Design and mechanical behavior of anti-shock composite protective layer for offshore wind power dynamic cable
-
摘要: 针对恶劣海况下动态海缆及其保护套与风机平台摩擦和碰撞导致的断裂问题,以具有高弹性、高缓冲性能的EVA泡沫和橡胶为主体材料,设计了一种抗多次冲击复合防护层。采用万能试验机和落锤,开展了不同加载条件下多种相对密度的EVA泡沫材料的力学性能实验,揭示了相对密度、应变率和多次加载对材料能量吸收特性的影响规律。基于EVA泡沫材料单位体积吸能率与待吸收的动态海缆动能之间的匹配关系,讨论并确定最佳的防护层厚度尺寸,进而制作了复合防护层测试样件。随后,通过落锤冲击实验对复合防护层在单次冲击和多次冲击条件下的缓冲吸能特性进行了研究。实验结果表明:在单次冲击下复合防护层的峰值力与最大位移随落锤质量与下落速度呈线性正相关变化,且能量吸收效率高达85 %;在多次冲击下复合防护层的力学性能呈现显著稳定性,第四次冲击的最大位移较首次冲击仅增大了5.5 %,且能量吸收值和瞬时回弹率的波动幅度小于5 %。复合防护层的独特力学性能可为动态海缆在恶劣海况下的长期使用提供有效保护。Abstract: To address the fracture problem of dynamic submarine cables and their protective sheaths caused by friction and collision with wind turbine platforms under harsh sea conditions, a multi-impact resistant composite protective layer was designed using EVA foam and rubber as the main materials, which possess high elasticity and excellent cushioning properties.Mechanical property tests were conducted on EVA foam materials with various relative densities under different loading conditions using a universal testing machine and drop hammer. Energy absorption efficiency, densification strain, plateau stress and maximum specific energy absorption were introduced to characterize the mechanical properties of EVA foam. The effects of relative density, strain rate and repeated loading on the energy absorption characteristics of EVA foam were revealed.Based on the matching relationship between the energy absorption per unit volume of EVA foam and the kinetic energy of dynamic submarine cables to be absorbed, the optimal thickness of the protective layer was determined, and composite protective layer specimens were fabricated. Subsequently, drop hammer impact tests were performed to compare the cushioning and energy absorption characteristics of the composite protective layer with other materials, preliminarily verifying its high energy absorption efficiency. Further drop hammer impact tests were conducted to investigate the effects of impact energy and loading cycles on the cushioning and energy absorption characteristics of the composite protective layer. The experimental results showed that: (1) Under single impact, the peak force and maximum displacement of the composite protective layer showed a linear positive correlation with the drop hammer mass and impact velocity, with energy absorption efficiency reaching 85 %; (2) Under multiple impacts, the mechanical properties of the composite protective layer exhibited remarkable stability - the maximum displacement in the fourth impact increased by only 5.5 % compared to the first impact, with fluctuations in energy absorption value and instantaneous rebound rate remaining below 5 %. The composite protective layer demonstrates unique mechanical properties that provide effective long-term protection for dynamic submarine cables under harsh marine conditions.
