海洋立管涡激振动特性研究综述

殷布泽，胡其会，李玉星，王武昌，朱建鲁，王冬旭

（中国石油大学（华东），山东省油气储运安全省级重点实验室，山东 青岛 266580）

0 引 言

随着长期大规模开采，陆地油气资源日渐枯竭，开采难度及成本日益增加，海洋油气资源开发已成为国际油气生产的重要增长点。我国海洋油气资源蕴藏丰富，近年来先后开展了荔湾3-1 和番禺34-1等南海深水油气田开发工程项目，但深水区域油气勘探开发仍处于早期阶段，工程中仍存在许多技术难题亟待解决。

在海洋油气开发中，海洋立管作为连接海上平台与海底油气生产系统的关键构件，常年承受风、浪、洋流等多流场载荷作用，不可避免地会产生涡激振动，引起管道疲劳损伤、管束碰撞、磨损等管道破坏问题。一旦发生事故，必将引起严重的海洋环境污染和次生灾害，这也使得海洋立管的VIV研究成为海洋工程中的重要研究课题。

本文从半经验预测模型、VIV 的多模态响应及三维特性、外部波浪作用的影响、内外流共同作用的影响、立管群的VIV 特性以及VIV 抑制等方面阐述管道VIV 的研究现状，最后对海洋立管尚待研究的重点进行展望。

1 涡激振动（VIV）原理

涡激振动是一种典型的流固耦合现象，包含复杂的多频多自由度振动响应。图1 描绘了在内部和外部激励下立管系统的涡激振动。简单的涡激振动形式是由立管在平面内两个正交自由度的弹性约束下和周围的均匀流之间的相互作用产生的，如图2所示。

图1 内外流场共同激励作用下海洋立管系统VIV示意图Fig.1 Schematic for VIV of the riser system under internal and external excitation

图2 VIV原理示意图Fig.2 Schematic of VIV

当流体通过圆柱体时，会产生以脱落旋涡形式存在的非稳定尾迹。漩涡交替地从圆柱的两侧脱落，产生沿横流和顺流两个方向的周期性流体力。假设圆柱静止不动时，圆柱受到的阻力和升力与x和y坐标轴重合，如图3（a）所示，分别表示为

式中，Fx、Fy分别为圆柱受到的阻力和升力，CD、CL分别为阻力系数和升力系数，ρ为流体密度，D为圆柱直径，U为流体速度。

但实际上，圆柱受到流体力的作用会产生位移和振动。此时流体力不再与x和y坐标轴重合，而是存在一定的夹角，如图3（b）所示。此时阻力和升力可分别表示为

图3 圆柱在均匀流下受到流体力图解[1]Fig.3 Diagram of fluid force under uniform flow of cylinder[1]

式中，fD为圆柱受到的平均阻力，fD'、fL分别为涡诱导产生的阻力和升力，θ是x轴与瞬时速度的夹角。

二维立管振动可以用简化的欧拉-伯努利梁方程描述：

式中，M为质量，C为阻尼，EI为抗弯刚度，T为有效轴向拉力。

从方程的形式可以看出，立管的涡激振动是一种复杂多维的非线性、非对称流固耦合问题，这使其理论求解、数值模拟及实验研究均具有较大难度。

2 海洋立管VIV特性

海洋立管是连接海洋平台与海底生产系统的关键部件，其长径比大，且同时承受管外海洋环境荷载作用和管内流体流动作用，易诱发立管振动引起管道疲劳损伤及破坏。现分别从立管VIV 特性半经验预测模型、大长径比条件下的立管VIV 多模态响应及三维特性、外部流动以及内外流场共同作用下的立管VIV特性、立管VIV抑制等方面进行综述。

2.1 立管VIV半经验预测模型

立管长期振动容易产生疲劳损伤，建立完善精准的立管振动响应模型、及时准确地预测立管振动和寿命非常有必要。然而，由于立管长期处于非定常外流和内流共同作用之下，复杂的结构响应和高度的流固耦合作用对理论分析预测工作带来了很大挑战，所以立管VIV特性预测常用半经验法。半经验法是根据实验获得的立管水动力参数并与力学结构模型进行耦合求解的一种半经验半理论方法。

