頂張式立管液壓氣動(dòng)式張緊器的數(shù)值模擬

陳柏全，余 楊，余建星，徐立新，吳 晨，康煜媛

(1.天津大學(xué) 水利工程仿真與安全國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300350；2.上海交通大學(xué) 高新船舶與深海開(kāi)發(fā)裝備協(xié)同創(chuàng)新中心，上海 200240；3.中國(guó)石油管道局工程有限公司 天津分公司，天津 300457)

海上油氣開(kāi)發(fā)面臨眾多挑戰(zhàn)，其中之一就是設(shè)計(jì)出經(jīng)濟(jì)安全的立管系統(tǒng)[1]。頂張式立管是海上油氣開(kāi)發(fā)系統(tǒng)的重要組成部分，連接著海底井口設(shè)備和水上浮式平臺(tái)，進(jìn)行油氣輸送。浮式平臺(tái)與頂張式立管之間通過(guò)張緊器進(jìn)行連接，張緊器對(duì)于確保頂張式立管的正常運(yùn)行具有關(guān)鍵性作用。一方面，張緊器為頂張式立管提供足夠的頂部張力，確保立管不會(huì)因張力不足而發(fā)生屈曲。另一方面，當(dāng)浮式平臺(tái)發(fā)生升沉運(yùn)動(dòng)時(shí)，張緊器通過(guò)調(diào)節(jié)平臺(tái)和立管之間的相對(duì)運(yùn)動(dòng)，避免立管頂部因張力過(guò)大而發(fā)生損壞。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)頂張式立管開(kāi)展研究，包括受迫振動(dòng)[2-4]、渦激振動(dòng)[5-7]和參數(shù)振動(dòng)等。在頂張式立管的模擬分析過(guò)程中，采用了不同的方法模擬張緊器。其中，最常用的方法是恒定集中力法，該方法通過(guò)在立管頂部施加豎直向上的恒定張力來(lái)模擬張緊器的作用。例如，Chang等和Zhang等采用ABAQUS對(duì)頂張式立管進(jìn)行模擬分析，他們的模型均采用恒定集中力模擬張緊器。Mao等的理論分析和物理實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ屯瑯硬捎煤愣辛δM張緊器。恒定集中力模型不能反映平臺(tái)升沉運(yùn)動(dòng)引起的張緊器張力變化，于是有學(xué)者采用剛度恒定的線性彈簧模擬張緊器。例如，Kuiper等[8]在立管分析模型中采用線性彈簧模擬張緊器，并給出了彈簧剛度的經(jīng)驗(yàn)表達(dá)式。楊和振等[9-10]也采用線性彈簧模擬張緊器，研究立管的參激振動(dòng)問(wèn)題。唐友剛等[11]在立管的穩(wěn)定性實(shí)驗(yàn)中同樣采用線性彈簧模擬張緊器。然而，在實(shí)際使用中張緊器的剛度并不是保持不變的，會(huì)隨著沖程的變化而變化，體現(xiàn)出非線性的特點(diǎn)，于是有學(xué)者采用簡(jiǎn)單的非線性彈簧模擬張緊器。Yu等[12]建立了簡(jiǎn)單的氣缸活塞模型，并推導(dǎo)得到非線性彈簧模型的表達(dá)式。Yang等[13-14]采用了相同的非線性彈簧模型，并比較了線性彈簧模型和非線性彈簧模型之間的差別，強(qiáng)調(diào)了采用非線性彈簧模型的重要性。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者在進(jìn)行立管分析時(shí)采用了較簡(jiǎn)單的張緊器模型，而且沒(méi)有合理地處理平臺(tái)-張緊器-立管之間的耦合運(yùn)動(dòng)關(guān)系，與實(shí)際工程情況有一定差距，因此需要進(jìn)一步研究更加符合工程實(shí)際的張緊器模擬方法。本文以常規(guī)液壓氣動(dòng)式張緊器為研究對(duì)象，通過(guò)考慮平臺(tái)-張緊器-立管之間的耦合運(yùn)動(dòng)關(guān)系以及張緊器的非線性特性，建立較為合理的張緊器模型?？紤]立管的真實(shí)截面布置以及采油樹(shù)的作用，建立能夠應(yīng)用于工程實(shí)際的頂張式立管三維有限元分析模型。最后，對(duì)不同的張緊器模擬方法進(jìn)行對(duì)比研究。