-
Key words:
- EVA foam /
- quasi-static compression /
- dynamic compression /
- energy absorption /
- cable protection
-
海上浮式风机发出的电能需要通过动态海缆进行输送,如图1(a)所示。动态海缆主要由导体、绝缘层、防水层、铠装层、护套层组成,如图1(b)所示。在风、波浪、潮汐和海流等环境载荷的共同作用下,海上浮式风机平台及其动态海缆系统会经历显著的水平位移和垂向升沉运动。这种复杂的运动模式会导致风机平台与动态海缆之间产生频繁的机械接触和摩擦作用,尤其在极端海况条件下,这种相互作用更为剧烈。长期累积的机械损伤可能引发动态海缆的结构失效,最终导致断裂事故的发生。图2给出了海上浮式风机动态海缆发生损伤断裂的典型照片,其中包含两种典型失效机制,一是动态海缆与风机平台边缘棱角发生摩擦而导致的,二是动态海缆与风机平台碰撞而导致的。因此,为确保海上风电系统的可靠运行,必须采取有效的措施对动态海缆进行保护。目前,针对动态海缆防护研究主要集中在两个方向:一是材料改性[1,2],通过提升动态海缆的铠装层和护套层材料的力学性能,增强其抗冲击能力;二是结构改进[3-7],采用弯曲限制器、加强筋等设计,限制动态海缆在风机平台处的位移,降低其与风机平台之间的碰撞和摩擦频率。从工程实践来看,仅针对动态海缆自身进行加强来进行防护是不够的。
事实上,无论是摩擦还是碰撞导致的动态海缆断裂失效,其根本原因均源于动态海缆与风机平台之间的相互作用。因此,为了更有效地保护动态海缆,亟需对风机平台采取有效的防护措施,特别是在动态海缆易发生碰撞的风机平台表面进行局部包覆防护层。防护层需要具备双重功能:首先,应具有优异的缓冲吸能特性,能够显著降低动态海缆与风机平台之间的碰撞力,并具备抗多次冲击的能力;其次,应具备卓越的耐磨和耐腐蚀性能,能够大幅减少动态海缆与风机平台接触时的磨损,同时具有良好的耐海水腐蚀能力。
为了实现上述功能,本文中提出了一种三明治结构复合防护层设计方案。该方案以EVA(乙烯-醋酸乙烯酯共聚物)泡沫材料作为冲击缓冲层,并在其表面覆盖橡胶防护层,结合了EVA泡沫优异的缓冲吸能性能和橡胶材料的高抗冲击性及耐磨性。EVA泡沫材料作为防护层的核心材料,其力学性能和缓冲吸能特性已受到学术界的关注。Rumianek等[8]研究表明,加载应变率、材料密度、微观结构以及环境温度等因素均会显著影响闭孔聚合物泡沫的抗压强度和能量吸收能力。Chen等[9]通过静态和动态压缩实验,系统分析了密度和应变率对EVA泡沫应力-应变曲线、弹性模量及屈服应力的影响规律。Liu等[10]则通过准静态压缩试验和落锤冲击试验,揭示了EVA泡沫材料在不同应变率下的应力-应变行为特征。此外,Lam等[11]将EVA泡沫与聚脲相结合形成三明治缓冲结构,将之作为抗泥石流刚性屏障的缓冲层,并研究了摆锤冲击下泡沫层厚度对缓冲性能的影响机制。然而,针对动态海缆防护的特殊需求,EVA泡沫材料需在多次冲击载荷下保持性能稳定,因此,深入研究多次加载条件下EVA泡沫材料的力学特性及其能量吸收规律具有重要意义。目前相关研究仍较为匮乏。
本文中首先对不同密度的EVA泡沫材料进行了系统的静态和动态单轴压缩力学性能实验,重点探究了相对密度、应变率以及多次加载对其能量吸收特性的影响规律。在此基础上,结合工程实际需求,对动态海缆与风机平台的碰撞能量进行了评估,并提出了以EVA泡沫和橡胶材料为主体的复合防护层结构设计方案,完成了试验样品的制备。最后,通过落锤加载系统,开展了不同加载条件下复合防护层缓冲吸能特性的实验研究,评估了其对动态海缆的实际防护效果。
1. EVA泡沫材料力学性能实验
1.1 实验方案
实验选取密度为70、80、90和130 kg/m3的4种EVA泡沫材料,采用直径20 mm,高度22 mm的圆柱形试样,其典型微观结构如图3所示,孔隙为闭孔结构,分布较规律且胞孔间有明确界限。采用Instron 5966万能试验机开展准静态压缩实验,应变率分别为0.001、0.005和0.025 s−1,压缩应变控制为80%。采用Instron 9350落锤试验机开展动态压缩实验,应变率为38和50 s−1,落锤质量为5.718 kg。图4给出了动态压缩实验仪器及相关细节。为确保实验数据的准确性,每个应变率下均做3次重复性实验。
1.2 实验结果及讨论
1.2.1 密度的影响
图5给出了在加载应变率为0.005 s−1条件下,不同密度EVA泡沫材料的准静态压缩应力-应变曲线,从图中可以清晰地观察到,EVA泡沫材料的变形过程呈现出典型的三阶段特征,即线弹性阶段、平台屈服阶段、密实化阶段[12]。
(1) 线弹性阶段
在压缩变形初期,整个试样均匀变形,沿加载方向胞孔的胞壁首先发生弯曲,进而使形成孔的胞壁产生延展,此时应力随应变增大呈线性提高,EVA泡沫材料以线弹性的方式产生变形,此阶段可用公式表示[13]:
WEs=12(σEs)21(ρ/ρs)2 (1) 式中:
W 为泡沫材料单位体积吸能,Es 为未发泡下固体材料的杨氏模量,ρ 为泡沫材料的密度,ρs 为未发泡固体材料的密度。(2) 平台屈服阶段
