海底电缆作为连接陆地与海上风电场的传输介质，以及洲际或国家电网互联的核心组件^[1]，其安全运行对全球能源互联网建设至关重要。然而，在复杂的海洋环境中，海底电缆时刻遭受各种因素的威胁。长距离电力传输不可避免地需要穿越地震活动区，地震时会引起近地表断层和永久性地表移动^[2]，严重威胁着海底电缆的正常运行。1929年在纽芬兰南面的海底地震使得该海域密集分布的海底电缆发生大量断裂^[3]。2006年在中国台湾屏东县和日本新泻县发生的地震造成了海底电缆的损坏，影响了通信联系和信息交流，造成了严重的经济损失^[4]。2003年阿尔及利亚近海发生的地震造成6条海底电缆的断裂，并中断了地中海地区的所有海底通信网络^[5]。地表位移会对海底电缆造成不可逆的机械损伤，导致海缆扭转、弯曲变形甚至断裂等严重损坏，影响电力传输。因此，了解海底电缆在冲击作用下的机械行为对于海底电缆的运维十分必要。

相关学者基于有限元分析对海底电缆的拉伸、扭转、弯曲等力学行为进行了大量研究。刘子惠等^[6]与Fang等^[7]对海底电缆机械损伤作出了总结。Shao等^[8]以地质灾害中的走滑断层为例，利用ABAQUS软件建立了“海床-海缆”显示动力学仿真模型，得到了不同断层位移下海缆钢丝铠装与铜导体的位移、力学行为等规律。Wang等^[9]设计了一种实验装置来模拟海底滑坡与海底通信电缆之间的相对运动，并研究了海底滑坡的冲击行为。Chang等^[10]考虑了拉伸、扭转和压缩载荷耦合作用下海底电缆的机械行为，从而发现当电缆位于海平面以下4 000 m时，耦合载荷可能使整体拉伸刚度降低到30%。Fang等^[11]通过解析和数值方法研究了海底电力电缆在轴对称载荷下的机械性能，并预测出电缆的张力与扭转刚度，所得结论将有利于电力电缆的截面设计。Yang等^[12]提出了一种计算非线性拉扭耦合效应的方法，并结合脐带缆的拉伸实验测试，以探究脐带缆结构的拉扭破坏机理。

尽管已有的文献大多聚焦于轴向情况的分析，却少有弯曲分析。Menard等^[13]用3D的FE模型数值方法来计算动态海底电力电缆的全局机械行为和局部应力状态，然后将数值模型与实验结果进行比较，该模型在预测非线性弯曲行为和局部应力方面有较高的准确性，这对电缆设计过程至关重要。Li等^[14]建立了一种三维体积元(Representative volume element，RVE)模型，以预测三芯海底电缆的非线性弯曲刚度，该模型的开发基于恒定曲率与周期性边界条件的应用，研究结果有助于海底电缆的设计与优化。Fang等^[15]开发了一种基于重复晶胞(Repeated unit cell，RUC)技术的海底电缆弯曲有限元模型，使用了具有周期性条件的短长度代表性单元，简化了海底电力电缆的弯曲分析。在地表位移的冲击下，海底电缆也会发生弯曲力学行为。然而，鉴于目前海底电缆工作环境的复杂性，以海洋地震为背景来研究受冲击作用下海底电缆的力学响应的相关研究较为少见。

本文在上述研究的基础上，通过ABAQUS软件建立“海床土壤-海底电缆”三维动力响应分析模型，模拟地表位移土块冲击海底电缆的过程。此外，本研究还考虑了地表土块的冲击速度，以反映不同震级下海底电缆的损伤情况。分析了钢丝铠装、铜导体以及光纤单元的应力变化规律，并探讨了海缆导体与光纤单元压缩率与缓冲距离的关系，研究结果可为海底电缆损伤分析及敷设提供参考。

1 理论分析 1.1 弯曲

弯曲情况相对来说较为复杂，需要考虑法向与切向上的接触，如图 1(a)所示。海缆中的三芯铜导体属于绞合结构，通过绞合导体反复弯曲实验可以得到绞合导体的跨中弯矩与曲率^[16]。绞合导体跨中弯矩M计算公式为

$ \boldsymbol{M}=\frac{\boldsymbol{F} L_{\mathrm{s}}}{4} 。$

(1)

式中：F为跨中反力；L_s为两铰点之间导体长度。

绞合导体跨中曲率κ计算公式为

$ \kappa=\frac{12 \omega}{L_{\mathrm{s}}^2} 。$

(2)