1 張緊器的模擬

1.1 張緊器的主要結(jié)構(gòu)

本文以常規(guī)液壓氣動(dòng)式張緊器為研究對(duì)象(見(jiàn)圖1)，其主要結(jié)構(gòu)包括：①盒式框架，連接液壓氣柱的頂端與浮式平臺(tái)的生產(chǎn)甲板，浮式平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)通過(guò)盒式框架傳遞到張緊器上；②導(dǎo)向滾輪，固定在盒式框架上，能夠約束立管的水平運(yùn)動(dòng)，對(duì)立管起到扶正作用；③液壓氣柱，與立管之間存在一定夾角，通過(guò)活塞的伸縮運(yùn)動(dòng)，調(diào)節(jié)頂張式立管受到的張力；④張力環(huán)，液壓氣柱的底端與頂張式立管的連接位置，張緊器的張力通過(guò)張力環(huán)施加到立管上。

圖1 常規(guī)液壓氣動(dòng)式張緊器[15]Fig.1 Conventional hydro-pneumatic tensioner

張緊器的核心部件是液壓氣柱的液壓氣動(dòng)系統(tǒng)(見(jiàn)圖2)，其主要由四部分組成：①低壓氮?dú)馄?；②液壓?包括活塞和活塞桿)；③高壓蓄能瓶；④連通液壓缸和高壓蓄能瓶的油管。這四部分形成了一個(gè)通過(guò)液壓油傳遞壓力，用惰性氣體作為彈性介質(zhì)的密閉彈性系統(tǒng)。

圖2 液壓氣柱的液壓-氣動(dòng)系統(tǒng)Fig.2 Hydro-pneumatic system of the cylinder

針對(duì)常規(guī)液壓氣動(dòng)式張緊器，合理的模擬方法包括兩個(gè)關(guān)鍵條件：①合理模擬液壓氣柱的張力特性；②合理處理平臺(tái)、張緊器和立管之間的運(yùn)動(dòng)耦合關(guān)系，將浮式平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)準(zhǔn)確地傳遞和施加到立管上。

1.2 液壓氣柱張力特性的模擬

對(duì)單個(gè)液壓氣柱進(jìn)行研究，液壓氣柱活塞和活塞桿的受力示意圖，如圖3所示，忽略活塞和活塞桿的加速度，則活塞桿受到的張力由式(1)計(jì)算

T=Pr(Ap-Ar)-PlAp-Mg+Ff

(1)

式中：T為活塞桿受到的張力，沿液壓氣柱的方向；Pr為液壓缸下油腔的瞬時(shí)壓強(qiáng)；Ap為活塞面積；Ar為活塞桿面積；Pl為低壓氮?dú)獾臍怏w壓強(qiáng)；M為活塞和活塞桿的質(zhì)量；Ff為活塞與液壓缸之間的摩擦力。

圖3 液壓缸的受力示意圖Fig.3 Schematic of hydro-pneumatic cylinder

假設(shè)張緊器中的工作氣體在狀態(tài)變化時(shí)不與外界發(fā)生熱交換，即工作氣體符合絕熱狀態(tài)變化規(guī)律，則高壓蓄能瓶和低壓氮?dú)馄績(jī)?nèi)氣體的方程為

(2)

(3)

式中：k為氣體常數(shù)，根據(jù)不同氣體的性質(zhì)一般可取1.0～1.3；Ph，Vh分別為任意狀態(tài)下高壓氣體的壓強(qiáng)和體積；Ph0，Vh0分別為初始平衡狀態(tài)下高壓氣體的壓強(qiáng)和體積；Pl，Vl分別為任意狀態(tài)下低壓氮?dú)獾膲簭?qiáng)和體積；Pl0，Vl0分別為初始平衡狀態(tài)下低壓氮?dú)獾膲簭?qiáng)和體積。

忽略液壓油的可壓縮性，則任意時(shí)刻高壓氣體體積Vh和低壓氮?dú)怏w積Vl計(jì)算如下所示

Vh=Vh0+(Ap-Ar)sp

(4)

Vl=Vl0-Apsp

(5)