当试件进一步被压缩,较大的胞孔变形逐渐达到极值时,已变形的胞孔周围的胞壁也逐渐发生弯曲和扭转,导致该胞孔变形进一步加剧并在其附近形成局部坍塌区,材料以弹性屈曲的方式进入平台阶段,随试样变形量的增加,达到胞孔变形极值进入坍塌区的胞孔数量缓慢上升,宏观上表现为平台段应力随应变的增大缓慢提高,此阶段可用公式表示[14]:
σEs=120(ρρs)2+p0Es(ε1−ε−(ρ/ρs)) (2) WEs=120(ρρs)2ε+p0Es[(1−ρ/ρs)ln(1−ρ/ρs1−ε−(ρ/ρs))−ε] (3) 式中前项与材料属性有关,后项与胞孔内气压有关,
p0 为胞孔中气压,一般认为胞孔中气压与大气压等同。(3) 密实化阶段
随着试件压缩变形加剧,材料平缓过渡到了密实化阶段,原本相对的胞壁相遇并产生接触,胞壁间相互挤压导致应力迅速增大[15],材料呈现未发泡固体材料的特性。
图6给出了EVA泡沫材料(密度130 kg/m3)的准静态压缩应力-应变曲线理论预测与实验结果的对比,图中虚线表示未考虑胞孔内气压影响的理论预测曲线,其中理论预测曲线中相关参数选用:
ρ =130 kg/m3,ρs =950 kg/m3,Es =200 MPa,p0 =0.1 MPa。通过对比分析可以发现,理论预测与实验结果在线弹性阶段和平台屈服阶段表现出高度一致性,这表明所采用的理论模型能够准确描述泡沫材料在密实化阶段之前的力学行为。进一步观察虚实线的应力变化趋势可以发现,考虑胞孔内气压作用的实验曲线在平台阶段呈现出更高的应力水平。这一现象表明,泡沫材料在压缩过程中,胞孔内封闭气体的压缩效应会产生额外的气压阻力,从而在一定程度上增强了材料的抗冲击性能。式(3)中的胞孔压力项
p0 等于环境压力,并未考虑其在压缩过程中由于压缩效应产生的额外气压阻力,导致泡沫材料平台屈服阶段应力的理论预测值小于实验结果,将对公式中p0 项进行修正。泡沫材料内气体在压缩过程中产生的气压阻力应与加载速率相关,考虑将p0 项修正为与应变率相关项,修正后,泡沫材料平台屈服阶段应力应变关系可以表示为:σEs=120(ρρs)2+p0ln˙ε˙ε0Es(ε1−ε−(ρ/ρs)) (4) 式中:
˙ε 为实验中加载应变率,˙ε0 为参考应变率0.001 s−1。图6中蓝色实线即为修正后理论预测曲线,与实验结果吻合较好。为了讨论密度对EVA泡沫材料力学性能及吸能特性的影响,依次引入吸能效率、密实化应变、平台应力和最大比吸能等4个重要物理量。
吸能效率是评估材料能量吸收特性的重要参数,在给定压缩应变
εx 下,材料的吸能效率η(εx) 表示为[16]:η(εx)=∫εx0σ(ε)dεσx (5) 式中:
σx 是压缩应变εx 对应的应力。密实化应变是表征泡沫材料压缩能力的重要参数,一般将最大吸能效率对应的应变定义为密实化应变。图7给出了应变率为0.005 s−1时EVA泡沫材料的吸能效率图,吸能效率随应变增大先提升后下降,图中吸能效率峰值对应的应变即为密实化应变
εd [17]:dη(ε)dε=0 (6) 平台应力是表征泡沫材料抗冲击性能的重要评判指标,在密实化应变确定的情况下,平台应力
σpl 可以表示为[18]:σpl=∫εd0σ(ε)dεεd (7) 最大比吸能是表征单位质量泡沫材料在密实化应变前能量吸收情况的重要参数,一般将材料弹性阶段、平台阶段所吸收的能量与试样质量之比定义为最大比吸能
SM [13]:SM=∫εd0Vσ(ε)dεm1 (8) 式中:
V 为试样的体积,m1 为是试样的质量。根据图8的分析结果,可以得出以下结论:EVA泡沫材料的密实化应变与密度呈线性递减关系,平台应力与密度呈线性递增关系,最大比吸能与密度呈线性递增关系。这些关系表明,低密度的EVA泡沫材料由于密实化应变较大、平台应力和比吸能较低,表现出较弱的抗冲击能力、较低的硬度以及较差的能量吸收性能。这一结论为材料选择提供了重要依据,即在需要高抗冲击性和能量吸收能力的应用场景中,应优先选择高密度的EVA泡沫材料。
1.2.2 应变率的影响
图9给出了不同应变率下EVA泡沫材料(密度130 kg/m3)的压缩应力-应变曲线,图中显示随着应变率增大,平台应力得到了显著提升,表明材料在高应变率下具有更强的抗冲击能力。图10进一步分析了不同应变率下EVA泡沫材料的密实化应变、平台应力、最大比吸能的变化规律。结果显示:(1) EVA泡沫材料的密实化应变先减小后增大,表明材料的硬度随应变率增加而提升;(2) EVA泡沫材料的最大比吸能、平台应力随应变率的提高而迅速增长,表明高应变率下材料的抗冲击能力更强,且能吸收更多能量;(3) 材料的强化效果显著,说明EVA泡沫是应变率相关材料。此外,聚氨酯、聚乙烯泡沫材料也存在类似的现象[19-21],已有学者指出泡沫材料的应变率强化效应主要来源于材料局部化变形、微惯性效应以及材料的致密性[22-24]。
1.2.3 多次加载的影响
图11给出了不同压缩应变下典型EVA泡沫材料(密度为130 kg/m3)在四次连续循环加载下的应力-应变曲线。从图中可以看出,连续加载对材料的力学性能产生了显著影响:在首次加载时,材料表现出较高的强度和较大的应力-应变包络面积,而在后续加载中,材料强度有所降低。值得注意的是,加载次数并未改变材料的峰应力值,且在第二至第四次加载过程中,材料的强度趋于稳定,未发生显著变化,这一规律在不同压缩应变水平下均得到了体现。泡沫材料在多次加载下的能量吸收特性与其独特的聚合物分子链结构密切相关,当泡沫材料受到外力作用时,聚合物分子链会被拉伸或压缩,能量通过分子链的弹性形变进行吸收和转化[25]。随着加载的持续,材料会进入一个较为稳定的形变状态,但因为分子链的弹性,能量会在材料内部持续分布和耗散。图12进一步分析了该工况下EVA泡沫材料的能量吸收特性,与首次加载相比,后续3次加载的能量吸收值有所降低,但第2~4次加载的能量吸收值基本保持一致。这表明,在连续加载条件下,EVA泡沫材料的能量吸收能力会逐渐趋于稳定,这一特性为其在动态冲击防护中的实际应用提供了重要依据。