式中：ω为绞合导体跨中位移。

钢丝铠装由n根铠装线绞合而成，每根铠装线以等距的间隔重复，如图 1(b)所示。在分析钢丝铠装受弯矩力的过程中，需要将压力分布到每根铠装线上，单根铠装线上所受的力F_{f, i}可表示为

$ F_{f, i}=\frac{n l_i}{2 \mathsf{π} R \cos \alpha} 。$

(3)

式中：l_i为第i根和第i+1根铠装线之间的宽度；R为电缆的半径；α为铠装线缠绕角度。

在得到了接触压力后，钢丝铠装的摩擦力f可推导为

$ f=\mu F_{f, i} 。$

(4)

式中μ为摩擦因子。

此外，在弯曲力矩的作用下，n根钢丝铠装线的弯曲刚度也可累加，从而得到整个铠装结构弯曲刚度K的公式：

$ K=E_0+\sum\limits_{i=1}^n \frac{2 E_i \cos \alpha}{2+v_i \sin ^2 \alpha} 。$

(5)

式中：E₀为垂直单元的弯曲刚度，E_i为第i根钢丝铠装线的弯曲刚度；α为铠装线缠绕角度；v_i为单根铠装线i的泊松比。

1.2 张力

在冲击过程中，钢丝铠装在轴向上还会受到拉伸力的作用。钢丝铠装为螺旋部件，如图 1(b)所示，在给定的轴向位移变形δ下，会产生旋转角度变形θ和径向位移变形△u。基于Knapp^[17]推导出的应变公式，将螺旋单元的应变ε表示为

$ \varepsilon=\frac{\delta}{L} \cos ^2 \alpha-\frac{\Delta u}{R} \sin ^2 \alpha+R \frac{\theta}{L} \sin \alpha \cos \alpha 。$

(6)

式中：L为电缆的长度；R为钢丝铠装的外径。

应变所对应的螺旋单元的应力F_i为

$ F_i=E A \varepsilon 。$

(7)

式中E和A分别为钢丝铠装的弹性模量和横截面积。

作用在单根钢丝铠装上的轴向力F_{a, i}为

$ F_{\mathrm{a}, i}=F_i \cos \alpha 。$

(8)

所有钢丝(共n根)铠装的轴向合力F_a为

$ \begin{gathered} F_{\mathrm{a}}=\sum\limits_{i=1}^n F_{\mathrm{a}, i}= \\ n E_i A_i\left[\cos ^3 \alpha\left(\frac{\delta_i}{L}\right)-\frac{\Delta u_i}{R_i} \sin ^2 \alpha \cos ^2 \alpha+R_i \frac{\theta_i}{L_i} \sin \alpha \cos ^2 \alpha\right] 。\end{gathered} $

(9)

式中E_i、A_i、δ_i、△u_i、R_i、θ_i、L_i分别为第i根螺旋铠装线的弹性模量、横截面积、轴向位移、径向位移、外径、旋转角度以及缆线长度。

1.3 海缆-土壤相互作用

海缆与土壤之间的相互作用可参考管土相互作用，采用非线性土弹簧来解决此问题^[18]。一般来说，海缆在海床中受到的轴向摩擦力可通过平行于海缆方向的轴向弹簧来模拟表征，而垂直于海缆方向的压力则由垂直弹簧来模拟表征，如图 2(a)所示。考虑到实际实施的便捷性以及模型的有效性，可采用对称的弹塑性曲线来表征土弹簧的力学特性，如图 2(b)所示，F_u与x_u分别表示对应方向上土弹簧所受的力以及产生的相关位移。

2 有限元计算模型 2.1 复合海底电缆模型及简化参数

本文以长岛砣矶-大钦35 kV线路工程项目为研究背景，该项目采用了YJQF41-26/35-3×500+36C海底电缆(内含36芯光缆)。三芯复合海底电缆结构主要分为三个部分，分别是传输部分(涵盖电力与通信)、填充部分(采用聚乙烯填充)以及保护结构(由镀锌钢丝铠装构成)。海底电缆内部结构复杂，为在确保计算准确性的前提下缩短计算时间，需要根据部件的机械属性及厚度对海底电缆几何结构进行适当简化。由于本研究重点关注海底电缆主要部件的机械行为，因此可将机械属性相近的结构合并，且厚度较小的结构可忽略，这样不会影响对主要结构力学响应规律的观察。导体屏蔽层、绝缘屏蔽层和半导体防水层的厚度较小，且这些组件的材料特性与交联聚乙烯(Cross-linked polyethylene, XLPE)绝缘材料相似，故将它们归并为一个部分。防腐蚀层的厚度较小，可视为聚乙烯填充层的一部分。铠装内的缠绕带和内垫层则归为钢丝铠装的一部分。最终，可将复合海底电缆简化为7层结构，由内到外依次为：铜导体、XLPE绝缘层、合金铅护套、聚乙烯填充层、镀锌钢丝铠装层、外被层以及光纤单元。其简化结构剖面图如图 3(a)所示。

