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JTS 145-2-2013 海港水文规范.pdf

6.1波浪折射的计算

6.1.4对于涌浪，般都规定自d=Lo/2处开始进行折射计算，但我国近海不少情况存 在广阔的浅水域，使用上述规定不能适应实际情况。若允许折射计算的波向有一定的误 差（2°左右），则将折射计算的起始水深大大减小。 条文中表6.1.4中的起始水深，在使用时尚需满足折射水域远小于风区的要求，以便 在折射区内不考虑风的影响。

6.2.1波浪折射计算确定近岸波高时，一般采用平均波高。这样做一方面便于根据需要 换算成其他累积频率的波高；另一方面当K，和K，均接近1.0时，由于波高分布关系的变 化，浅水中的H1%、H13%等波高仍能够比深水中相应的数值逐渐减小，与实际情况比较 符合。 波浪在浅水中传播距离较长，或水底坡度很缓（约1/2000~1/1000），需考虑海底摩 擦的影响。在考虑水底摩擦的同时，还考虑沿程风能对波高的影响。 网 验助用业0时

6.2.2条文中的图6.2.2综合了美国和日本对规则波模型试验的结果。当i=1/50时，

DB11／T 642-2018 预拌混凝土绿色生产管理规程6.2.2条文中的图6.2.2综合了美国和日本对规则波模型

（H/d.）mx=0.78，与孤立波的理论结果较接近。 根据大连理工大学对不规则波破碎指标的研究，在不规则波条件下仅为大波破碎，发 生破碎的大波的波高H，及其相应的深水波长L。与水深d间的关系仍符合规则波时的规 律，但不规则波条件下的破碎波高约为规则波破碎波高的0.88倍。该结果是在1/50的 底坡的条件下求得的。 对于海底坡度很缓的水域（i<1/200），本次修订主要根据国外的Nelson公式，并对 系数稍作调整。

6.3波浪在水流作用下的变形计算

6.3.2本节所有的计算公式都是建立在波浪作用通量守恒的基础上，水流的能流在波流 相互作用前后视为不变。采用的是线性波浪理论，并限于稳定的波浪、稳定的均匀流及不 计沿程能量损耗的情况。 本条是根据大连理工大学的有关研究成果编制而成。逆流情况下，变形后的波陡不 超过极限波陆即，

在d/L。>0.5的深水区，或不考虑地形折射影响的情况下，当水流与波向斜交时 要素计算公式也是根据大连理工大学的有关研究成果编写的。

6.4近岸波浪变形数学模型

5.4.1根据国内外建港经验与港工技术发展趋势，近岸波浪变形数学模型已得到越来越 多的应用和认可。目前，国内近岸波浪传播变形的数学模型、方法多种多样，其应用的软 牛有自行开发的，也有购买的商业软件。水运工程界经常使用的模型主要有缓坡方程和 鲍辛奈斯克（Boussinesq)方程两大类型。为此本节对近岸波浪变形计算，给出了数学模 型的选择建议。这些建议与行业已有规范、规程相一致，如《波浪模型试验规程》（JTJ/T 234—2001)等。

7.1.1根据国内外建港经验与港工技术发展趋势，对于一般港口的港内波浪，按本章规 定的公式和图或通过数模计算确定。对于重要港口除按上述方法作初步估算外，还需通 过物理模型试验验证。因为规范仅对比较简单的港口布置情况作出了计算方法的规定， 物理模型更接近原体实际情况

7.2不规则波绕射系数

7.2.1不规则波绕射计算方法主要根据天然海浪不同方向、不同频率的组成波线性迭加 原理而得出的。南京水利科学研究院“港内波浪要素”研究小组主要根据不规则波绕射 模型试验，并结合数值计算和原体观测资料的验证，提出了单突堤、双突堤后的不规则波 绕射系数的计算方法。河海大学根据岛堤后规则波绕射系数数值计算结果，再用能量线 性迭加原理得出了岛堤后不规则波绕射系数，