图13给出了不同应变下EVA泡沫材料在3次非连续加载下的应力-应变曲线,加载间隔为3 h。从图中可以看出,在非连续加载条件下,材料的峰应力随加载次数的增加而逐渐提高,且峰应力的提高量与加载应变水平呈正相关关系,即应变越高,峰应力的提升幅度越大,该现象产生的原因与聚合物泡沫材料的分子链取向排列有关[26],这种分子尺度的有序化重构显著提升了材料抵抗后续变形的能力,具体表现为循环加载过程中峰应力的阶梯式增长。值得注意的是,这种应变诱导的强化效应与金属塑性硬化现象具有一定的相似性。此外,在低应变下,材料的应力-应变曲线基本重合,表明材料具有优异的回弹特性,能够在较低应力条件下缓慢恢复形变,并保持原有的力学特性。图14进一步研究了该工况下EVA泡沫材料的能量吸收特性,非连续加载下,材料的能量吸收值较为稳定。与连续加载不同,非连续加载下,外力施加的时间较短,材料的形变通常不如连续加载下的持久,分子链的恢复速度相对较快,使得材料的能量吸收能力在每次加、卸载间得到一定的恢复,因此吸收的能量更多。
胞孔结构是影响EVA泡沫材料在多次加载下能量吸收性能的另一重要因素[27-28],通过扫描电子显微镜对实验前后试样进行扫描,图15给出了密度为130 kg/m3的EVA泡沫材料在实验前后的内部细观结构变化,实验前胞孔形状呈规则的椭圆形,胞孔在试样内部分布均匀;加载后试样的胞孔形状、数量和位置均发生了显著变化。图16呈现了多次加载下,密度为130 kg/m3的EVA泡沫材料的单胞从完好到破坏的四个阶段,加载应变率为0.005 s−1。经过单次加载后,大多数胞孔的胞壁出现裂缝,部分胞孔发生破坏,胞孔间的界限变得模糊。宏观上,这表现为单次加载导致试样屈服强度降低,吸收能量减少。经过多次加载后,胞壁上的裂纹逐渐扩展,裂纹在胞孔间形成孔隙通道,使得原本独立的胞孔互相贯通。宏观上,随着加载次数的增加,试样的屈服强度进一步降低,能量吸收减少。当加载次数达到极值,胞壁裂纹发展到使各胞孔间不再存在明显界限,形成连通的孔隙通道时,继续加载后试样的屈服强度趋于稳定,EVA泡沫材料的能量吸收值也趋于稳定。
2. 防护层设计及力学性能测试
2.1 防护层结构设计
如图17所示,动态海缆起始于风机平台甲板,并向海平面以下延伸,其运动状态受到多种环境因素的复合影响。具体而言,在海平面以上,动态海缆主要承受风载荷的作用;而在海平面以下,则主要受到波浪和水流载荷的影响。这些载荷的方向和强度随季节变化呈现显著的周期性波动特征。此外,动态海缆的运动还会受到风机平台水平位移和垂向升沉运动的直接驱动。在这种复杂的多源载荷作用下,动态海缆主要表现出两种典型的运动模式:一是小振幅的横向摆动,二是大振幅的纵向摆动。这些复杂的运动模式导致动态海缆与风机平台之间产生多种相互作用机制,包括由横向摆动引起的摩擦效应以及纵向摆动导致的碰撞冲击。这种多模式的相互作用不仅增加了动态海缆的疲劳损伤风险,还可能引发其保护套的磨损甚至结构失效,从而威胁整个海上风电系统的安全运行。
针对风机平台与动态海缆间复杂的相互作用,本文创新性地设计了一种分层防护结构体系。该体系采用三明治夹层构型,如图18所示,通过材料功能梯度设计实现能量耗散与机械防护的协同优化:核心层选用闭孔型EVA(乙烯-醋酸乙烯共聚物)泡沫作为主吸能介质,其独特的黏弹性特征可通过塑性大变形耗散冲击动能;外层防护体系由纤维增强橡胶复合材料构成,采用正交铺层的尼龙纤维/丁基橡胶叠层结构,既保证各向抗冲击性能又兼具耐腐蚀特性。
制备工艺方面,本文中建立了分级成型技术路线:首先通过发泡工艺制备EVA吸能芯层,精确调控泡孔结构以实现最优能量吸收效率;其次采用热压成型工艺制备增强橡胶层,通过正交铺层设计(0 °/90 °交替堆叠)形成三维增强网络;最终采用低温硫化工艺实现结构整体复合,通过优化硫化参数(温度110±5 ℃,时间10 h)在保证界面结合强度的同时避免EVA热分解。
2.2 防护层尺寸确定
根据动态海缆在碰撞位置附近的运动特性及其质量分布,可以计算碰撞过程中的动能。图19给出了动态海缆的铺设线型及质量分布,结合表1给出的动态海缆的各部位基本参数,可以将动态海缆整体在海水中净重
M 表示为:表 1 动态海缆各部位的基本参数Table 1. Basic parameters of each part of dynamic submarine cable参数 净重/kg 长度/m 动态海缆(空气中) 373 12.3 动态海缆(水中) 2603 161.7 防撞环 − 1200 14.4 浮力块1 − 1200 14.0 浮力块2 − 1050 12.0 重力块 414 6.0 M=M1+M2+M3+M4+M5+M6 (9) 式中:
M1 为动态海缆在空气中的净重,M2 为动态海缆在海水中的净重,M3 为重力块在海水中净重,M4 为防撞环完全浸没在水中净重(实际为净浮力),M5 、M6 为浮力块完全浸没在水中净重(实际为净浮力),经计算得到动态海缆在海水中的净重为60 kg。利用水动力仿真软件AQWA对风机平台及动态海缆的运动姿态进行分析,仿真中采用的海况为风向45 °,风速9 m/s;浪向45 °,浪高2.5 m;流向225 °,流速1 m/s。
图20给出了该海况下动态海缆的速度曲线,最大合速度为3 m/s,经计算动态海缆具有的最大动能为270 J,其与风机平台间碰撞应变率应为22.5 s−1。
动态电缆与风机平台横撑发生碰撞时,接触面积
S 可近似为0.018 m2,结合EVA泡沫材料在动态压缩下单位体积吸能W ,可以进一步确定防护层吸能主体的理论需求厚度h :h=EkWS (10) 采用密度为130 kg/m3的EVA泡沫材料作为防护层的吸能主体时,根据材料单位体积吸能特性及动态海缆的碰撞动能计算,防护层内层的最小理论厚度应不低于54 mm。然而,由于动态海缆的冲击过程是一个反复加载的过程,材料的吸能性能会随加载次数的增加而变化,因此需要综合考虑多次加载下的吸能特性。在连续加载条件下,EVA泡沫材料的二次吸能能力约为一次吸能的45 %;而在非连续加载条件下,二次吸能能力可达到一次吸能的75 %。针对极端海况下的连续加载场景,为确保防护层在多次冲击下仍能有效吸收能量,需对理论厚度进行修正。根据多次加载下的吸能衰减特性,防护层的实际厚度