图 3(b)展示的是利用Solidworks软件构建的简化海底电缆模型。海底电缆各种组件材料大多是非线性的，因此本研究根据实际的材料应力和应变，利用ABAQUS软件设置多个弹塑性材料参数，其中主要包括外铠装、铜导体、合金铅护套以及光纤铠装。外铠装和光纤铠装的材料是镀锌钢，其他结构的材料主要为弹性模量较低的聚合物，均采用普通的双线性随动强化材料参数。海底电缆实际结构与简化模型结构参数分别如表 1和表 2所示。

2.2 网格单元划分

海底电缆组件根据其几何参数和材料特性进行网格划分。钢丝铠装线的数量较多，每根铠装线沿逆时针方向螺旋，绕向角度为10°。由铜导体、XLPE绝缘层和合金铅护套组成的三芯螺旋传输结构(呈120°对称)与光纤单元沿顺时针方向缠绕。三芯螺旋传输结构与钢丝铠装采用八节点线性六面体实体单元(C3D8R)进行网格划分，采用减缩积分的数值方法，可提高单元刚度矩阵的精度，有效控制沙漏现象。聚乙烯填充层与外护套采用线性四面体单元(C3D4)进行网格划分，并在边界合适位置采用映射的三角形网格。海缆整体网格划分如图 4所示。

2.3 计算模型及边界条件

海底电缆遭受的冲击是瞬时动力学过程，涉及复杂的非线性和接触等问题。本文利用ABAQUS有限元软件中显示动力学模块Explicit来完成模型计算。

在构建海床-海底电缆模型时，设置两块海床土壤。土壤采用Mohr-Coulomb模型进行设置，并模拟海底条件。本文以低压海底电缆项目为研究背景，工程场景位于山东渤海海域。整体上，渤海近海区域海床以粉砂质黏土为主，土壤参数如表 3所示。土壤前、后两端、右端及底部境均设置为法向约束，限制其在x、y、z方向的位移。在左端土块施加速度载荷，模拟地表位移土块冲击海底电缆的情况。将海底电缆作为内置体嵌入右侧土块，有限元模型前视网格图与装配单元分别如图 5(a)与图 5(b)所示。在实际工况中，海底电缆跨越数十千米平铺在土壤中，而在仿真中电缆长度设置为1 m。因此，将海底电缆的两端固定。此外，需要对整个模型施加重力载荷。

对于接触设置，由于海底电缆内部结构复杂，为避免穿透，建立通用接触来模拟海床、海底电缆以及内部各结构层之间的相互作用，并借助罚函数与硬接触分别描述接触面切线与法向的力学行为。对于海缆不同组件之间的滑移，采用弹性小滑动的设置，即允许组件间的相互滑移、分离。

3 损伤分析

许多常用的工程材料都属于弹塑性材料。海底电缆各组件也不例外，它们各自具有特定的屈服极限。当应力低于屈服极限时，材料处于弹性形变阶段，当高于屈服极限时，材料进入弹塑性形变阶段。在弹性形变阶段，若移除对材料施加的载荷，材料能恢复到初始状态；而在弹塑性形变阶段，材料进入屈服阶段，应力表现为上下波动，此时撤去载荷，材料的变形将无法恢复到初始状态。

塑性理论主要涵盖三个方面：屈服准则、流动法则与硬化规律。对处于多轴应力状态下的海缆内部组件，需要采用屈服准则来判断材料的状态，屈服准则可表示为

$ \sigma_{\mathrm{e}}=f(\{\sigma\})=\sigma_y 。$

(10)

式中：σ_e是等效应力；σ_y是屈服应力；σ_e和σ_y可表示为材料单位面积上应力σ的函数f({σ})。

屈服准则又分为三类：Von Mises屈服准则、Hill准则与广义Hill准则。ABAQUS软件计算等效应力所采用的是Von Mises屈服准则，其等效应力的表达式为