7.3波浪折射、绕射、反射与港内局部风

7.3.1条文中给出了规则波时同时考虑波浪折射和绕射的近似计算方法。近似方法的 基本原理是假定离堤头3~4个波长范围内以波浪绕射为主，在此范围以外波浪折射影响 将比较明显。这一假定与模型试验的情况基本相符。关于波峰线的绘制，采用了国内外 常用的基本符合实际的近似方法。有条件时可以采用折射、绕射联合作用的数学模型进 行港内波高的计算。对于不规则波，增加了选用数模计算的条文。 7.3.2~7.3.3基本上采用两个波系波能线性迭加原理.是一种近似的计算方法

8.1波浪对直墙式建筑物的作用

塞尔和库兹涅佐夫法进行计算比较，表明在波陡H/L=1/15~1/30、相对水深d/L= 0.1~0.5范围内，不同方法的计算结果相差不大，而森弗罗简化法计算值稍大或居中。 8.1.4在相对水深0.2

深较大时显著偏大，当d/L~0.5时，用它计算的总波浪力通常为实验值的1.3~3.0倍。

8.1.5我国很多港口的防波堤在高潮大浪时往往允许波浪越顶。对于波浪越顶情 直墙上波浪力的计算，国内外进行过一些研究工作，但彼此成果有较大出入，难以供 工作应用，故本条采用了较简单的处理方法，这与日本等国外有关规范的规定是一 一般说来是偏于安全的

8.1.6本条采用大连理工大学的远破波实验公式，因为通过与国内外各种有代表性的计

8.1.6本条采用大连理工大学的远破波空

验。试验条件为底坡i=1/50，暗基床直墙，H。/L。=1/10~1/50，d/H。=1.4~0.52，试验 结果表明如取H=0.78d，大连理工大学方法与实验值较接近，一些工程实例的验证也得 到相似的结果。故为工程计算方便起见，规定当i=1/140~1/50时，可取远破波的计算 波高H=0.78d。同时一些试验研究表明当i>1/50时，直墙可能遭到很大冲击力的作 用。故规范建议当d≤d、i>1/50时，应由模型试验验证确定波浪力。在底坡很缓时，可 采用表6.2.2确定极限波高，但也应由试验验证确定波浪力。 8.1.9.1本款采用的是大连理工大学的实验公式，曾用国内外的主要计算公式与试验 数据和原型实测波浪力进行过比较，表明大连理工大学实验公式比较符合测试结果。对 国内外5个工程实例进行验证的结果也说明此式比较符合实际情况，且当水深接近波浪 破碎界限时，此法的计算结果与立波压力计算结果（森弗罗简化法）衔接较好。 拟定此方法所依据的试验条件为：明基床直墙为抛石基床，前坡1：3，基肩宽度为 （1.0~2.0)H或近似于d，比值d,/H=0.67~1.5，比值d,/d=0.25~0.67.波陡H/L=

验。试验条件为底坡i=1/50，暗基床直墙，H/L。=1/10~1/50，d/H。=1.4~0.52， 结果表明如取H=0.78d，大连理工大学方法与实验值较接近，一些工程实例的验证 到相似的结果。故为工程计算方便起见，规定当i=1/140~1/50时，可取远破波的 波高H=0.78d。同时一些试验研究表明当i>1/50时，直墙可能遭到很大冲击力 用。故规范建议当d≤d，、i>1/50时，应由模型试验验证确定波浪力。在底坡很缓日 采用表6.2.2确定极限波高，但也应由试验验证确定波浪力。

8.1..1本款采用的是天连理工大学的实验公式，曾用国内外的主要计算公式与 数据和原型实测波浪力进行过比较，表明大连理工大学实验公式比较符合测试结果 国内外5个工程实例进行验证的结果也说明此式比较符合实际情况，且当水深接近 破碎界限时，此法的计算结果与立波压力计算结果（森弗罗简化法）衔接较好。 拟定此方法所依据的试验条件为：明基床直墙为抛石基床，前坡1：3，基肩宽 （1.0~2.0)H或近似于d,，比值d,/H=0.67~1.5,比值d/d=0.25~0.67.波陡H