尾流振子模型是最经典的半经验模型，最早由Bishop 和Hassan（1964）[2]提出，用尾迹振荡器来模拟尾涡的运动。在此基础上，Hartlen 和Currie（1970）[3]提出一种用非线性VanderPol 方程来模拟弹性支撑圆柱的横向振动以及流体力的经验模型，但其方程系数严重依赖模型实验的经验参数。之后许多学者对其进行了改进，如Skop和Griffin（1973）[4]引入修正的VanderPol方程并与圆柱振动方程耦合，适当地调整了方程的经验系数，并与雷诺数范围在400～20 000内的实验结果进行对比，成功预测了圆柱的振幅、频率及相位角等参数。Skop 和Balasubramanian（1997）[5]又提出了一种改进模型，该模型以局部横向振动作为升力的分量驱动VanderPol方程，另一分量由与圆柱局部横向速度呈线性比例的失速项控制，该改进模型具备之前模型没有的自激性和自我限制性。Facchinetti（2004）等[6]提出了一种加速耦合形式的尾流振子模型，并探究了该模型的适用范围。Guo（2008）等[7]在Facchinetti 提出的加速耦合尾流振子模型的基础上，又通过功能原理考虑内流和顶张力的作用，建立了一种更为全面的立管涡激振动流固耦合预测模型。Chaplin（2005）等[8]通过将11种半经验模型与阶梯流立管涡激振动实验数据进行对比，结果发现半经验模型关于横向振幅的预测比较准确，但关于曲率的预测存在很大误差，说明半经验模型的精度和求解方法还有待提高。

近年来，许多学者基于半经验方法开发了大量的非线性VIV模型，以解决线性模型中存在的涡激振幅过高问题，并考虑多模态相互作用的影响。Maincon（2011）[9]开发了一种基于神经网络的VIV 时域预测方法，该方法具备一定的应用前景，但欠缺稳定性，算法和神经网络的学习方法也有待改进；Thorsen（2017）等[10]提出了一种非线性横流涡激振动时域分析模型，并与莫里森方程进行耦合，该模型可以考虑大位移和时变接触条件等非线性结构效应，可以很好地预测VIV 横流中的能量传递和附加质量以及阻力放大等特征；Xue（2014）等[11]基于立管强迫振动实验数据和能量平衡原理，提出一种考虑内流和顶张力影响的顺流和横流振动耦合模型，与实验数据对比发现，该模型对于振幅预测结果较为准确，而对于曲率的预测却有较大误差。目前大部分模型都存在这一缺点，这都是由于立管振动是多模态参与，且模态激励作用存在重叠区域引起的，而大部分模型都忽略或简化这一现象从而导致对曲率的预测存在很大误差。

通过半经验模型研究和实验结果的对比发现，对于长径比较大的立管，顺流方向的振动对于整体VIV 的贡献也很大，不可忽略。除此之外，内部流动尤其是段塞流对立管VIV 响应也有耦合作用，它可以降低立管系统的固有频率，使之更容易产生“锁定”现象加剧疲劳损伤。关于管道振动的描述多采用模态叠加原理，对各模态的贡献做了线性处理，使得预测结果精度不高。

2.2 立管VIV多模态响应及三维特性

表1 汇总了国内外诸多立管VIV 实验，但大部分的实验中立管尺寸较小。实际生产中，海洋立管往往有上千米长，长径比非常大，振动形式非常复杂，所以一般的小型实验无法完全展现其高模态主导、多模态组合振动的特性。Chaplin（2005）[12]指出立管涡激振动实验设计的参数中，雷诺数大于104量级、长径比高于500 才能较好地保留高模态对立管振动的贡献。而以往的大部分实验或理论模型中的立管都是基于刚性圆柱且长径比和雷诺数均较小的情况，所以其振动模态水平较低且单一，反映规律与实际有较大差距。

