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JTS 1*5-2015 港口与航道水文规范.pdf8.3波浪在水流作用下变形计算
8.3.2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 超过极限波陡，即：
L。>0.5的深水区DB11／ 1***-2019 城市综合客*交通枢纽设计规范，或不考虑地形折射影响的情况下，当水流与波向斜交时 算公式也是根据大连理工大学的有关研究成果编写的
8.*近岸波浪变形数学模型
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9.1.1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
9.2.1~9.2.3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 用能量线性送加原理得出了岛堤后不规则波绕射系数。
.3波浪折射、绕射、反射与港内局部风浪
9.3.1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~*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。 9.3.2~9.3.3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
9.3.2~9.3.3基本上采用两个波系波能线 种近似的计算方法
9.3.2~9.3.3基本上采用两个
10波浪对建筑物的作用
10.1波浪对直墙式建筑物的作用
10.1.1关于直墙式建筑物前波态的分类，国内外都区分为不破波和破碎型波两大类，不 破波以立波为代表，对于破碎型波，国外又按其破碎位置、形态及其作用力的不同而分为 两种，但其命名略有不同，界线不够明确。为了能较好地表征其物理现象，并避免与天然 岸坡上的破碎波相混淆，故把直墙前破碎型波分为远堤破碎波（远破波）和近堤破碎波 （近破波）两种。 直墙式建筑物前产生立波、远破波和近破波三种波态的界限，是根据国内外研究成果 确定的。研究中考虑了以下区别：①天然岸坡上和直墙式建筑物前波浪破碎情况的不同； ②明基床和暗基床直墙式建筑物前波浪破碎情况的不同；③高、中、低基床时波浪破碎情 况的不同。确定波态界限的根据为： （1）对于暗基床和低基床直墙式建筑物前立波和远破波的分界条件，98版修订时在 原有的基础上通过模型实验和理论计算给出了更确切的分界条件。 （2）根据国内研究结果，以基床上水深d，和建筑物前水深d之比d,/d=1/3和2/3， 作为高、中、低基床之分界，与日本的实验成果亦接近。 （3）多数研究结果表明，高基床（d,/d<1/3）墙前波浪破碎水深为d,≤1.25H，为安全 计采用d,=1.5H。 （*）中基床时的破碎水深应介于高、低基床之间，采用为d，=1.8H。 对于一些工程实例进行的验证表明，规定的波浪界限与实际情况大致是相符的，且一 般是偏于安全的。 关于护肩方块对墙前波浪形态的影响，收集到的资料很少，烟台港东防波堤计算波高 为*.0m，基肩宽7.32m，一般断面前为立波。有7*m长一段墙脚置一排特型护脚方块，宽 3.0m，方块顶的dz/H=1.23，墙前波浪破碎。因此初步建议当护肩方块宽度大于H时， 宜按方块顶部水深dz划分波态界限。 10.1.2~10.1.3对于立波的性质和作用力，国内外已有较深入的研究，提出了多种计算 方法。现场观测、实验研究、分析对比以及工程实例验算表明，当相对水深d/L=0.1~ 0.2、波陡H/L≥1/30时，按森弗罗简化法计算立波波峰作用力，一般与实际情况比较接 近并稍偏于安全。第10.1.2条是由大连理工大学发展的椭余立波的计算方法，应用范围 为：d≥1.8H，d/L=0.05~0.139。该方法是在二阶椭余立波理论的基础上，结合较系统 的模型实验和国外资料而制定的。 对墙面为波谷时的立波作用力，分别采用森弗罗简化法、森弗罗图解精确法、米许
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贝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。 10.1.*在相对水深0.2
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 1:*~1:*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。 10.1.9.2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》（JTS15*一1—2011）中的有关内容采用的
10.2波浪对斜坡式建筑物的作用
10.2.1本条对斜坡堤波浪作用的条文应用范围作了一般性规定。根据调查，我国港口 工程中斜坡式建筑物的堤坡坡度一般采用1：1.5~1：3，当采用人工块体护面时为 1:1.25~1:1.5，海堤工程中常用1:2~1:5。条文中规定斜坡坡度自1:1~1:5是与上述 范围适应的，坡度上限取为1:1是考虑采用方块作护面时，可能采用的最陡情况，这与《防 波堤设计与施工规范》（JTS15*—1—2011）—致。堤前水深取为d=（1.5~5.0）H，当水 深d<1.5H时，波浪逐渐接近破碎，而现有计算方法所依据的试验条件大都是波浪未破 碎情况，对于水深d>5.0H，水深的影响开始减小。堤前滩地坡度原规定i<1/25，考虑到 i=1/25时底坡的影响已较显著：我国沿海岸滩底坡一般较平缓，同时国内的一些室内试 验大都在缓坡条件下得出的，故将底坡限制为<1/50。 10.2.2确定堤前反射波高H的曲线是根据南京水利科学研究院的研究成果编制的。 该成果根据试验资料对Miche的理论公式进行了修正。原图以深水波陡给出，为使用方 便补充给出不同当地水深时的波陡值。 反射波高出还与护面的糙渗性有关，规定中的K值是根据河海大学的专题研究并 参考前苏联规范CH92一*0提出的。 图10.2.2中m=0时为直立式建筑物的反射波高曲线。 10.2.3对手规则波，87版《海港水文规范》的波浪爬高曲线图是参考前苏联规范 CH288一**和美国海滨防护手册拟定的，并根据国内外的试验结果给出水深校正系数 Ka，由于资料限制，永深适用范围有一定局限性。