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1/30~1/10，由此确定本法的适用范围。国外的研究结果一致认为：当基床边坡约为 ：4~1:6时将产生最大的波压力。我国工程常用的边坡为1：2~1：3，与依据的试验条件 相符。 8.1.9.2近破波波峰斜向作用在直立式建筑物时的折减系数是参照《防波堤设计与 施工规范》（JTS154一1一2011）中的有关内容采用的

8.2波浪对斜坡式建筑物的作用

对于不规则波，主要利用河海大学莆田原体观测站的资料得出风速系数，该系数与 利科学研究院室内风浪爬高试验的结果相当符合。 关于不规则波爬高的统计分布，87版规范采用正态分布，98版修订时根据实测资米 斤，采用韦伯尔分布。室内不规则波爬高试验也表明爬高符合韦伯尔分布。从简化出 冬文中采用了分布参数b=2.5的计算结果。

8.2.4斜坡堤顶越浪量的计算方法是南京水利科学研究院通过模型实验提出的。实验 采用的波谱主要为JONSWAP谱。该方法的计算结果与大连理工大学计算方法的结果较 接近。

on)公式。护面块体的失稳率按静水位上、下各一个设计波高范围内失稳块体数量占该 180

8.2.9波浪作用下干砌块石护面的破坏特

8.3波浪对桩基和墩柱的作用

8.3.2关于静水面以上波峰高度mmax的数值，选用了二阶波理论（d/L>0.1时）禾

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P=PDmax Cos2π [cos2㎡ 2 +P/max2㎡会

为了得到作用在群桩上的最大总波浪力，应该调整X零点与各桩的位置，用试算法 求出最大值。 （2）对于群桩效应，可将作用于单桩上的波力乘上群桩系数K。条文中表8.3.5的群 桩系数是在大连理工大学试验成果的基础上经过修正得出的，试验资料显示桩列方向平 行于波向时群桩系数接近1.0，故取消了对该方向的修正。 8.3.6对于圆形墩柱上波浪力的计算公式，采用绕射理论一次近似解的结果，美国的有 关手册和日本的设计基准均采用这个结果。为了近似计算有基床时墩柱底面的浮托力， 还给出圆柱表面环向压力强度的计算公式，并制定了有关的计算图表。附录K中给出了 圆柱底面波浪浮托力的计算方法，该方法经天津大学系统的试验验证认为计算结果是偏 于安全的。 8.3.7对于H/d≥0.1的浅水区，水底对波形的影响已不可忽略，需考虑波浪的非线性 影响。本条的圆柱墩上波浪作用的计算方法系由一阶椭圆余弦波对圆柱墩绕射的理论解 经简化后得出的，为大连理工大学研究成果。具体计算方法采用了对线性波结果（第 8.3.6条）乘以系数αp、αM的形式，以便于工程应用。 8.3.8本条采用作用于单墩上的波浪力乘上群墩系数K，的方法计算群墩上的波浪力 群墩系数是根据天津大学的有关研究，考虑了多向不规则波的作用，由数值计算确定的。

刀的传速函数米用绕射的理论解。 在规则波作用下，群墩上波浪力的计算结果与试验结果是比较符合的。由于目前尚 难找到不规则波作用下的群墩波力试验资料，因此只能与天津港湾工程研究院完成的单 向不规则波对单墩作用的试验成果进行比较，计算和试验的结果比较符合。 8.3.9破碎波对直立圆柱作用力的计算方法采用天津大学的包括相对桩径在内的经验 公式。为了得出式中的系数，在5种底坡（1/15、1/20、1/33、1/50和1/100）情况下进行了 破波力试验。试验在50m×1m×1.3m规则波试验水槽内进行，试验圆柱直径多数为 3.5cm~14cm。试验入射深水波陡在0.005~0.1之间，采用测力悬臂测定破波总力。 国外现有桩（柱）破波力的试验资料不多，现场测定资料更少。天津大学进行5种底 坡上的试验资料与国外试验资料对比，除1/20底坡时稍大外，其余均接近于国外试验的 结果。 8.3.10关于桩（柱）上附着生物对波浪力的影响，主要考虑了糙率和柱体直径增加的影 响，其增大系数维持98版规范的数值。