$ \sigma_{\mathrm{e}}=\sqrt{\frac{1}{2}\left[\left(\sigma_1-\sigma_2\right)^2+\left(\sigma_2-\sigma_3\right)^2+\left(\sigma_1-\sigma_3\right)^2\right]} 。$

(11)

式中σ₁、σ₂、σ₃分别是x、y、z三个方向上的主应力。

3.1 冲击过程

海底电缆各结构的功能各不相同。聚丙烯外被层包裹着海缆钢丝铠装层，保护整个海缆免受海水侵蚀。合金铅护套将铜导体与绝缘层包裹起来，为其提供保护。XLPE绝缘层具有良好的绝缘性能，使得铜导体与其他结构相互绝缘。聚乙烯填充层用于填充海缆内部各结构之间的空隙，使海缆保持圆整。钢丝铠装层是抵御外部损伤最重要的结构，能加强海缆的抗弯曲机械强度。三芯铜导体是传输电能的主要结构。光纤负责信息传输，并有实时监测海缆温度、应力-应变的作用。因此，本文将主要对钢丝铠装、铜导体、光纤单元结构进行分析。

地震发生时，往往伴随着强烈的地质变形，会产生永久性的地表位移^[19]，从而对海底电缆造成冲击。地表滑动速度会随着震级的增大而增大。一般情况下，平均滑动速度通常在1~3 m/s^[20]。例如，1995年日本神户地震(矩震级6.9)，地表滑动速度平均为1 m/s^[21]；1999年中国台湾Chi-Chi地震(矩震级7.1)，地表滑动速度约为1~2 m/s^[22]。当然，在地震过程中的某些时刻，瞬时值可能会更大，某些大型地震也可能会超出这个范围。因此，为模拟较为极端的情况，本文选取了2、4、6 m/s的地表滑动速度进行仿真计算，同时它们也代表了不同的震级。

海底电缆的弯曲变形部位处于中间位置。图 6展示的是钢丝铠装、铜导体、光纤单元的应力分布(以4 m/s为例)。组件两端的应力是由于将海底电缆两端固定而产生，只需要观察海底电缆中间段即可。在挤压的过程中，组件之间会产生滑移，所以应力最大与最小处并非出现在同一位置。最大的应力出现在50~60 cm之间。因此，本文将提取海底电缆应力最大点的数据进行分析。

模型计算云图如图 7(a)所示。左端海床受速度载荷作用开始移动，冲击海底电缆所敷设的土壤，土壤上表面相互挤压而隆起。能量通过土壤传递到海底电缆上，海底电缆中间位置受到土壤的挤压而弯曲变形，钢丝铠装挤压内部填充层及相邻部件，从而带动内部结构变形。图 7(b)与图 7(c)分别展示的是土壤变形位移与塑性应变的剖面云图，图 7(b)中的箭头表示应力的方向。从图 7(b)与(c)中可以看出，海缆周围的土体单元变形较大，且有断裂的痕迹，整体土壤斜向上隆起。土壤挤压海缆的同时，海缆弯曲侧也在挤压后方土壤，因此，海缆中间段与其后方的土体塑性应变较大。

3.2 海缆结构应力分布

钢丝铠装作为最外层的保护层，其主要材料是镀锌钢。图 8展示了海缆横截面上的应力分布，从Von-mises应力所对应的颜色可以看出，钢丝铠装承受的等效应力最大，其保护作用直接影响到内部结构的完整性。

图 9(a)和(b)分别展示了钢丝铠装变形前、后的应力云图。第一阶段，钢丝铠装开始受力，主要集中在中央位置，几乎瞬间达到钢丝铠装的屈服极限。随着土块不断移动，钢丝铠装超过其最大承受能力，海缆开始产生弯曲形变，应力值随着弯曲程度的增加而出现不同程度的波动。第二阶段，铠装弯曲完成，由于海底电缆各结构层接触紧密，且随着土壤介质不断抵消冲击能量，钢丝铠装会保持其当前的弯曲状态，等效应力波动减小，并逐渐趋于平缓。图 10是钢丝铠装在3种冲击速度下的应力时程曲线。