98版《海港水文规范》修订时主要依据 河海大学的有关研究试验，经综合分析得出的。 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，该系数与南 京水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《海港水文规范》采用正态分布，98版《海港水 文规范》修订时根据实测资料分析，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。从简化出发条文中采用了分布参数*=2.5的计算结果。《海港水文 规范》（JTS1*5—2—2013）修订时仍采用98版计算方法。本次制订继续采用。 10.2.*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。 10.2.5~10.2.*关于确定护面块体重量的公式，采用了国内外广泛应用的赫德逊 Hudson）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
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10.2.10干砌条石护面厚度的计算公式是根据大连理工大学的研究成果编制的。本次
10.3波浪对桩基和墩柱的作用
10.3.1当H/d≤0.2和d/L≥0.2，或H/d>0.2和d/L≥0.35时，条文中直接利用小振 幅波理论进行速度分力和惯性分力的计算。在此区域内，用小振幅波理论和高阶的有限 振幅波理论计算的水质点速度沿水深的分布与一些水槽实测资料相比都是十分相近的， 在计算最大速度分力时，小振幅波偏小最大不超过10%。 至于波浪**中水质点加速度沿水深分布，当d/L>0.2时，用各种理论计算结果，与 水槽实测资料相比，均较接近，一般误差在10%左右。 关于系数Cm和Cp的取值，目前国内外对圆柱体一般采用Cm=1.7~2.0，条文中采 用理论值Cm=2.0。利用我国于19**年进行的823工程原型观测的15组以惯性力为主 的资料验证，结果较好。另外利用国外实验室实测的22组以惯性力为主的资料验证，结 果也较好。 目前国内外对圆柱体一般采用Cp=0.7~1.2，条文中采用Cp=1.2，利用一些试验 资料进行了验证，计算值与实测值之比，一般在1.0~1.1之间。 对于非圆形断面的Cp和CM值，国内外实测资料均很少，一般均引用风作用或稳定 流作用时的研究成果。规范建议的系数主要参考了前苏联规范以及美国、日本的一些
（1）为了确定同一时刻桩基建筑物中各桩上的水平波浪力P，应该绘出波浪剖面图 对于采用何种波浪理论来绘制波浪剖面图，在条文中未作具体规定，一般可近似地！ 当用其他高阶波理论，如Stokes波理论、椭圆余弦波理论绘制波浪剖面时，应对mmx作 应的调整。另一种近似方法是不具体绘制波浪部面，而直接用PDmax和Pimx计算任何相 （2Tx/L，%自波峰位置起算）时各桩的波浪力，计算公式如下：
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10.3.5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。 10.3.*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Q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。 10.3.7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
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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 10.3.*条）乘以系数αp>αm的形式，以便于工程应用。 10.3.8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。 计算中方向谱采用JONSWAP谱（=3.3）与平方余弦型方向分布函数的乘积。波浪 力的传递函数采用绕射的理论解。 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。 10.3.9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~1*cm。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武验资料对比，除1/20底坡时稍大外，其余均接近于国外试验的 结果。 10.3.10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《海港水文规范》的数值。 D 10.4波浪和水流对桩基和墩柱的作用 10.4.1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，必须按第8.3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、CM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。 10.4.2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方程而不计入横向力项。鉴于水动 力系数Cp及CM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。 10.4.3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，其实质是一个绕流间题，由于波、流和建筑物三者的干扰十分复杂，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间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其同作用的辐射条件，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Fuehs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。 