表1 VIV实验参数Tab.1 VIV experimental parameters

Huse（1998）等[13]在挪威一个海湾进行了著名的Hanøytangen 实验，立管的长径比高达3000，该实验的成功为后续研究提供了可信的数据支持；Lie 和Kaasen（2006）[14]通过分析Huse（1998）的实验发现，该实验的VIV 振动响应具有高模态主导和多模态参与的特点；Vandiver（2005）等[15]在纽约塞纳卡湖做了高模态的涡激振动实验，立管的振动模态高达24；Trim（2005）等[16]开展了长径比高达1400的立管振动实验，发现了多模态振动响应现象，并通过模态分析发现VIV 振动最大位移通常高于主导模态，随着折算速度的增大，参与振动的模态增多，而且不同形式的外流对立管的振动模态也有影响；Gao（2016）等[17]也发现随着折算速度的增大，固有频率开始发散，即参与的模态变多，且在剪切流中行波出现比在均匀流中快，即剪切流下参与的模态更多；Violette（2010）等[18]使用线性稳定方法研究了圆柱的涡激振动特性，并与Chaplin（2005）[12]的实验数据进行对比，发现计算结果并不能很好地验证实验数据，这也证明了VIV是多模态参与，具有很大的随机性和非线性，从而使预测难度增大。

VIV 的三维效应在实验中很难被可视化，一般都采用数值模拟软件进行研究。Han（2020）等[19]使用LES 方法模拟三维立管尾迹的泄涡模式发现，在低雷诺数下立管的三维效应较小，而在高雷诺数下，立管的三维效应较强。实际立管工况中的雷诺数往往都很高，三维效应显著，水动力不稳定。但由于计算资源的限制，对于大长径比，高雷诺数的三维流固耦合很难进行直接模拟。Willden 和Graham（2001，2004）[20-21]提出了切片法理论，如图4（a）所示。该方法假设立管VIV 在长度方向为若干带条，且在展开方向无相关性，此种处理方法大大减少了计算资源，计算速度快，且具有较高的精度，该方法已被Meneghini（2004）[22]和Yamamoto（2004）[23]验证。Bao（2019）等[24]考虑了展开方向的关联效应、三维效应和计算资源、计算效率等因素，在传统切片法的基础上提出了改良的viv3D-FOAM-SJTU求解器，如图4（b）所示，并将振动响应、水动力和尾迹模式等的模拟结果与实验结果进行了比较。Deng（2020）等[25]应用viv3D-FOAM-SJTU 求解器结合RANS 法模拟了长径比为481.5 的立管在均匀流下的VIV 响应的三维特性，并与实验结果对比验证了该方法的有效性，结果发现切片的厚度越厚，立管的三维效应越明显。

图4 两种切片法对比图[25]Fig.4 Comparison chart of two strip theories[25]

由此可见，立管VIV的多模态响应特性和尾迹的三维效应是目前研究的重点和难点，其作用机理的复杂性和随机性使得预测模型的精度很难得到实质性的提高。亟需提出一个更准确的多模态参与振动的描述方法，或对现有的欧拉—伯努利梁方程和模态叠加原理进行修正和改进，以研究尾迹三维效应如何影响水动力的稳定性，进而更深入地研究多因素共同作用下的VIV机理。

2.3 外部波浪作用下的立管VIV特性

目前室内立管涡激振动实验大多只考虑简单稳定的外部流动，而事实上海洋立管所处环境里还包含更为复杂的风浪。平台由于受到波浪的周期作用也会产生周期性的震荡，如图5 所示。立管在振荡流作用下会产生间歇性涡激振动，过程可分为成长、锁定、衰弱三个阶段。随着折算速度和KC数的不同，表现出不同的振动特性[32]：“幅值调制”、“分时特性”、“迟滞效应”和“高频谐振”等，这也是振荡流与稳定来流引起立管振动的本质区别[31]。