钢丝铠装在变形的过程中，在轴向和径向都会产生位移。图 11(a)和图 11(b)分别展示了钢丝铠装在不同冲击速度下的位移分布云图与点位图。钢丝铠装的弯曲程度随着冲击速度的增大而增大。在原始状态下的钢丝铠装上等距选取10个点。对比发现，在弯曲结束后，轴向位置30~80 cm的点位在轴向和径向上都产生了位移。其中，最大位移发生在50~60 cm处，呈现向两侧拉伸的状态，这也是钢丝铠装弯曲最大的位置。钢丝铠装的压缩发生在弯曲内侧，由于它的变形，逐渐带动内部结构的变形。通常，电缆层之间的位移从外部传递到内部^[23]，外护套和钢丝铠装的位移最大，导体和光纤单元则较小。

导体的主要材料为铜，铜导体作为海底电缆传输电能的核心部件，其安全至关重要。铜导体屈服应力相比于钢材料较小，且位于海底电缆结构的最内层。由于铜导体是三芯顺时针绞合结构，因此会根据冲击位置的不同而受到不同程度的影响。图 12(a)和12(b)分别展示的是铜导体变形前、后的应力云图。

铜导体在受力过程中主要承受轴向拉伸与弯曲应力。开始时，面向冲击方向的两根导体受力较为明显，最大等效应力可达230.2 MPa。之后，导体弯曲变形并挤压聚乙烯填充物，并随之挤压远离冲击方向的导体。图 13显示了3种冲击速度下铜导体的应力时程曲线。如图 13所示，铜导体的等效应力在0.15 s之后趋于一条直线。在重大的冲击下，海底电缆内部的聚乙烯填充物可起到一定的缓冲作用。

光纤单元包含光纤、光纤铠装和外护套，位于钢丝铠装的内部，与铜导体相互绞合。光纤单元应力主要集中在内、外钢丝中，它的主要材料与钢丝铠装一样，是镀锌钢，对最内层的光纤起到保护作用，因此分析光纤内、外钢丝的损伤情况即可判断光纤是否受损。为便于观察应力分布与变化情况，图 14(a)和图 14(b)分别展示了光纤单元内、外钢丝与铜导体的绞合结构变形前、后的应力云图。

光纤单元在3种冲击速度下的应力时程曲线如图 15所示。在土块冲击的作用下，光纤单元结构余量瞬间消耗殆尽，因此这期间受到的应力并不会太大。之后，钢丝铠装产生弹性应变挤压光纤单元，其应力逐渐增大，且产生较大波动，处于弯曲处的光纤单元会沿周长方向产生侧滑。随着绞合结构的径向收缩，会引起光纤单元绞合松弛，等效应力出现衰减趋势。随后进入塑性应变阶段，后续等效应力振荡幅度减小^[24]。

4 抗震性能分析

通过前文的损伤分析发现，海底电缆组件在冲击后期应力振荡幅度大幅减小甚至趋于平缓，这表明土壤介质具有一定的缓冲能力。因此，有必要研究缓冲距离与海底电缆损伤之间的关系。图 16是海底电缆弯曲处的截面变形随着缓冲距离的变化的云图。从图 16可以看出，当缓冲距离为0.3 m时，截面变形较为严重，钢丝铠装整体呈椭圆形，导体也有较为明显的变形。而当缓冲距离为2.4 m时，海底电缆整体形状保持完整。

铜导体与光纤单元作为具有传输功能的关键部件，直接影响着海底电缆的正常运行，当铜导体与光纤单元的压缩率超过9%时，会严重影响它们的光电性能^[25]。因此，研究缓冲距离同导体和光纤单元变形的关系，有助于确定合理的缓冲距离，从而降低海底电缆损伤的风险。

通过上述损伤分析可知，地表冲击会对海底电缆造成严重损伤。为量化海缆的损伤，一般采用纵向压缩率$ R=\frac{\Delta z}{d}$作为损伤判断标准^[26]。即压缩值Δz(单位mm)与初始直径d(单位mm)的比值，当纵向压缩率超过5%时，会严重影响海缆的正常运行，如图 17所示。

4.1 回填材料的选择

回填的土壤能够有效耗散地表移动产生的冲击能量，从而保护海底电缆的正常运行。不同回填土壤的缓冲能力各不相同，因此，回填土壤的选择至关重要。本文采用的回填法所用材料的参数如表 4所列。玄武岩具有易于形成、储量丰富、紧密结构等优点，常被应用于实际工程。砾石与沙土是最常见的回填材料，但它们的抗冲击强度较低。黏土质地柔软且可塑性强，能减少回填土的空隙，但抗冲刷能力较弱。通过指定各项参数(弹性模量、密度、泊松比、摩擦角以及黏聚力)，能够较好地反映土体的弹塑性力学特性。