hs 应满足:hs=hk (11) 式中:h为理论厚度(54 mm),k为多次加载下的吸能衰减系数。对于连续加载场景k=0.45,为确保防护层在多次连续冲击中仍能提供可靠的保护,其实际厚度应设计为120 mm以上。这一设计能够有效应对动态海缆在恶劣海洋环境中的反复冲击载荷,保障其长期运行的可靠性。
2.3 实验方案
根据设计方案制作了相应的测试样品,相应尺寸如图21所示,外部是耐腐蚀的纤维增强橡胶层,内部是高效吸能的EVA泡沫层。使用Instron 9350落锤试验机开展了不同落锤速度和质量下防护层动态压缩力学性能实验。选用接近海缆形状的钢制圆柱锤头,质量为6 kg,配重块为5 kg的标准试件。根据落锤质量与下降速度在防护层表面建立冲击分区,如图22所示,为避免边缘效应对实验结果产生影响,冲击分区集中在防护层中央区域,且各分区留有足够空间以确保前一次冲击对后续冲击的影响最小化。图23所示是实验过程中防护层支撑端约束情况,为模拟实际海况下防护层与风机平台横撑无缝贴合、相互绑定的情况,防护层支撑端采用实心钢板,该钢板与落锤试验机底座间固定连接,确保冲击过程中防护层不发生位移。
2.4 测试结果与分析
2.4.1 不同材料与防护层的缓冲性能对比
在开展正式测试前,为验证防护层结构的缓冲性能,采用Instron 9350落锤试验机(锤体质量5.78 kg,冲击速度3 m/s)对纸张、硅胶、EVA泡沫及缓冲吸能防护层进行动态压缩对比实验。图24的力-时程与力-位移曲线显示:在3种缓冲材料中,EVA泡沫表现出最优的缓冲特性,其峰值力仅
2200 N(约为纸张材料的1/7),碰撞持续时间突破20 ms(较硅胶延长1倍以上)。缓冲吸能防护层则综合了EVA泡沫的优势,在保持同等峰值力水平(2200 N)的同时,将碰撞持续时间稳定在18 ms。值得注意的是,该防护层与EVA泡沫相比较,在降低40 %形变量的基础上,实现了能量吸收率7 %的提升,证实橡胶/EVA复合结构有效增强了缓冲性能,完全满足设计指标要求。2.4.2 不同加载条件下缓冲吸能特性
图25为不同加载条件下复合防护层的动态冲击力-位移加卸载曲线。实验结果显示:冲击峰值力、防护层最大位移随落锤质量、下落速度的增加而显著增大。从图26可以看到,冲击峰值力与落锤质量、落锤下落速度之间存在线性相关性,三者之间的关系可以描述为一个三维空间中的平面。若设冲击峰值力
FMax=FMax(m2,v)=am2+bv+c ,a、b、c 为常量,则冲击峰值力可以用公式进行表示:FMax=141.85m2+1369.30v−2295.80 (12) 式中:
m2 为落锤质量,v 为落锤下落速度。此外,从图27可以看到,防护层最大位移与落锤质量、下落速度间的变化趋势也呈现明显的线性关系,若设防护层最大位移xMax=xMax(m2,v)=dm2+ev+f ,d、e、f 为常量,则防护层最大位移可以用公式进行表示:xMax=0.98m2+10.46v−14.07 (13) 图28为不同加载下防护层吸能变化图,防护层的吸能总量随落锤下落速度与质量的提高而增长。从图中可以看到,落锤质量与防护层吸能间呈线性关系,而落锤下落速度与防护层吸能间呈指数关系。
吸能效率是评判结构吸能效果的重要参数,可用结构吸收能量
Wk 与冲击能量Ek 的比值表示:ξ=WkEk (14) 图29为不同冲击下防护层的吸能效率图,不同加载下防护层吸能效率均在85 %以上,呈现出极高的吸能效率。从图中可以看到,在低速冲击阶段(
v <1 m/s),冲击能量较小,落锤质量与吸能效率间正相关;当进入中速冲击阶段(2 m/s<v <3 m/s),冲击能量提升,落锤质量对吸能效率的影响减小;而在高速冲击阶段(v >3 m/s),冲击能量陡增,落锤质量与吸能效率重现正相关性。吸能效率产生差异的原因与防护层结构和材料特性相关。当落锤质量和速度较小时,冲击能量中的一部分会被橡胶材料快速回弹,而未被有效吸收,因而吸能效率较低,随着落锤质量的增加,回弹能量所占比例逐渐减小,吸能效率逐渐提高。当落锤速度达到较高水平时,冲击能量显著增加,一方面,EVA泡沫和橡胶材料均表现出应变率强化效应,即加载速度越高,单位体积的材料吸收能量越多;另一方面,防护层通过外层的纤维增强橡胶防护层与内部的EVA泡沫层协同作用,共同实现能量的高效耗散。这种双重机制使得防护层在高速冲击条件下呈现出更高的吸能效率。2.4.3 多次加载下吸能特性
图30~33系统揭示了复合防护层在多次加载下的动态响应机制与能量吸收规律。图30所示压缩力-位移曲线(
v =3 m/s,m =11 kg)显示:首次冲击时防护层呈现典型弹塑性特征,其峰值力达3.26 kN(较后续冲击低18 %),最大位移达27.9 mm(较后续冲击仅低3.5 %),证实复合防护层具备优异的形变恢复能力。值得注意的是,在第2至第4次冲击中,防护层的压缩力-位移曲线表现出高度一致性,加载阶段与卸载阶段的曲线几乎重合,且峰值力未随加载次数的增加而发生变化,这说明防护层在多次冲击下能够保持稳定的力学性能。从图31中也可以看到,防护层的最大位移始终较为稳定,峰值力在后3次冲击中未发生明显变化。图32进一步探究了防护层在四次冲击中的吸能总量,与EVA泡沫材料在多次加载下的吸能情况相比较,防护层在4次冲击下的吸能更加稳定,尤其是在后3次冲击中,防护层的吸收能量差异小于5 %。图33则探究了防护层在四次冲击中的瞬时回弹特性,防护层的瞬时回弹率始终稳定在60 %,差异小于5 %。这一现象表明,防护层有效结合了橡胶材料的快速回弹特性和EVA泡沫材料的高效回弹特性,即使经过多次冲击后,防护层的吸能特性依然稳定,不易因冲击次数的增加而发生衰减。3. 结 论
对EVA泡沫材料在静动态加载下的力学特性进行研究,并探究了其在多次加载下的力学特性,根据实验数据与工程实际设计并检验了缓冲吸能防护层的实际吸能效果,得到了如下结论:
(1) EVA泡沫材料在准静态与动态加载下均展现出了优异的吸能特性,能够在应变较小时,吸收大量的能量,且在多次加载下,表现出较为稳定的吸能特性。