图5 考虑波浪作用下海洋平台振荡的立管VIV原理图[32]Fig.5 Schematic of VIV under oscillating flow induced by surging of offshore platform caused by wave[32]

Bishop和Hassan（1964）[26]第一次发现振荡流下圆柱受迫振动产生的涡脱落发生“迟滞现象”，即在某个频率的附近，相位和幅值的变化发生了阶跃，当振荡的频率接近涡的泄放频率的整数倍时会出现升力和阻力同步的现象；Carberry（2005）等[27]发现尾涡在低频和高频之间转换时，立管的升力和阻力在振幅和频率上发生了阶跃，这种变化的敏感性随振荡频率和泄涡频率的比值而变化，且是一种非线性变化；Fu（2013）[28]、Thorsen（2016）[29]等发现VIV 主频在整体上与KC数呈正相关，与折算速度呈负相关，随着KC数的增加，锁定域趋于稳定，随着脱落频率的增加，锁定区域变得更宽；Wang（2015）[30]发现当约化速度较大时会出现明显的“模态转换”现象，当KC数较小时引起的涡激振动更为明显，甚至出现了“完全锁定”现象，随着KC数的增大，响应又逐渐分化成三个阶段；王俊高（2015）[33]针对平台垂荡诱发的悬链线立管涡激振动开展了实验研究，并建立了频率响应模型；袁昱超（2019）[32]建立了时域数值模型，并针对定常洋流、垂荡和纵荡之间的组合流动对悬链线立管VIV 响应的影响进行了分析，结果发现纵荡引起的非线性时变特性强于垂荡，组合工况下的VIV响应更为激烈。

目前关于波浪引起海洋平台振荡下的立管VIV 研究都简化为定常的正弦简单振荡激励，振动自由度低，且未考虑来流的多角度和随机性。未来需要开展更符合实际工况复杂流场的实验研究，并建立更为准确的时域预测模型以适应真实的非定常流场。

2.4 内外流动耦合作用下的立管VIV特性

海洋油气开采中，海底管道通常采用混输技术，管道内输送介质包括油、气、水甚至还有固体沙粒，属于多相流范畴，在超长立管和水平管段组成的系统中很容易生成具有明显周期性和压力波动特性的严重段塞流，引起立管振动[34-35]，从而使得立管的振动规律更为复杂。由于开展考虑内流尤其是含段塞流的涡激振实验比较困难，近年来部分学者在半经验半理论模型中考虑了内流的影响。Blanco 和Casanova（2010）[36]在Facchinetti[6]改进模型基础之上考虑了内流是段塞流的情况，引入了Cooper（2009）[37]的段塞流计算方法，结果发现段塞流可以引起立管振动模态的变化；Ortega和Rivera（2013）[38]将一种非线性VIV模型与拉格朗日段塞流追踪模型结合，将外流处理为艾里波，分析了外部波浪对内部段塞流的影响以及内部段塞流对顶张力的影响；Liu（2013）等[39]利用哈密顿原理建立了柔性立管随时间变化的内部流体和海洋扰动作用下的VIV响应模型，并利用Lyapunov直接法进行边界控制，保证了立管系统在内外干扰下的闭环稳定性，并通过有限差分数值仿真验证了该模型的有效性。

然而到目前为止，很少有学者在实验中考虑内部流体对立管振动的影响，部分学者也只是将内部流体简化成单质稳定流动。Lou（2007）等[40]在考虑内部为单质流和外部均匀流的情况下，测量了柔性立管的振动响应，并利用尾流振子模型进行了相应的数值模拟，结果发现随着内流速的增加，振动响应幅值增大，振动频率减小，频率的降低可以使立管在较低的流速下产生涡激振动，而振幅的增加可以使涡激振动响应更强烈，因此应重视立管内部多相流的影响；Guo（2008）[41]和Zhang（2009）[42]发现在外流静止时，内流的存在会降低立管固有频率，在均匀外流下，内流流速越大立管振幅越大、频率越小；Zhu（2019）等[43]研究了气液两相流悬链线立管在剪切流作用下的涡激振动规律，实验装置如图6所示，结果发现涡激振动会减小管内液塞长度，平面内两种振动的耦合与两者之间的相位差和水深有关，耦合作用对段塞流的气液比很敏感。