8.4波浪和水流对桩基和墩柱的作用

8.4.1本节计算中所用波浪要素值是波浪与水流合成后的波浪要素值，一般工程上给出 的是无流时的波浪要素以及流速、流向，因此在计算桩（柱）受力前，可按第6.3节的规定 计算波、流合成后的波浪要素。 假定莫里逊（Morison）方程依然适用于波流共存场中垂直桩（柱）正向波流力的计 算，且认为：①桩（柱）表面是光滑的；②波流共存情况下水动力系数C，、C沿水深是常 数；③在波流场中，水质点的波动速度与加速度采用线性波浪理论进行计算；④在波流共 存场中，水质点的运动速度与加速度为波（与水流相互作用变形后的波）、流各自产生的 速度与加速度的矢量和。根据这些假定，则当波流相顺或相逆时，可以得出作用在单位高 度圆形直桩上的正向波流力。

计算波、流合成后的波浪要素。 假定莫里逊（Morison）方程依然适用于波流共存场中垂直桩（柱）正向波流力的计 算，且认为：①桩（柱）表面是光滑的；②波流共存情况下水动力系数Cp、C沿水深是常 数；③在波流场中，水质点的波动速度与加速度采用线性波浪理论进行计算；④在波流共 存场中，水质点的运动速度与加速度为波（与水流相互作用变形后的波）、流各自产生的 速度与加速度的矢量和。根据这些假定，则当波流相顺或相逆时，可以得出作用在单位高 度圆形直桩上的正向波流力。 8.4.2当斜桩受不同来向的波浪和水流作用时，斜桩周围的水流流态和所受的力是相当 复杂的，此时将斜桩置于坐标轴的一个平面（如YOZ平面）内进行斜桩受力的分析计算是 比较方便的。 对于直桩区分正向力（由Morison方程计算）与横向力是比较容易的，而对于斜桩的 受力分析，不仅应考虑波流水质点水平分速度与加速度的作用，还要考虑垂直分速度及加 速度的作用，如果再计及水流方向与波浪传播方向的不同，则斜桩某微段上的受力将十分 复杂，若再考虑到波浪的非线性影响，则已很难区分出正向力与横向力，所以本条文中规 定在计算斜桩上的波浪水流力时采用扩展的Morison方程而不计人横向力项。鉴于水动 力系数C，及C是由实验成果分析而得，它已经反映了斜桩受力实际的复杂情况。大连 理工大学的分析表明这样处理可以获得较好的计算结果，另外在计算中考虑垂直于桩

8.4.2当斜桩受不同来向的波浪和水流作用时，斜桩周围的水流流态和所受的力是相当 复杂的，此时将斜桩置于坐标轴的一个平面（如YOZ平面）内进行斜桩受力的分析计算是 比较方便的。

8.4.2当斜桩受不同来向的波浪和水流作用时，斜桩周围的水流流态和所受白

对于直桩区分正向力（由Morison方程计算）与横向力是比较容易的，而对于斜桩的 受力分析，不仅应考虑波流水质点水平分速度与加速度的作用，还要考虑垂直分速度及加 速度的作用，如果再计及水流方向与波浪传播方向的不同，则斜桩某微段上的受力将十分 复杂，若再考虑到波浪的非线性影响，则已很难区分出正向力与横向力，所以本条文中规 定在计算斜桩上的波浪水流力时采用扩展的Morison方程而不计人横向力项。鉴于水动 力系数C，及C是由实验成果分析而得，它已经反映了斜桩受力实际的复杂情况。大连 理工大学的分析表明这样处理可以获得较好的计算结果，另外在计算中考虑垂直于桩 （柱）的力而不计顺桩（柱）的力。 水质点速度和加速度的计算采用线性波理论，一方面是为了便于工程应用，另一方面 是因为本规范中有关直桩波浪力和波流力的条文已规定采用线性波理论，因而为了协调