(2) 以EVA泡沫材料作为吸能主体的缓冲吸能防护层,在不同载荷作用下均能吸收大量能量,表现出较高的吸能效率。
(3) 防护层有效结合了橡胶材料的快速回弹特性和EVA泡沫材料的高效回弹特性,进一步提高了其在多次加载下的吸能稳定性。
-
表 1 动态海缆各部位的基本参数
Table 1. Basic parameters of each part of dynamic submarine cable
参数 净重/kg 长度/m 动态海缆(空气中) 373 12.3 动态海缆(水中) 2603 161.7 防撞环 − 1200 14.4 浮力块1 − 1200 14.0 浮力块2 − 1050 12.0 重力块 414 6.0 -
[1] 林开泉, 王红霞, 刘红亮, 等. 海底光缆锚害的有限元分析 [J]. 电线电缆, 2010(6): 31–33, 44. DOI: 10.16105/j.cnki.dxdl.2010.06.015.LIN K Q, WANG H X, LIU H L, et al. Finite element analysis of anchorage damage of submarine optical cable [J]. Electic Wire & Cable, 2010(6): 31–33, 44. DOI: 10.16105/j.cnki.dxdl.2010.06.015. [2] 夏峰, 陈凯, 张永明. 海底电力电缆铠装结构机械强度分析及设计 [J]. 电线电缆, 2011(3): 8–11. DOI: 10.16105/j.cnki.dxdl.2011.03.004.XIA F, CHEN K, ZHANG Y M. Mechanical strength analysis and design of submarine power cable armored structure [J]. Electic Wire & Cable, 2011(3): 8–11. DOI: 10.16105/j.cnki.dxdl.2011.03.004. [3] 钟科星, 丁乐声, 张聪, 等. 基于神经网络的风电海缆弯曲限制器优化设计 [J]. 海洋工程装备与技术, 2024, 11(1): 70–76. DOI: 10.12087/oeet.2095-7297.2024.01.12.ZHONG K X, DING L S, ZHANG C, et al. Optimization design of wind power submarine cable bending limiter based on neural network [J]. Ocean Engineering Equipment and Technology, 2024, 11(1): 70–76. DOI: 10.12087/oeet.2095-7297.2024.01.12. [4] 林峰, 李斯魏, 薛驰, 等. 海上风电海缆风机端弯曲保护装置及安装技术研究 [J]. 机电工程技术, 2024, 53(9): 12–16, 46. DOI: 10.3969/j.issn.1009-9492.2024.09.003.LIN F, LI S W, XUE C, et al. Research on bending protection device and installation technology of offshore wind power submarine cable fan end [J]. Mechanical & Electrical Engineering Technology, 2024, 53(9): 12–16, 46. DOI: 10.3969/j.issn.1009-9492.2024.09.003. [5] 董吴磊, 杨华勇, 郭朝阳, 等. 基于材料非线性的两种海缆弯曲限制器的有限元分析与试验验证 [J]. 海洋技术学报, 2019, 38(6): 89–94. DOI: CNKI:SUN:HYJS.0.2019-06-014.DONG W L, YANG H Y, GUO C Y, et al. Finite element analysis and experimental verification of two kinds of submarine cable bending limiters based on material nonlinearity [J]. Ocean Technology, 2019, 38(6): 89–94. DOI: CNKI:SUN:HYJS.0.2019-06-014. [6] 邓俊儒, 张青云. 基于多种桩型的海缆保护系统研究 [J]. 南方能源建设, 2020, 7(2): 91–97. DOI: 10.16516/j.gedi.issn2095-8676.2020.02.014.DENG J R, ZHANG Q Y. Research on submarine cable protection system based on multiple pile types [J]. Southern Energy Construction, 2020, 7(2): 91–97. DOI: 10.16516/j.gedi.issn2095-8676.2020.02.014. [7] 周忠旭. 固定式风电平台下的悬挂海缆保护设计与分析[D]. 