图6 Zhu（2019）实验装置原理图[43]Fig.6 Schematic of Zhu's experiment(2019)[43]

目前开展含内流特别是段塞流与立管涡激振动耦合的实验极少，内流对立管振动的影响规律尚不清晰，亟需开展内部多相流尤其是段塞流与外部流场共同作用下的立管VIV 实验，为立管VIV 理论研究、立管设计及安全生产提供数据支撑。

2.5 立管群VIV特性

随着海洋资源开采规模的不断增加，单根立管生产能力已不能满足生产需要，因此多立管群逐渐被广泛应用。相比单根立管的VIV 响应，多立管群的VIV 响应更为复杂。多立管群的组合形式包括：串列双立管、并列双立管、错列双立管（如图7）、不同来流角度的三根立管、管群等。Sumner（2010）[44]针对均匀流中两个“无限长”等径圆柱不同交错形式排列的近尾涡流型、过渡涡结构行为、雷诺数影响、升力阻力系数以及斯特劳哈尔数等进行了详细综述。对于串联两圆柱的泄涡模式，可以分为三大类（如图8所示）：（i）加长模式、（ii）再附着模式和（iii）共同脱落模式。并列圆柱泄涡模式可分为（如图9所示）：（i）“单体”模式、（ii）偏向流模式和（iii）平行流模式。

图7 横向流中两个等直径的圆柱体流动排列形式[44]Fig.7 Arrangement of two equal diameter cylinders under cross flow[44]

图8 横向流动中两个串列的圆柱体的泄涡模式示意图[44]Fig.8 Schematic of vortex flow patterns of two tandem cylinders under cross flow[44]

图9 横向流动中两个并排的圆柱体的泄涡模式示意图[44]Fig.9 Schematic of vortex flow patterns of two side-by-side cylinders under cross flow[44]

Hu(2008)等[45]开展了Re=7000、不同角度错列的双立管振动特性实验，采用了热线、流动可视化和粒子图像测速技术，将不同角度、不同间距下两圆柱的泄涡模式分为四种，并绘制了模式图；Huera-Huarte（2011a）等[46]开展了并列双立管涡激振动实验，主要分析了折算速度和立管间距对系统振动幅值、频率和相位差的影响；Assi（2010）等[47]研究了串列双立管尾流诱导振动(WIV)机理，结果表明WIV并不是共振现象，其产生是依赖于上游立管尾涡的能量激励，这种能量激励只有在两根立管位移存在大于0°小于180°的相位差时才会产生；Huera-Huarte（2011b）等[48]之后又做了关于串列立管涡流诱导振动和尾流诱导振动机理研究的实验，并利用上游立管的横向位移幅值和主频率分析了下游立管的动态响应以及与下游立管瞬时横向位移运动的同步性，得到了上游立管的动态响应与下游立管动态响应的关系；Han（2018）[49]采用RANS 模型模拟了三角阵列刚性圆柱不同攻角的涡激振动，结果发现来流攻角对圆柱阵列间的相互作用以及锁定频率范围有很大影响。

目前立管群的研究大多是关于并列或串列双立管，而三立管及以上管群的理论和实验研究很少，只有少量的数值模拟研究，理论上还未能定量描述立管间干涉的作用力。后续需要进一步开展多立管群VIV实验和理论研究，为探究不同工况下立管间的安全距离以及防止立管间碰撞提供理论支持。

