真实流场中的柔性立管在横流向与顺流向均会发生涡激振动，两个方向的涡激振动会相互耦合，进一步引起两个方向上水动力的耦合，从而使得发生涡激振动的柔性立管的水动力特别复杂。当前海洋工程界对柔性立管发生涡激振动时水动力特性的认识明显不足，在海洋立管的设计中，不得不采用高达10倍以上的安全系数来确保其结构设计的安全。但是，随着油气开采进一步向更深水域发展时，仅靠提高设计安全系数仍然无法确保立管的安全，这极大的制约了油气开发向更深水域的发展。因此研究涡激振动状态下柔性立管的水动力特性越来越重要。　　本文以揭示涡激振动发生时柔性立管水动力特性为出发点，提出了一种可利用柔性立管水池模型试验识别和研究真实流场中柔性立管发生涡激振动时水动力特性的方法，继而根据此方法开展了不同流场下柔性立管的水动力模型试验，通过对不同流场下柔性立管水动力的识别和分析以及对立管涡激振动时域预报方法的探讨，论证了此水动力识别方法的可行性和准确性。本文的主要研究内容如下：　　1）对柔性立管涡激振动的基本理论和基本概念进行梳理，总结了当前关于柔性立管涡激振动水动力特性的研究现状；　　2）提出了一种可利用柔性立管水动力模型试验识别涡激振动发生时沿立管轴向分布的水动力及水动力系数的方法，并对此方法的主要理论进行了详细介绍和推导；　　3）在本文提出的水动力识别方法指导下，通过自主开发的试验技术及数据采集技术相继开展了均匀流、剪切流和振荡流下柔性立管的水动力模型试验；对试验装置、试验模型、试验内容以及试验数据的基本处理方法进行了详细介绍；　　4）对均匀流和剪切流试验中立管模型的平均阻力进行了识别分析；探究了本文提出的水动力识别方法用于识别涡激振动状态下柔性立管平均阻力的可行性和准确性；研究了不同流场下平均阻力的分布特性以及涡激振动对平均阻力的放大效应。研究结果显示：本文的水动力识别方法可准确识别涡激振动状态下柔性立管的平均阻力；涡激振动会放大平均阻力，导致立管在雷诺数区间6?103~2.2?105内的平均阻力系数为1.4~2.4；经过横流向涡激振动的主导模态、主导频率以及来流速度修正过的Vandiver阻力系数预测模型适用于估算高雷诺数下涡激振动发生时柔性立管的阻力系数；　　5）对均匀流、剪切流以及振荡流试验中立管模型的涡激力及涡激力系数进行了识别和分析；验证了本文提出的水动力识别方法用于识别和分析立管涡激力及涡激力系数的可行性及准确性；揭示了定常流下柔性立管的涡激力与刚性圆柱体单向强迫振荡试验结果的异同。研究结果显示：本文提出的水动力识别方法可准确识别不同流场下柔性立管的涡激力及涡激力系数；横流向的能量传递系数在总的能量传递系数中占主导成分，总的能量传递系数与横流向的系数沿模型轴向的分布基本一致；柔性立管的激励力系数和附加质量系数不同于由刚性圆柱体强迫振荡试验获得的结果，其不仅与无因次频率和幅值有关，还与涡激振动位移相位角有关；激励区间和阻尼区间对应的无因次频率不同于圆柱体单向强迫振荡试验获得的结果；振荡流下柔性立管“分时”特性的涡激振动响应是由涡激力的“分时”特性导致的；　　6）对均匀流下柔性立管横流向与顺流向涡激振动位移相位角和涡激力相位角进行了探究；研究发现：当顺流向和横流向涡激振动响应频率比为2.0时，涡激振动的位移轨迹和涡激力轨迹均为“8”字形；均匀流中立管各横截面处的涡激振动位移轨迹互不相同，涡激力轨迹也是如此；而同一横截面处涡激振动位移轨迹和涡激力轨迹随时间的发展均保持不变；位移相位角与涡激力相位角基本相同，在顺流向涡激振动响应的两相邻节点内保持不变，而同一节点两侧大致相差180度；约化速度4.5~5.25之间，柔性立管的位移相位角与刚性圆柱体自激振荡的位移相位角存在差异，而约化速度5.25~7.5之间，柔性立管的位移相位角比刚性圆柱体的大45度；　　7）基于有限元理论，提出了一种柔性立管涡激振动半经验时域预报方法，并利用此时域预报方法对均匀流和剪切流下立管的涡激振动响应进行了预报。研究发现：基于刚性圆柱体强迫振荡试验的时域预报结果和频域预报结果基本相同，但异于试验结果；而基于本文识别的涡激力系数的时域预报结果与试验结果非常吻合。这表明了本文提出的涡激振动半经验时域预报方法是可行的，由本文水动力识别方法得到的涡激力系数可准确的用于预报柔性立管的涡激振动。