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象，进一步加剧了该区域的局部剥离；在当前开裂
状态下进一步叠加水压荷载作用时，则裂缝附近剥
离的聚脲涂层向结构基面压紧，裂缝间隙中未受支
撑的涂层段产生相对更大的弯曲变形，导致在裂缝
两侧尖角位置发生应力集中，如图 ４所示。
当结构基面发生开裂且不存在水压荷载作用时，
计算结果表明：在开裂局部位置发生涂层剥离破坏，
以本模型为例，当裂缝宽度达到 ５ｍｍ时，单侧剥离
宽度约为 ４０ｍｍ，为裂缝宽度的 ８倍；裂缝位置涂层 图 ４ 结构表面模型涂层破坏演化过程
伸长率并未随着裂缝开展保持单调增长趋势，而是呈现先增长后稳定的变化规律，以本算例为例，当裂
缝宽度达到 ５ｍｍ时，换算伸长率仅为 ６．３％，远低于规范要求的聚脲材料断裂伸长率值（３００％～４００％）。
分析以上破坏模式成因，在裂缝开展初期，涂层本身变形刚度小于粘结界面变形刚度，因此涂层
材料内部拉应力迅速增长，涂层轴向内力随裂缝张开逐渐增大；随着裂缝持续开展，一方面涂层变形
刚度超过粘结界面的变形刚度，一方面涂层轴向内力不断增大，当轴向内力达到粘结层破坏荷载后，
发生粘结层的持续剥离破坏，此时轴向内力趋于稳定，因此涂层材料的伸长率也趋于稳定。通过上述
分析可知，得益于聚脲涂层优异的延展性能和较高的断裂伸长率，以及其特殊的非线性黏弹性变形行
为，涂层能够在较宽的基面开裂工况下依然保持完好状态。
当基面开裂且涂层表面作用有外水压力时，水压荷载将导致涂层同断裂点尖角接触位置发生应力
集中，若该位置最大应力超过材料的抗拉强度时，材料将会发生破坏，此时防渗层不再具备止水防渗
性能，以本模型为例，当裂缝宽度达到 ５ｍｍ时，涂层最大拉应力仅为 １０．２ＭＰａ，但同时作用 １０ＭＰａ
外水压荷载时，裂缝应力集中部位最大应力达到 ２８．２ＭＰａ，比前述工况高出 １７６．５％，因此可知，外
水压的作用将显著影响防渗结构承载性能。
４．１．２ 承载性能分析 以 ＳＭ１ － Ｔ Ｆ１Ｃ２Ｐ 工况为例，涂层剥离长度及最大应力随水压荷载变化情况
如图 ５所示，其中，剥离长度随水压荷载变化趋势不显著，最大应力则随水压荷载增大而增大，以厚
度 ４ｍｍ涂层工况为例，当水压荷载从 ５ＭＰａ增大至 １５ＭＰａ时，最大应力从 ７．７２ＭＰａ增大至 １３．０１ＭＰａ，
增幅为 １．６９倍，究其原因，该工况下破坏模式类似两端固支梁的破坏模式，由于梁体厚度（涂层厚
度）大于梁体跨度（裂缝宽度），因此剪应力处于控制状态，且随着梁顶均布荷载的增大，剪应力显著
增大，导致最大应力相应增大；同时因梁体处于剪切受力状态，其轴向变形较小，因而水压荷载增大
并不会导致轴力的显著变化，因而剥离长度差别较小。

图 ５ ＳＭ１模型不同水压荷载计算结果

粘结强度影响涂层同结构基面间的剥离响应，因此显著影响结构在基面开裂及水压作用下的响应
行为及承载性能。以 ＳＭ１ － Ｔ Ｆ１Ｃ Ｐ５工况为例，剥离长度及最大应力计算结果如图 ６所示，涂层剥
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