大连: 大连理工大学, 2020: 23–25.ZHOU Z X. Design and analysis of suspended submarine cable protection under fixed wind power platform[D]. Dalian, Liaoning, China: Dalian University of Technology, 2020: 23–25. [8] RUMIANEK P, DOBOSZ T, NOWAK R, et al. Static mechanical properties of expanded polypropylene crushable foam [J]. Materials, 2021, 14(2): 249–264. DOI: 10.3390/ma14020249. [9] CHEN H, SUN D, GAO L, et al. Mechanical behavior of closed-cell ethylene-vinyl acetate foam under compression [J]. Polymers, 2024, 16(1): 34. DOI: 10.3390/polym16010034. [10] LIU D S, CHEN Z H, TSAI C Y, et al. Compressive mechanical property analysis of EVA foam: Its buffering effects at different impact velocities [J]. Journal of Mechanics, 2017, 33(4): 435–441. DOI: 10.1017/jmech.2016.98. [11] LAM C, KWAN J S H, Su Y, et al. Performance of ethylene-vinyl acetate foam as cushioning material for rigid debris-resisting barriers [J]. Landslides, 2018, 15: 1779–1786. DOI: 10.1007/s10346-018-0987-z. [12] AVALLE M, BELINGARDI G, MONTANINI R. Characterization of polymeric structural foams under compressive impact loading by means of energy-absorption diagram [J]. International Journal of Impact Engineering, 2001, 25(5): 455–472. DOI: 10.1016/S0734-743X(00)00060-9. [13] 孙德强, 高璐璐, 刘晓晨, 等. 闭孔EVA泡沫类静态缓冲性能的研究 [J]. 包装工程, 2023, 44(21): 62–69. DOI: 10.19554/j.cnki.1001-3563.2023.21.008.SUN D Q, Gao L L, LIU X C, et al. Study on static cushioning properties of closed-cell EVA foam [J]. Packaging Engineering, 2023, 44(21): 62–69. DOI: 10.19554/j.cnki.1001-3563.2023.21.008. [14] LINUL E, ŞERBAN D A, MARSAVINA L, et al. Assessment of collapse diagrams of rigid polyurethane foams under dynamic loading conditions [J]. Archives of Civil and Mechanical Engineering, 2017, 17(3): 457–466. DOI: 10.1016/j.acme.2016.12.009. [15] ELLIOTT J A, WINDLE A H, HOBDELL J R, et al. In-situ deformation of an open-cell flexible polyurethane foam characterised by 3D computed microtomography [J]. Journal of Materials Science, 2002, 37(8): 1547–1555. DOI: 10.1023/A:1014920902712. [16] TAN P J, HARRIGAN J J, REID S R. Inertia effects in uniaxial dynamic compression of a closed cell aluminium alloy foam [J]. Materials Science and Technology, 2002, 18(5): 480–488. DOI: 10.1179/026708302225002092. [17] LI Q M, MAGKIRIADIS I, HARRIGAN J J. Compressive strain at the onset of densification of cellular solids [J]. Journal of Cellular Plastics, 2006, 42(5): 371–392. DOI: 10.1177/0021955X06063519. [18] SHIVAKUMAR N D, DEB A. Dependence of the mechanical properties of rigid PU foam on density [J]. Journal of Reinforced Plastics and Composites, 2022, 41(9/10): 355–363. DOI: 10.1177/07316844211051737. [19] 苏兴亚, 周伦, 敬霖, 等. 软质聚氨酯泡沫的动态压缩力学性能和本构模型 [J]. 