式中：sp為活塞沖程，當(dāng)sp>0時(shí)為正沖程，時(shí)sp<0為負(fù)沖程。

將式(4)、式(5)分別代入式(2)、式(3)，則可分別得到在任意時(shí)刻高壓氣體和低壓氣體的氣體壓強(qiáng)的計(jì)算公式

(6)

(7)

忽略液壓油經(jīng)過(guò)油管時(shí)的壓強(qiáng)損失，則有

Pr=Ph

(8)

液壓缸的缸筒與活塞之間存在相對(duì)運(yùn)動(dòng)，它們之間的摩擦力對(duì)張緊力有很大影響。本文采用一個(gè)簡(jiǎn)化模型計(jì)算張緊器的摩擦力[16]

(9)

將式(6)～式(9)代入式(1)，得到液壓氣柱的張力計(jì)算公式如下

(10)

令Th0=Ph0(Ap-Ar),Lh0=Vh0/(Ap-Ar),Tl0=Pl0Ap,Ll0=Vl0/Ap,則式(10)化成

(11)

由式(11)可以看出，單根液壓氣柱的張力T和活塞沖程sp的關(guān)系是非線性的。

在傳統(tǒng)的張緊器模擬分析中，常將張緊器簡(jiǎn)化為線性彈簧。將式(11)進(jìn)一步線性化，得到計(jì)算單根液壓氣柱張力的線性彈簧模型

(12)

在目前的工程應(yīng)用和研究中，通常忽略低壓氮?dú)夂突钊亓Φ淖饔?，此時(shí)式(11)簡(jiǎn)化成

(13)

式(13)與Yu等推導(dǎo)得到的公式相同，是目前工程中最常用的公式。

還有部分學(xué)者采用豎直向上的恒定集中力，即張緊器的初始張力模擬張緊器，如式(14)所示

Tnormal=NT0cosθ

(14)

式中：N為張緊器液壓氣柱的數(shù)量；θ為液壓氣柱與立管之間的夾角。

1.3 浮式平臺(tái)、張緊器和立管之間關(guān)系的處理

現(xiàn)有的文獻(xiàn)通常忽視浮式平臺(tái)、張緊器和立管之間運(yùn)動(dòng)關(guān)系的處理，將平臺(tái)運(yùn)動(dòng)直接施加到張緊器的頂端或者立管上，這顯然與實(shí)際工程不符。實(shí)際上，平臺(tái)運(yùn)動(dòng)應(yīng)施加在平臺(tái)重心，然后通過(guò)張緊器、導(dǎo)向滾輪等結(jié)構(gòu)傳遞給立管。因此，本文考慮平臺(tái)-張緊器-立管的運(yùn)動(dòng)耦合關(guān)系建立兩種分析模型，即恒定集中力模型(見(jiàn)圖4(a))和彈簧-阻尼模型(見(jiàn)圖4(b))。針對(duì)恒定集中力模型(見(jiàn)圖4(a))，在平臺(tái)重心和導(dǎo)向滾輪之間建立水平方向的耦合約束以約束立管水平方向的運(yùn)動(dòng)，平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)將通過(guò)平臺(tái)重心-導(dǎo)向滾輪傳遞給立管。針對(duì)彈簧-阻尼模型(見(jiàn)圖4(b))作如下處理：①在平臺(tái)重心和導(dǎo)向滾輪之間建立水平方向的耦合約束以約束立管水平方向的運(yùn)動(dòng)；②在平臺(tái)重心和生產(chǎn)甲板之間建立剛體連接模擬平臺(tái)剛體內(nèi)部的運(yùn)動(dòng)關(guān)系；③在盒式框架和張力環(huán)之間建立彈簧-阻尼單元模擬液壓氣柱。這樣平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)一方面通過(guò)平臺(tái)重心-導(dǎo)向滾輪傳遞給立管；另一方面通過(guò)平臺(tái)重心-生產(chǎn)甲板-液壓氣柱-張力環(huán)傳遞給立管。通過(guò)以上處理，能夠有效考慮平臺(tái)-張緊器-立管之間的運(yùn)動(dòng)耦合關(guān)系。