在使用不同回填材料的环境下，海缆压缩率与应力时程分别如图 18(a)和图 18(b)所示。随着冲击速度的增加，海缆压缩率增加。观察提取到的海缆表面应力曲线可知，当回填材料为玄武岩时，应力趋于平缓时值最小。再观察4种回填材料下的海缆压缩率变化情况，可得出玄武岩的保护效果优于沙土、砾石与黏土，可以有效降低海底电缆受到的冲击。因此，在海缆敷设区域的数值分析中，将选取玄武岩作为回填材料。

4.2 导体变形关系

纵向压缩率为0意味着冲击不会对海底电缆造成损伤。导体各位置的纵向压缩率各不相同，图 19(a)展示了不同冲击速度下导体纵向压缩率的轴向位置分布情况，在轴向位置40~60 cm处，纵向压缩率明显。因此，选择压缩率最大的位置作为研究对象。图 19(b)展示了不同冲击速度下导体的纵向压缩率与缓冲距离的关系。当钢丝铠装变形后会向内挤压导体，导致导体压缩变形，甚至从XLPE绝缘层上脱落。从图 19(b)中可以看出，随着缓冲距离的增大，导体的纵向压缩率逐渐减小。当海底电缆遭受速度为6 m/s的地表土块冲击且缓冲距离为2.4 m时，导体的纵向压缩率为0。因此，缓冲距离为2.4 m，能更好地保障导体的正常运行。

4.3 光纤单元变形关系

同样，光纤单元各位置的纵向压缩率也不同。图 20(a)展示了不同冲击速度下光纤单元纵向压缩率的轴向位置分布情况。光纤单元只有弯曲位置的纵向压缩率较大，其他位置的纵向压缩率均不明显。图 20(b)展示了不同冲击速度下光纤单元的纵向压缩率与缓冲距离的关系。光纤单元也是受到钢丝铠装的挤压而在内部组件的相互作用下变形。从图 20(b)中可以看出，随着缓冲距离的增大，光纤单元的纵向压缩率逐渐减小。当冲击速度为2 m/s时，光纤单元纵向压缩率在缓冲距离为0.9 m处为0。随着冲击速度的增大，对应的缓冲距离增加。观察发现，当冲击速度为6 m/s且缓冲距离为2.1 m时，光纤单元的纵向压缩率为0。

为确保海缆导体与光纤单元能正常运行，建议海底电缆敷设时应预留的缓冲距离至少为2.4 m，这样能更好地保障海底电缆的正常运行，便于运维人员在震后开展维护工作。

5 结论

本文借助ABAQUS/Explicit有限元分析软件模拟了地表位移冲击海底电缆的情景，并开展了震后数值分析。分析内容涵盖了钢丝铠装、铜导体以及光纤单元在不同冲击速度下的应力-应变情况和位移分布情况。同时，用纵向压缩率R定义损伤，探究了缓冲距离同导体和光纤单元纵向压缩率的关系。当纵向压缩率为0时，所对应的距离为安全缓冲距离。基于上述研究，得出以下结论：

(1) 基于“海床-海底电缆”三维动力响应模型仿真分析结果表明，钢丝铠装、铜导体和光纤单元的变形过程以弯曲变形为主导，且冲击速度与弯曲程度呈正相关。

(2) 通过不同冲击速度下的损伤分析，揭示了钢丝铠装、铜导体以及光纤单元的应力响应随着冲击速度的增大而增大，且三者应力演化趋势基本一致；随着时间的推移，应力逐渐趋于平缓，表明了土壤介质具有能量耗散与缓冲作用。

(3) 试验了四种回填土壤的缓冲能力，其中，玄武岩的缓冲能力最佳。以玄武岩为回填土壤的数值分析表明，导体和光纤单元的纵向压缩率随着缓冲距离的增大而减小。另外，本文以渤海近海区域粉砂质黏土海床为背景条件，当缓冲距离超过2.4 m时，纵向压缩率降低至0，此时能够保证海底电缆的正常运行。

(4) 本文在建立数值模型上对海底电缆进行了一定的简化，将机械属性及厚度相近的结构进行了合并；同时，本文仅考虑了恒定的冲击速度下海缆的力学响应规律。因此，开展更精细化的海缆结构及动态的地震响应冲击的研究亟待推进。