一致，在斜桩计算中也采用线性波理论。应该指出的是当有水流存在时，计算质点速度及 加速度时，在条文的公式中应取波浪在水流中的相对频率，因为波浪理论公式只在相对静 止的坐标系中才成立。 8.4.3对于直径D与波长L的比值D/L>0.2的大直径圆柱上的波流共同作用力问题， 其实质是一个绕流问题，由于波、流和建筑物三者的扰十分复杂，特别是在圆柱附近，因 而目前的研究成果甚少。本条将波流对圆柱的作用问题视为一个势流问题。考虑了流的 局部非均匀性和自由表面边界条件和波流共同作用的辐射条件，由于数值计算模型中采 用弱流假定和线性化处理，故本条的计算方法和结果适用于d/L>0.15、D/L>0.2和U/ C<0.2的条件（d为水深；U为水流的平均流速；C为波速）。 为验证计算方法的正确性，首先用本条方法计算了U/C=0的情况，与纯波绕射时的 MacCamy和Fuchs的解析解进行了对比，两者结果符合非常好，这说明了计算方法是正确 的。对于不同相对流速下的波流作用，由于实验资料不多，仅用天津大学的少数波流同向 时的实验资料进行了对比，实验和计算结果符合良好。

8.5离岸式高桩码头面板底部波浪浮托力

本节根据准 果编写。本节适用于离岸式高桩码头的码头面板与后方岸坡离开定距离，码头面板底 部波浪浮托力基本不受岸坡反射影响。 8.5.2高桩码头面板底部波浪最大总浮托力和最大冲击压强发生在面板底部超高与波 峰最大高度之比为0.4~0.6附近，因此可根据设计要求计算不同计算水位下可能发生的 最大总浮托力和最大冲击压强。 高桩码头面板底部波浪最大总浮托力与最大冲击压强通常不是同步发生，最大总浮 托力对应的压强分布较均匀。 高桩码头面板底部波浪最大冲击压强很大，但其分布较窄，产生的冲击总力不一定很 大，其振动频率较高，对码头整体稳定影响很小，但对码头面板局部结构有较大影响。 8.5.7码头面板底部相对超高较小时，纵横梁、桩帽、靠船构件等构件对波浪浮托力的影 响很小；当相对超高较大，尤其是码头面板底部不受波浪作用，只有纵横梁、桩帽、靠船构 件等构件受波浪作用时，计算结果误差较大。因此，相对超高 板、纵横梁、桩帽、靠船构件等构件各自的超高、在波浪作用面宽度内垂直于水面的投影面 和等参数分别估管波浪浮托力将其合成为总浮托五

8.5.7码头面板底部相对超高较小时，纵横梁、桩帽、靠船构件等构件对波浪浮托力的影 响很小；当相对超高较大，尤其是码头面板底部不受波浪作用，只有纵横梁、桩帽、靠船构 竹 板、纵横梁、桩帽、靠船构件等构件各自的超高、在波浪作用面宽度内垂直于水面的投影面 积等参数分别估算波浪浮托力，将其合成为总浮托力。

9.1.2由于近岸海区的潮流和风海流、河口区域的潮流和径流，不但量值较大，与港口 建设有密切的关系，而且研究方法较为成熟，有普遍公认的、可供实际应用的一些结论，所 以本章主要只包括这几部分的内容。 9.1.3本条强调海流的现场观测工作，这是因为近岸海区由于水深、地形的影响，在不同 位置上海流的流速、流向均发生变化。本章有关潮流的一些计算方法及公式，都必须根据 实测资料进行分析计算。当用水工模型试验、数值计算等方法预测港区的海流状况时，也 必须建立在实测资料的基础上。

