorable to the segment.The later optimization design should focus on controlling the elastic modulus of the drainage board.It is recommended that the elastic modulus should not exceed 10 MPa to ensure the safe operation of the lining structure.

Key words： hydraulic tunnel；combined lining；drainage board；mechanical characteristics；safety margin