圖4 浮式平臺(tái)、張緊器和立管之間關(guān)系示意圖Fig.4 Schematic of hydro-pneumatic cylinder

2 頂張式立管的有限元模型

本文采用有限元分析軟件ABAQUS建立頂張式立管有限元分析模型。

如圖5所示，頂張式立管主要由外套管(單層或多層)和內(nèi)部油管組成，在有限元分析過(guò)程中需要對(duì)立管截面進(jìn)行等效。等效截面的拉伸剛度、彎曲剛度以及扭轉(zhuǎn)剛度由以下公式計(jì)算獲得[17]

EAeq=EAcasings

(15)

EIeq=EIcasings+EItubing+EIotherlines

(16)

GJeq=GJcasings+GJtubing+GJotherlines

(17)

式中：E為彈性模量；G為剪切模量；Aeq，Ieq，Jeq分別為等效后的截面面積、慣性矩和極慣性矩；Acasings，Icasings，Jcasings分別為外套管的截面面積、慣性矩和極慣性矩；Itubing，Jtubing分別為內(nèi)部油管的慣性矩和極慣性矩；Iotherlines，Jotherlines分別為其他輔助管線的慣性矩和極慣性矩。

圖5 立管截面Fig.5 Cross section of top tensioned riser

張緊器和浮式平臺(tái)采用第1節(jié)介紹的方法進(jìn)行模擬。采油樹(shù)是位于立管頂部的質(zhì)量塊，其質(zhì)量達(dá)到立管質(zhì)量的15%以上。而目前關(guān)于頂張式立管動(dòng)力響應(yīng)的研究，通常忽略采油樹(shù)的作用，這顯然與工程實(shí)際不符。因此，本文在建立立管分析模型時(shí)考慮采油樹(shù)的作用，并采用點(diǎn)質(zhì)量進(jìn)行模擬。立管與海底井口之間采用應(yīng)力接頭連接，因此設(shè)置為固定邊界條件。立管上部受到平臺(tái)運(yùn)動(dòng)的作用，設(shè)置為運(yùn)動(dòng)邊界條件，平臺(tái)運(yùn)動(dòng)施加在平臺(tái)重心位置。以彈簧-阻尼模型為例，所建立模型如圖6所示。

圖6 有限元模型圖Fig.6 Finite element analysis model

立管的響應(yīng)計(jì)算分為兩個(gè)分析步：第一步為靜態(tài)分析步，施加立管受到的重力、浮力和海流力，針對(duì)恒定集中力模型還需在張力環(huán)處施加初始張力；第二步為動(dòng)態(tài)分析步，在平臺(tái)的重心位置施加平臺(tái)運(yùn)動(dòng)。立管受到的浮力、拖曳力和慣性力通過(guò)Abaqus/Aqua模塊施加。在施加平臺(tái)運(yùn)動(dòng)時(shí)，本文建立的模型能夠施加平臺(tái)的平動(dòng)和轉(zhuǎn)動(dòng)的多自由度運(yùn)動(dòng)。

3 算例分析

第1節(jié)中介紹了4種張緊器模擬方法，即非線性的彈簧-阻尼模型(見(jiàn)式(11))、線性的彈簧-阻尼模型(見(jiàn)式(12))、傳統(tǒng)的簡(jiǎn)化模型(見(jiàn)式(13))以及恒定集中力模型(見(jiàn)式(14))，本節(jié)對(duì)不同張緊器的模擬方法進(jìn)行對(duì)比分析。

3.1 模型參數(shù)

本文采用一根應(yīng)用于中國(guó)南海的頂張式生產(chǎn)立管開(kāi)展研究，該立管由單層外套管和內(nèi)部油管組成，截面屬性如表1所示。張緊器包含4個(gè)液壓氣柱，液壓氣柱與立管之間的初始夾角為12°。單個(gè)液壓氣柱的結(jié)構(gòu)參數(shù)如表2所示。采油樹(shù)的質(zhì)量為8 554.63 kg。另外，在計(jì)算過(guò)程中本文氣體常數(shù)k取1.3，等效摩擦力因數(shù)Cf取0.04。