一 之 10.5离岸式高桩码头面板底部波浪浮托力 本节根据河海大学2009年《不规则波作用下高桩码头面板上托力计算试验研究》成 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一定距离，码头面板底 部波浪浮托力基本不受岸坡反射影响。模型试验结果表明，当码头离岸距离超过0.5倍 波长时，可视为离岸式码头 10.5.1根据波浪物理模型试验结果，当面板底部超高△h稍大于波峰在静水面以上高 度时，冲击压强和对应的冲击总力很小，可忽略不计；最大总浮托力和对应的均布压 强，在面板下无纵横梁时也很小，但对于面板下有纵横梁时，尚有一定的量值，故此情况下 取C=1.1。 10.5.2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 ，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。 10.5.3~10.5.6二阶stokes波波面高度m计算公式是合理的，在波高接近破碎波高、波
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浪周期较天时，波浪浅水变形严重，波面高度计算值会超过波高值，实际情况较少发生，根 据大量的试验结果，m/H=0.5~0.7之间，因此建议，在所有波面计算公式后增加限制条 件“且m/H≤0.7”。 10.5.7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△h/m>0.8时，可根据码 头面板、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。
（1）在潮流界和潮区界之间，仅有水位升降现象，不存在指向上游的涨潮流； （2）在潮流界以下，潮流一般呈往复形式，受下泄径流的影响，落潮流增强。 由于受上游径流来量变化、河道地形变化等因素的影响，潮区界、潮流界的位置常是 变动的，需要了解其大致变动范围，“两界”的位置可通过基本站水文资料的分析确定，但 由于其变动较大，基本站资料不足时需通过水文观测分析确定。在强烈人类活动影响下， 会导致上游径流来量、河道地形等发生较大的变化，使得“两界”的位置与历史相比发生 较大变化，从而使得感潮河段的范围发生变化，因此，还规定对“两界”历史变化进行 分析。
11.2.1.3、11.2.2.3跨河建筑物主要包括桥渡、渡槽和过江电缆等跨越航道的建筑物。 11.2.3进行航道工程施工期及试运行期的监测、分析，对及时修改工程设计、了解工程 整体效果，以及工程对上、下游河段输水、输沙和河床变形等有着十分重要的作用。 11.2.9港口建筑物前沿特征流速是用于计算建筑物水流作用力的；码头前沿特征流速 是用于确定靠泊流速的，其中山区河流码头前沿的最大流速往往在水面以下，需分析垂线 流速分布，选取最大值。
11.3.2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 以本规范主要采用这几种类型。 11.3.3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 司位置上海流的流速、流向均发生变化。本章有关潮流的一些计算方法及公式，都是根据 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 是建立在实测资料的基础上。 11.3.4本条建议采用的海流观测资料的整理分析方法，在国内已得到了广泛的应用。 （1）关于直接利用断面实测资料的分析计算方法，参见水利部水文测验等相关规范 的有关规定
（1）关于直接利用断面实测资料的分析计算方法，参见水利部水文测验等相关规范 的有关规定。
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12.1一般规定 12.1.4港口航道工程的泥沙冲淤预测主要方法有数值模拟、物理模型试验和经验公式 估算。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。 12.1.6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 来沙。河口附近海岸常以河流来沙为主，临近河口的海岸港，港池和航道的泥沙淤积除受 浅滩泥沙作用影响外，河流的部分下泄泥沙可能直接影响港池和航道的淤积；无人海河流 的海岸，通常以邻近海域滩面泥沙搬运为主；当地海岸发生强烈冲刷现象时，短期间内也 能给海域提供较多泥沙来源；海向来沙的数量一般较少。 沙质海岸泥沙运动主要发生在破波带以内，由于波浪的强力扰动，泥沙掀扬，不仅存 在推移质运动也存在大量的悬移运动。 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泊地等深水区，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。 海岸泥沙运动的主要动力有波浪、海流、径流。 （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
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（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 1，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 金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