（1）单站定点连续观测：用一条船（或其他载体）在给定的位置上进行海流连续观测 取得该处的实测海流资料，以了解海流的分布及变化状况。 （2）多站同步连续观测：用儿条船（或其他载体）在儿个给定的位置上同时进行海流 连续观测（如断面观测通常就采用这种观测方法），取得这几处的实测海流资料，以了解 海流的分布及变化状况。 （3）走航断面观测：用一条船（或其他载体）在给定断面上走航连续观测，可根据观测 目的设定采样距离（或时间）间隔，了解断面上海流的分布及变化状况。走航断面观测多 与定点观测配合进行。 （4）大面流路观测：在海岸附近，用船只投放浮标，待浮标进入预定水域后，定位测量 不同时间的浮标位置，然后绘制浮标在不同时间的位置图。这样可以大体了解水质点的 运移途径，以及分流点和合流点的位置。 9.2.4在潮流比较显著的近岸海区，海流连续观测的延续时间，与潮流本身的性质有关

同时也与分析的目的和方法有关。目前应用的潮流分析方法有1天、2天，3天至5 天、15天、30天、一年等几种。由于海流观测工作中的实际困难，通常以采用前三种 为多数。在规则半日潮流海区，也有采用13h连续观测的，但考虑到日不等现象的不 因此，连续观测的延续时间不少于25h。至于分析其他海流的观测日期及次数，则需 选有代表性的时间进行。随着海流观测仪器的发展，已能够实施中、长期连续观测， 日期的选择尽量避免安排在多风季节。 对于长期海流资料进行调和分析时，将海流分解成北、东分量，对北、东分量参照

调和分析方法，分别进行调和分析，最后将分量调和分析结果进行合成。

9.3.6本条的计算方法及计算公式，是在假定观测点的流速、流向代表海区平均流速、流 向的基础上建立的。但在近岸海区，由于水深、地形的影响，一点的海流值并不能代表该 水域的流场状况，因此，用本方法计算水质点的运移距离，只能是一种估算。

9.3.6本条的计算方法及计算公式，是在假定观测点的流速、流向代表海区平均流速、流

10.1.1为了与原规范的统一和协调，本次规范的修订在海岸类型的划分上仍采用原规 范的划分标准，但在沙质海岸和淤泥质海岸之间明确增加了粉沙质海岸。要注意的是，根 据目前的研究成果，由泥沙的运动特性和黄骅港、东营港等港口的实际情况，对海床泥沙 中值粒径为0.02~0.03mm，物质组成中粘土含量小于25%的海岸，适合按粉沙质海岸 对待。 10.1.2海岸的泥沙来源可分为河流来沙、当地海岸侵蚀来沙、海向来沙和邻近海域滩面 盗冰口减准

淤泥质海岸的泥沙，由于泥沙颗粒较细，沉降速度较慢，在波浪和潮流动力作用下，泥 沙悬浮在水中，随水体运动，其运移形态主要以悬移为主，在开挖的航槽或港池中，淤积物 初期往往呈浮泥状态。我国的天津港、连云港、台山电厂煤港、广州南沙港等港口均发现 有浮泥运动。浮泥的颗粒极细，中值粒径小于0.005mm，密度很小，其界限约为1050~ 1250kg/m²，属于非牛顿流体，浮泥多出现在航道和锚地等深水区，浮泥可以作为适航水 深使用。 粉沙质海岸泥沙颗粒间基本上没有粘结力，易起动、易沉降。泥沙运动形态除通常所 说的悬移质和推移质外，在特殊大风天气下，邻近床面的水体中还存在高浓度含沙水体。 临底部的高浓度含沙层按其运移特点来分析属于悬移质，是上部水体悬移质的一部分。 由于粉沙起动流速小，而沉降速度较大，大风天大量悬浮泥沙沉聚在水体下部，在潮流动 力的支持和运移下形成浓度高、对航道淤积有重大影响的特殊悬移质泥沙层。

（1）波浪是沙质海岸泥沙运动以及淤泥质和粉沙质海岸海底泥沙掀扬的主要动力。 波浪破碎带以内是波浪引起海床泥沙运动最为剧烈的区域，波浪破碎后形成的沿岸流和 离岸流是沙质海岸泥沙搬移的主要动力。 粉沙质和淤泥质海岸通常有宽阔的波浪破碎带，潮流成为泥沙向、离岸输运和沿岸输 运的主要动力。在强潮流海区，海流对泥沙运动起主导作用，不仅起输沙作用，还起掀沙