經(jīng)過(guò)計(jì)算，不同張緊器模型的豎向張力與活塞沖程的關(guān)系曲線，如圖7所示。由圖7可以看出，由簡(jiǎn)化模型計(jì)算得到的張力始終比由線性和非線性模型計(jì)算得到的大，而且在正沖程區(qū)域的差異比在負(fù)沖程區(qū)域的大。由此可見(jiàn)，由于忽略了低壓氮?dú)夂突钊亓Φ淖饔茫瑐鹘y(tǒng)的簡(jiǎn)化模型過(guò)高評(píng)估了張緊器的張力水平。此外，由線性模型和非線性模型計(jì)算得到的張力在活塞沖程較小時(shí)差別較小，但隨著活塞沖程的增大，二者之間的差異也隨之增大。

圖7 張緊器的豎向張力與活塞沖程的關(guān)系曲線Fig.7 Tensioner vertical tension and stroke relation

為了更加充分地進(jìn)行對(duì)比研究，本文基于各張緊器模型的豎向張力的大小變化，選取3種典型工況進(jìn)行研究。在施加平臺(tái)運(yùn)動(dòng)時(shí)，考慮了升沉運(yùn)動(dòng)和水平運(yùn)動(dòng)的耦合作用，如表3所示。另外考慮沿水深線性變化的恒定流作用，海面流速大小分別為1 m/s，1.5 m/s，2 m/s，海底流速均為0，海水密度為1 025 kg/m3，拖曳力系數(shù)為1.0，慣性力系數(shù)為2.0。本文忽略渦激振動(dòng)的作用。

表1 頂賬式立管的截面屬性Tab.1 Sectional properties of the top tensioned riser

表2 液壓氣柱的參數(shù)Tab.2 Parameters of the hydro-pneumatic cylinder

表3 平臺(tái)運(yùn)動(dòng)Tab.3 Platform motion

3.2 結(jié)果對(duì)比分析

3.2.1 立管的最大張力分布

圖8為不同工況下沿立管的最大張力分布。由圖8可以看出，在不同的工況下，恒定集中力模型的最大張力分布幾乎保持不變，其不能反映立管張力大小的周期變化。隨著工況條件的越來(lái)越劇烈，彈簧-阻尼模型與恒定集中力模型之間的區(qū)別也越來(lái)越大。在張力環(huán)以下的立管部分，簡(jiǎn)化模型的最大張力始終比其他模型的大，說(shuō)明了采用簡(jiǎn)化模型會(huì)過(guò)高評(píng)估立管受到的張力。在3種不同工況下簡(jiǎn)化模型的最大張力比非線性模型的約分別大48.46 kN (7.50%)，43.57 kN (6.01%)以及 41.18 kN (5.11%)。對(duì)比線性和非線性模型，在工況條件不劇烈時(shí)(工況一)，二者之間幾乎沒(méi)有差別，但隨著工況條件越來(lái)越劇烈(工況二和工況三)，二者之間的差別也越來(lái)越明顯。在工況三條件下，非線性模型的最大張力比線性模型約大28.22 kN(約4.0%)。

圖8 立管最大張力分布Fig.8 Maximum tension distribution along riser

3.2.2 立管的最大彎矩分布

圖9為不同工況下沿立管的最大彎矩分布。由圖9可以看出，在立管底部恒定集中力模型和簡(jiǎn)化模型的彎矩比線性和非線性彈簧-阻尼模型的小。在3種不同工況下，簡(jiǎn)化模型比非線性模型約分別小4.13 kN·m(2.44%)，13.90 kN·m (5.02%)和23.15 kN·m (7.10%)，而集中力模型比非線性模型約分別小22.91 kN·m (13.54%)，42.23 kN·m (15.25%)和24.80 kN·m (7.61%)。值得注意的是，在張力環(huán)位置恒定集中力模型出現(xiàn)了過(guò)大的彎矩，這是由于恒定集中力模型的對(duì)立管僅有豎直向上的力，而沒(méi)有水平力的約束。此外，在不同工況條件下，線性和非線性彈簧-阻尼模型得到的彎矩分布結(jié)果基本一致，這是由于在本算例下，線性和非線性模型之間的張力差別，不足以引起立管彎矩的差別。可見(jiàn)，浮式平臺(tái)、張緊器和立管之間關(guān)系的處理以及張緊器的張力大小對(duì)立管的彎矩具有重要影響，其影響主要體現(xiàn)在立管底部和張力環(huán)位置。