沙淤积存在的问题而得出的结果。 通航建筑物引航道类似于天然盲肠河道或挖人式港池，对于这种河道的泥沙淤积基 本规律，目前虽有一些经验公式可供计算，但尚欠成熟。通常根据工程的具体情况分析判 断或进行模拟研究。 引航道口门区的回流主要是指有口门外河道动水与引航道内相对静水的摩擦、分离 而引起的回流。影响回流的范围和强度的主要因素有：口门外主流的大小及分布、引航道 与主流的交角、口门的平面布置形式等。泥沙淤积量及其分布取决于回流的范围、强度以 及主流中的含沙量。处于感潮河段的引航道口门区，由于平潮时主流流速较小（甚至为 零），此时口门区不存在回流，因而需考虑回流淤积的产生条件和持续时间。 引航道内异重流是指口门回流区含沙浑水与引航道内静水区的清水存在重度差造成 的分层相对流动。其形成主要取决于主流含沙量以及引航道内的水流流态。当引航道内 的水流流动时，如船闸输水或引客水入引航道、感潮河段开通闸运行以及涨落潮等情况， 均可使引航道内的水流缓缓流动，则不易形成异重流。 引航道及口门区的缓流或往复流是指由通航建筑物灌、泄水或由口门外主流涨落较 快（如洪峰水位陡涨、感潮河段水位波动等）而引起的水流缓慢流动。这种缓流或往复流 形成时流速较大，当流动的浑水转为静水时，因沙能力锐减，使其携带的泥沙在引航道 及口门区形成淤积。这种非恒定流泥沙淤积，取决于缓流的流速及其过程，其主要影响因 素有通航建筑物的运行方式，如灌、泄水时间及过程，口门外主流汛期洪峰水位变动，此 外，感潮河段还与口门外主流的涨落潮特征以及开通闸运行情况有关。 处于弯道凸岸的引航道口门区泥沙淤积是指由口门外主流弯道横向环流形成的泥沙 淤积。它主要与通航建筑物引航道的布置形式和所在主流河道的水流泥沙运动和河床演 变有关。 运行方式包括枢纽、通航建筑物的运行方式及闸室的灌泄水方式，闸室内的局部泥沙 淤积是指由船闸灌、泄水时所形成局部流态造成的泥沙淤积，其主要与闸室灌、泄水的方 式与过程有关。 12.2.6感潮河段由于受到潮汐非恒定流作用，水流换沙能力在潮周期内变化.水体悬浮
沙淤积存在的问题而得出的结果。
沙颗粒比较细，在盐、淡水混合作用下，絮凝作用显著增强，絮凝后的泥沙沉速往往是单 粒的几倍至几十倍，快速落淤后易形成浮泥，其密度一般在1.05~1.25kg/m之间，具 明显的非牛顿流体的流变特性，是河口泥沙运动的一种特殊形式，也是河口港口航道泥 淤积的重要因素。
12.2.8有浮泥存在的河段，当河道临底流速大于浮泥扬动流速时，浮泥面层可被水流换 带悬浮。当河底切应力大于浮泥的临界切应力时，浮泥层发生整体运动。
12.3.1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 对海床泥沙中值粒径为0.02mm~0.03mm，物质组成中粘土含量小于25%的海岸 按粉沙质海岸对待。
12.3.2.4关于海岸调查时水深地形图的测深范围.在条文中仅原则地提到“测
12.3.4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 线上分布相对均勺，采用出水堤可较好防止泥沙的淤积。
港口与航道水文规范（JTS145—2015）
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 过口门大量地进人港内，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，如京唐港和黄骋港。 （2）12.3.4.3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。 12.3.11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 快泥沙问题，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年一遇的情况下，保证3.5万吨 级煤船满载乘潮出港。
附录A枯水设计水面线推算
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附录D极值I型分布推算重现期潮位
附录G海港设计水位近似计算方法
G.0.1采用短期同步差比法是由邻近港口的设计水位推算拟建港口的设计水位，推算 吴差大小取决于两港口之间的潮汐性质、潮差大小和受洞流径流影响的相似程度。一册 情况为：潮汐性质差别较大的相关不好：潮差相差太大时相关不好；不受径流影响的海岸 港与河口港相关不好；同一河系一般相关较好；同是半日潮的海岸港间相关较好。只要满 足条文中进行差比计算的条件，就可用短期资料进行差比求得设计高、低水位。 G.0.2不具备采用短期同步差比法的条件下，设计高、低水位的近似方法还有较多，这 里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，即可进行计算。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 海洋局海洋科技情报研究所出刊的《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，可供使用。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
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附录M氵 沿海部分水域重现期波浪要素 推算参考值
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附录R方形或矩形柱体上波浪力计算方法
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R 中列出了两种计算方法，第一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。
附录S近岸海区内风海流估算方法
对于附录S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 湾的资料，并参考国外有关的数据得出的。
JTG D20-2017 公路路线设计规范港口与航道水文规范（JTS145—2015
附录T沙质海岸沿岸输沙率计算方法
附录U淤泥质海岸航道和港池淤积计算
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粉沙质海岸航道淤积预测经验公式仍沿用《海港水文规范》（JTS145—2—2013）的 公式和说明。计算公式是由交通运输部天津水运工程科学研究所结合黄骅港外航道泥沙 淤积研究提出的DB34／T 4168-2022 装配式混凝土T梁工业化建造技术规程.pdf，并经过试验及现场实际测量资料的验证
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仍沿用《海港水文规范》 JTS145—2—2013）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。