乍用。 （2）径流是河流来沙输移、扩散的重要动力，是维持河口长期稳定的关键因素。在河 口，径流与海流汇合处，通常形成称之为“拦门沙”的泥沙淤积体。拦门沙滩顶常位于在 盐水楔顶端的滞流点附近，水深相对较浅，水动力相对较强，泥沙活跃。 10.1.7港口航道工程的泥沙冲淤预测方法主要有数值模拟、物理模型试验和经验公式 古算。根据工程规模、重要性和复杂程度，在规划、可行性研究阶段一般采用数值模拟，根 据需要也可以采用物理模型；初步设计及施工图设计阶段一般采用数值模拟和物理模型 相结合的方法。经验公式估算一般适用于自然条件和港口布置相对简单且基本掌握泥沙 运动规律的海区或项目的初期论证阶段。

10.2海岸泥沙运动调查与分析

建筑物布置与泥沙淤积的关系以及减淤需

本节中的条文，系从泥沙淤积的角度出发，根据我国一些沿海港口及参考部分国外 的实例编写的。 3.2关于突堤布置原则的说明：

10.3.2关于突堤布置原则的说明

（1）国内外在淤泥质海岸、粉沙质海岸和两个方向均有较强泥沙流的沙质海岸上建 造的港口，一般均采用双突堤的形式。 淤泥质海岸海底坡度平缓，双突堤布置成环抱形，则圈围的港域可能太大，因此条文 中建议当圈围足够的水域以后，可以缩窄双突堤间的宽度，以大致平行的布置形式将堤延 伸至深水处。由于泥沙颗粒较细，泥沙的运动形态主要是悬移质。因水体中含沙量在垂 线上分布相对均匀，采用出水堤可较好防止泥沙的淤积。 粉沙质海岸泥沙的运动形态为悬移质、推移质和临底高浓度含沙水体，在近岸区由于 波浪的强烈扰动，垂线上水体含沙量相对均匀，适合采用出水堤；相对深水区，垂线上水体 含沙量相对不均匀，突堤可以采用堤顶高程较低的出水堤或潜堤，一是可以阻挡推移质和 底部高浓度含沙水体对航道的影响；二是可以减弱沿堤流和口门横流对船舶通航的影响。 在滩面平缓、强泥沙活动带较宽、沿岸流较强的粉沙质海岸，对大、中型港口适合采用 双堤环抱与栈桥相结合的港岛式平面布置形式，以避免沿岸流或沿堤流携带的近岸泥沙 对非掩护段航道的影响。 突堤的长度尽量伸至常见较大波浪的破碎带以外，否则波浪破碎时掀起的泥沙将通 过口门大量地进入港内，造成港内严重淤积。粉沙质海岸港口双堤的堤头位置需视当地 的具体条件而定，虽然波浪作用最剧烈的区域是在破波带以内，但由于粉沙质海岸泥沙活 动性很强，所以破波带以外的一定范围内，泥沙运动也比较明显，强泥沙活动带的宽度甚 至会超出破波带的宽度较多，此时，仅将堤头设在破波带外还是不够的，还需延长导堤，使 堤头超出强泥沙活动带一定的距离，如京唐港和黄骅港。 (2)10.3.2.3中提出的堤与岸之间应有较强海流通过，是因为在岛式防波堤内侧的 波浪掩护区，如果沿岸输沙动力减弱，将造成泥沙的淤积。 （3）在沙质海岸上修建的岛式防波堤，应结合自然条件，考虑足够的离岸距离。国外 根据现场资料得出，当岛堤距岸超过3～6倍堤的长度时，堤后岸边将不致出现显著的淤 积现象。 10.3.8滩面平缓、波浪动力较强的粉沙质海岸港口，非掩护浅水区航道的骤淤是港口发 展的关键问题，对浅水区航道必须采取防沙堤工程掩护和疏浚相结合的治理方法。防沙 堤可以采用出水堤与潜堤相结合的方式。如果仅考虑疏浚而不实施相应的掩护工程，则 浅水区航道的泥沙淤积问题无法从根本上得到解决。由于滩面平缓，如果从根本上解决 泥沙问题，需要的防沙堤较长，一次性投资较大，因此，防沙堤的长度需根据航道整治的目 标、以防止某一重现期泥沙骤淤和经济效益等综合确定。如黄骅港外航道一期整治工程 它的整治标准确定为在相当于年最大骤淤重现期10年遇的情况下，以保证3.5万吨级 煤船满载乘潮出港。