2.6 VIV抑制

长期的涡激振动会使立管疲劳受损，如何防止和减少VIV 对海洋立管的损伤已成为国内外学者研究的热点。首先在设计阶段可以使结构的约化速度避开涡激振动或“锁定”的范围，也可以通过增加结构的质量来增大其自振频率使其远离涡脱落的频率，显然这样会大大增加成本，而且适应性差，一旦海况变化则会失效。因此，大部分学者从改变立管周围流场、影响涡的泄放入手，主要采用两种方法：主动控制和被动控制。

2.6.1 主动控制

主动控制是通过计算机实时监测立管受力和周围流场变化，再根据PID 闭环控制理论添加干扰或直接添加开环控制性的干扰到立管或周围的流场从而达到抑制涡激振动的目的。如抽吸与吹喷海水或气体、声激励系统、敲击振动等。主动控制法对技术要求高，且成本也很高，故不受大多数学者的青睐，但其具有适应性好、精确、高效的优点。

选取本院2011年5月—2017年6月收治的术后病理确诊为阴茎鳞状细胞癌的50例患者为研究对象，患者均于术后1年内（中位时间为8个月）进行18F-FDG PET/CT检查。中位年龄为64岁（年龄范围：30～76岁）。临床分期采用Jackson分期法，Ⅰ期25例，Ⅱ期16例，Ⅲ期6例，Ⅳ期3例。

Zhang（2005）等[50]将压电陶瓷振动器嵌入结构体内部，使结构表面产生微小振动从而改变流体与结构之间的作用关系，影响涡的泄放；Shaharuddin（2017）等[51]通过MATLAB 将模糊迭代原理与PID 控制原理结合，将测量的流速作为输入参数，经过计算得到立管的模拟横向振幅，通过立管两端相连的弹簧实现立管与系统的共振，进而达到抑制效果；Li（2020）[52]通过在立管上游设置水平喷气装置来干扰流场，抑制下游立管VIV 的产生；随后Liu（2020）[53]开展了在立管下游不同间距放置不同喷气级数干扰的实验，确定了最优抑制效果的布置间距。

其中Zhang（2005）和Shaharuddin（2017）的研究属于闭环控制，而Li（2020）和Liu（2020）的研究属于开环控制。开环控制具有单向控制的局限性，没有信号反馈，不能及时调整，且具有一定的适用范围，如果超出这个适用范围则会加剧VIV。现实中的海洋环境多变，流动条件很不稳定，所以开环控制具有一定的风险性。相反，闭环控制没有这样的缺点，未来的应用前景也更好。

2.6.2 被动控制

被动控制是指改变立管剖面形状或在立管表面添加附件来扰乱流场结构、干扰漩涡的形成与泄放过程，达到抑制或削弱VIV的目的。通常VIV抑制器分为三类：

（1）影响分离线和剪切层的凸起装置如螺旋列板等。Trim（2005）等[16]测评了不同螺距/鳍高比的螺旋列板在均匀流和剪切流动下的抑制效果，实验立管的长径比高达1400，呈现了立管的多模态组合动力响应。结果表明螺距/鳍高比较大的螺旋列板抑制效果较好，且覆盖率在82%以上时，两种抑制器都能100%抑制剪切流下的振动和90%均匀流下的振动。同时发现覆盖率和抑制效果不是正比例关系，若覆盖率低于82%以下，抑制效率会迅速减弱。Marcollo（2018）等[54]对一种截面为“仙人掌型”的抑制器进行了实验评价，给出了不同的截面参数对抑制效果的分析。Li（2019）等[55]对不同几何参数的离散螺旋列板和离散板条进行了抑制实验，结果表明离散的螺旋列板可将涡引导至多个方向泄放，更好地破坏了涡的空间相关性和压力场分布，而离散板条的抑制效果却表现一般。