圖9 立管最大彎矩分布Fig.9 Maximum bending moment distribution along riser

3.2.3 立管的最大水平位移分布

圖10為不同工況下沿立管的最大水平位移分布。由圖10可以看出，簡(jiǎn)化模型的最大水平位移均小于其他模型，這是由于簡(jiǎn)化模型計(jì)算得到的張緊器張力要大于其他模型。在3種不同工況下簡(jiǎn)化模型的最大水平位移比非線性模型約分別小0.10 m (3.14%)，0.33 m (5.28%)和0.32 m (4.27%)。當(dāng)環(huán)境條件較為劇烈(工況二和工況三)，在平均水面至水下150 m之間的立管部分，恒定集中力模型的水平位移比彈簧-阻尼模型大，這是由于恒定集中力模型對(duì)立管僅有豎直向上的力，而沒(méi)有水平力的約束。在3種不同工況下恒定集中力模型的最大水平位移比非線性模型分別大0.02 m (0.58%)，0.31 m (5.00%)和0.44 m (5.86%)。另外隨著環(huán)境條件變劇烈，線性彈簧-阻尼模型的水平位移比非線性彈簧-阻尼模型的略大，這是由于線性彈簧-阻尼模型的張緊器張力相對(duì)較小，但二者之間的差別不十分明顯。由此可見(jiàn)，張緊器的張力大小對(duì)立管的水平運(yùn)動(dòng)具有影響，而且主要體現(xiàn)在立管上部位置。

圖10 立管最大水平位移分布Fig.10 Maximum lateral displacement distribution along riser

3.2.4 立管中點(diǎn)的垂向位移

由于立管的垂向位移可能向上或者向下，為了體現(xiàn)不同張緊器模型下立管的垂下位移特性，本文選取立管中點(diǎn)的垂向位移時(shí)間歷程作為對(duì)比參數(shù)，如圖11所示。由圖11可以看出，由于恒定集中力模型的張緊器張力不隨工況條件發(fā)生變化，立管中點(diǎn)的垂向位移的運(yùn)動(dòng)范圍比彈簧-阻尼模型的小。由于簡(jiǎn)化模型的張緊器張力比線性和非線性模型的大，簡(jiǎn)化模型的垂向位移相對(duì)于線性和非線性模型的垂向位移相對(duì)向上偏移。另外，由于線性彈簧-阻尼模型提供的張緊器張力相對(duì)于非線性彈簧-阻尼模型偏小，線性彈簧-阻尼模型的垂向位移相對(duì)于非線性彈簧-阻尼模型的垂向位移在向下偏移，并且隨著工況條件越來(lái)越劇烈，二者之間的差別也越大。

圖11 立管中點(diǎn)垂向位移的時(shí)間歷程Fig.11 Vertical displacement time history of riser center

4 結(jié) 論

本文綜合考慮張緊器的剛度特性以及平臺(tái)-張緊器-立管之間運(yùn)動(dòng)耦合關(guān)系的處理，研究不同張緊器模型的合理性和適用性，得到以下結(jié)論：

(1)由于恒定集中力模型的張緊器張力始終保持豎直向上且大小不變，不能反映立管張力的變化，得到的張力環(huán)位置的彎矩過(guò)大，立管上部的水平位移結(jié)果偏大，而立管垂向位移的運(yùn)動(dòng)范圍偏小。

(2)由于忽略低壓氮?dú)夂突钊亓Φ淖饔?，傳統(tǒng)的簡(jiǎn)化模型過(guò)高評(píng)估了張緊器的張力水平。如采用傳統(tǒng)的簡(jiǎn)化模型進(jìn)行模擬，立管底部的彎矩和立管的水平位移均偏小，而立管垂向位移相對(duì)向上偏移。

(3)本文建立的線性和非線性彈簧阻尼模型之間的差別主要體現(xiàn)在立管受到的張力和垂向位移上，而立管受到的彎矩和水平位移的差別取決于在具體張緊器結(jié)構(gòu)參數(shù)和工況下二者模型之間的張力差別，當(dāng)二者張力差別不大時(shí)，可以采用線性彈簧-阻尼模型進(jìn)行模擬計(jì)算，而當(dāng)二者張力差別較大時(shí)，需充分考慮張緊器張力非線性變化的特性。在極端載荷工況下，建議采用非線性彈簧-阻尼模型模擬張緊器。