展的关键问题，对浅水区航道必须采取防沙堤工程掩护和疏浚相结合的治理方法。防沙 堤可以采用出水堤与潜堤相结合的方式。如果仅考虑疏浚而不实施相应的掩护工程，则 浅水区航道的泥沙淤积问题无法从根本上得到解决。由于滩面平缓，如果从根本上解决 泥沙问题，需要的防沙堤较长，一次性投资较大，因此，防沙堤的长度需根据航道整治的目 标、以防止某一重现期泥沙骤淤和经济效益等综合确定。如黄骅港外航道一期整治工程 它的整治标准确定为在相当于年最大骤淤重现期10年遇的情况下，以保证3.5万吨级 煤船满载乘潮出港。

附录 A设计水位的近似计算方法

设计高、低水位的近似计算方法较多，附录A只选用了计算结果较好、资料又较易取 得的两种：一种是平均潮差法，只需要一个月的实测潮位资料，就可以进行计算。另一种 是利用平均大潮升或回归潮平均高高潮的资料进行计算的方法。因在各港口的海图中都 刊有当地或附近海区的大潮升资料，特别是国家海洋信息中心出刊的《差比数和潮信表》 和《潮汐表》，刊有我国沿海近五百个站的大潮升资料，站位较密，可参考使用。用上述两 种方法计算结果表明，除少数港口外，大多数港口误差均在20cm的范围内

附录L方形或矩形柱体上波浪力的计算方法

关于方形或矩形墩柱上波浪力的计算，采用了大连理工大学的研究成果，在附录L 中列出了两种计算方法，第种是符合试验条件的情况下，直接采用相应的试验公式；第 二种方法是将方形或矩形断面换算为相同面积的圆形断面，然后近似地仍按圆形墩柱计 算波浪力。根据试验：当正向波作用时，计算值与实测值之比平均为1.25；当斜向波作用 时，计算值与实测值之比平均为1.14。

JG／T 160-2017 混凝土用机械锚栓附录M近岸海区内风海流的估算方法

于附录M的风海流估算方法，其系数K主要是根据近岸测流资料较多的山东浮山 料，并参考国外有关的数据得出的

附录N沙质海岸沿岸输沙率的计算方法

N.0.4.4的沿岸输沙率公式曾

能输沙的美国海岸工程研究中心（CERC公式进行过典型情况下的比较。N.0.4中的公 式与拜克尔公式的计算结果较接近，而CERC公式的结果稍偏大。 此外，还曾用N.0.4中公式的计算值与友谊港和金沙滩的海岸建筑物建成后的实测 於积量作过比较，结果比较接近。如保加利亚黑海的金沙滩，岸线较顺直，岸滩坡度约为 1/18，泥沙的中值粒径Ds.平均为0.21mm，用N.0.4中公式算得1978年至1983年5年的 沿岸输沙总量为81362m².而根据海岸建筑 测堆积量为78500m3

附录P淤泥质海岸航道和港池的淤积计算

粉沙质海岸航道淤积预测经验公式是本次规范新增加的，计算公式是由交通运输部 天津水运工程科学研究院结合黄骅港外航道泥沙淤积研究提出的，并经过试验及现场实 际测量资料的验证。

小河清淤疏浚工程招标文件附录R沙质海岸突堤式建筑物上游

估算沙质海岸突堤式建筑物上游岸线演变预报的计算公式，本次没有修改，仍沿用 98版规范的公式和说明。 计算公式是由南京水利科学研究院结合毛里塔尼亚友谊港工程提出的，并经过试验 及现场实际测量资料的验证。