（2）影响卷吸层的裹覆装置，如控制杆、穿孔丝网、轴向板条等。Cicolin（2014）等[56]开展了三种不同形式的网格型抑制器对VIV 抑制效果的测试，结果表明网格型抑制器的抑制效果与其布置形式有很大关系，但其本质是增加了整个系统的流动阻尼。Huera-Huarte（2017）[57]开展了不同参数的包裹钢丝网对立管涡激振动抑制效果的测试实验。结果发现，立管的边界层分离和剪切层的形成发生了改变，产生了较窄的尾流。在流动方向上涡的排列更紧密，剪切层相互作用区域更加远离立管。钢丝网不仅修正了剪切层的形成过程，而且阻止了剪切层在圆柱两侧的相互作用。

总的来说，几何参数合适的各种形式的抑制器对VIV 振幅抑制效果都不错，但也存在缺点，如螺旋列板会造成拖拽力增大，增加顶张力负荷，而且海洋生物的吸附对抑制效果会大打折扣[60]。整流罩对振幅抑制效果好，还可以减弱拖拽力，但设计难度高，制作安装成本高，且存在动态不稳定性的问题。所以未来还需要做更多创新尝试（组合两种控制方法）来开发低成本，抑制性能优异，适应性更强的抑制手段。

3 总结与展望

本文对近年来关于海洋立管涡激振动的研究做了较为全面的综述，包括了之前未被深入研究的方面，如半经验预测模型的发展、高长径比带来的高模态、多模态响应特性、海洋波浪引起平台和立管系统的VIV 特性、立管干涉或管群之间尾流的耦合振动和内部多相流与外部流场的耦合振动。尽管有大量学者投身到VIV 的研究之中，但因为其复杂特性和存在诸多影响因素，目前关于VIV 的研究还远远不足，未来需要做的工作和开展的研究方向有：

（1）关于半经验预测模型：由于做了一些简化假设（只考虑横流，忽略顺流振动、忽略或线性处理模态之间的重叠区域等），导致大多数半经验模型存在振幅预测偏大，曲率预测不准确等缺点。目前缺少一个更具完整性和适用性的模型，相比较理论上的忽略或简化，可以考虑利用模糊数学和神经网络等手段分析描述VIV的三维非线性和随机性特征，以得到更好的预测效果。

（2）关于大长径比立管多模态响应特性：目前大部分实验立管的长径比与现场立管相差很大，得到的结果很难应用到实际生产。亟需开展大量的大长径比立管VIV 实验，为深入研究大长径比立管VIV 的多模态响应规律、三维特性以及建立更准确的预测模型提供数据基础。在数值模拟方面，传统的CFD 方法直接模拟全尺寸复杂流场下立管VIV 的计算成本极高，需要继续深入探索其它模拟手段在立管VIV方面的应用。

（3）关于外部波浪作用的影响：有学者研究发现，波浪引起的振荡流下的立管VIV 出现了许多定常流条件下没有的特性，而实际只有少数预测模型和实验考虑了外部波浪载荷对VIV 的影响。实际立管工况变化剧烈且不定常性显著，未来的VIV实验和预测模型的建立也应该考虑到波浪、内波等不定常流场的作用，以适应现场的复杂工况，得到更符合实际的结果。

（4）关于内外流共同作用的影响：目前很少有学者考虑管内流体对立管VIV的影响。有限的研究证明，管内多相流和管外流场具有相互影响作用，但二者的耦合作用机理尚不清晰，仍需要开展大量实验和理论研究。

（5）关于多立管群的VIV 特性：由于多立管系统下，尾流之间的干涉情况复杂，导致定量描述困难，国内外大多数关于立管群的研究都局限在实验研究，理论研究匮乏。而实际生产中管群的应用越来越广泛，立管之间经常会出现碰撞、摩擦等破坏现象而影响立管的安全。因此，更深入开展多立管群的VIV特性理论研究对保证生产安全具有重要指导意义。

（6）关于VIV 抑制：主动控制存在技术难度高、成本高的限制，被动控制的VIV 抑制器也普遍存在适应性、稳定性和附着海洋生物效率降低等问题。未来仍需开展大量工作，探究新的抑制方式，尽量减少上述缺点，在降低成本的同时达到更好的抑制效果。