爆炸与冲击, 2022, 42(9): 155–165. DOI: 10.11883/bzycj-2022-0201.SU X Y, ZHOU L, JIN L, et al. Dynamic compressive mechanical properties and constitutive model of soft polyurethane foam [J]. Explosion and Shock Waves, 2022, 42(9): 155–165. DOI: 10.11883/bzycj-2022-0201. [20] DEL ROSSO S, IANNUCCI L. On the compressive response of polymeric cellular materials [J]. Materials, 2020, 13(2): 457. DOI: 10.3390/ma13020457. [21] 张勇, 陈力, 陈荣俊, 等. 聚氨酯泡沫铝动力学性能实验及本构模型研究 [J]. 爆炸与冲击, 2014, 34(3): 373–378. DOI: 10.11883/1001-1455(2014)03-0373-06.ZHANG Y, CHEN L, CHEN R J, et al. Dynamic mechanical property experiment and constitutive model establishment of polyurethane foam aluminum [J]. Explosion and Shock Waves, 2014, 34(3): 373–378. DOI: 10.11883/1001-1455(2014)03-0373-06. [22] 吴江, 王根伟, 李志强. 应变率与相对密度对聚氨酯泡沫压缩力学行为的影响 [J]. 科学技术与工程, 2015, 15(14): 102–105. DOI: 10.3969/j.issn.1671-1815.2015.14.019.WU J, WANG G W, LI Z Q. Effect of strain rate and relative density on compressive mechanical behavior of polyurethane foams [J]. Science Technology and Engineering, 2015, 15(14): 102–105. DOI: 10.3969/j.issn.1671-1815.2015.14.019. [23] 胡时胜, 王悟, 潘艺, 等. 泡沫材料的应变率效应 [J]. 爆炸与冲击, 2003, 23(1): 13–18. DOI: 10.11883/1001-1455(2003)01-0013-6.HU S S, WANG W, PAN Y, et al. Strain rate effect of foam materials [J]. Explosion and Shock Waves, 2003, 23(1): 13–18. DOI: 10.11883/1001-1455(2003)01-0013-6. [24] 范志庚, 陈常青, 万强. 泡沫铝率相关性能的有限元模拟 [J]. 爆炸与冲击, 2014, 34(6): 742–747. DOI: 10.11883/1001-1455(2014)06-0742-06.FAN Z G, CHEN C Q, WAN Q. Finite element simulation on the rate-dependent properties of aluminum foams [J]. Explosion and Shock Waves, 2014, 34(6): 742–747. DOI: 10.11883/1001-1455(2014)06-0742-06. [25] BOON P C, ANATOLI K, ALEKSANDR K, et al. Enhancing dynamic impact performance and cushioning of EVA copolymer foams with thermoplastic elastomers [J]. Materials Today Communications, 2024, 38: 107888. DOI: 10.1016/j.mtcomm.2023.107888. [26] ZHU P, MEUCHELBÖCK J, QIU C, et al. Fatigue behaviors and cellular damages of bead-welded foam of poly(ether-b-amide) under cyclic compression [J]. International Journal of Fatigue, 2025, 194: 108841. DOI: 10.1016/j.ijfatigue.2025.108841. [27] 杨宝. SHPB实验中泡沫铝细观结构变形特征与应变率效应机理研究[D]. 广州: 华南理工大学, 2012: 82–85.YANG B. Study on deformation characteristics and strain rate effect mechanism of meso-structure of aluminum foam in SHPB experiment[D]. Guangzhou : South China University of Technology, 2012: 82–85. [28] BASTAWROS A F, EVANS A G. Deformation heterogeneity in cellular Al alloys [J]. Advanced Engineering Materials, 2000, 2(4): 210–214. DOI: 10.1002/(SICI)1527-2648(200004)2:4<210::AID-ADEM210>3.0.CO;2-Z. -