JTS 154-2018标准规范下载简介

JTS 154-2018 防波堤与护岸设计规范

烈，因此水下抛石棱体的顶面设在设计低水位以下不小于1.0H处。棱体顶面的宽度与 其高程、波高的大小、块石的尺度等都有关，结合实际工程经验条文规定为不小于2m；但 对深水堤则偏小，本次修订针对深水堤棱体顶面的宽度和厚度有所增加。

深水斜坡堤，因其坡面较长，为保持护面层的整体稳定性，需在外坡适当位

相应的位置、尺度和构造要求是根据专题研究论证分析而定的。 4.2.6抛填块体的断面，透浪较大，因此堤身宽度不能太窄，以免影响港内*稳。本条规 定的数值主要参考有关文献资料确定。 4.2.7根据有关工程模型试验资料分析的结果，如胸墙前人工块体掩护的高度较低且宽 度较窄时，由于波浪在斜坡上激烈破碎等原因，作用在胸墙上的波压力有增大的趋势，对 胸墙稳定不利，因此在条文中规定对此类断面的坡顶高程不宜低于胸墙顶高程，且在墙前 坡肩掩护范围内至少能安放两排的护面块体，以形成全掩护。

.8宽肩台斜坡堤肩台宽度是根据国内外11座防波堤统计结果确定的。当波高小 一般无需采用宽肩台型式；另一方面若肩台太窄又不能起到宽肩台式的作用CECS 377-2018-T 绿色住区标准，因此控 最小为6.0m

4.3.2~4.3.5一般说来，较大波高总是和较高的水位同时出现的，因为我国沿海大的波 浪主要由台风或寒潮所引起，而台风或寒潮同时也会产生较大的风增水。因此持久状况 下设计高水位或极端高水位需组合相应的设计波高是比较合理的。 在设计低水位时，在浅水条件下，一般波高要比高水位时为小，因此规定当有推算出 来的外海设计波浪时，要对设计低水位另作波浪折射分析，而得出与之相应的设计波高。 但若只有建筑物附*不分水位统计出来的重现期为50年的波浪，则取与设计高水位采用 相同的设计波高，而稍偏于安全。 由于设计波高通常是由向岸大风所产生的，而极端低水位则通常是离岸大风造成较 大的风减水所致，故两者不能组合。 对未成型的斜坡堤进行施工期复核作为短暂组合，其计算水位采用设计高、低水位即 可波高的重现期根据实际工程的调查，一般采用2~5年

4.3.6斜坡堤顶部胸墙的稳定计算采用以分项系数表达的设计表达式，其分项系数的确

定系依据对典型断面胸墙稳定性（抗滑和抗倾）的可靠度分析。在可靠度分析中，胸墙所 受的波浪荷载（水*波浪力及波浪浮托力）仍采用《港口与航道水文规范》（JTS145）给出 的计算公式，波浪要素则取自秦皇岛港23年的波浪观测资料。对波浪力的统计分析结果 表明，波浪荷载的年极值符合极值1型分布，而由极值I型得出的50年荷载极大值分布 仍为极值I型分布。对水*波浪力与波浪浮托力之间进行的相关分析，两者之间相关程 度很高（相关系数β值接*于1）。所以，对所有胸墙的可靠度分析都考虑了水*波浪力 与波浪浮托力间的相关性。 根据安全系数与可靠指标之间的关系确定目标可靠指标值，再根据可靠指标与分项 系数之间的关系确定与目标可靠指标相对应的分项系数。由此可见，分项系数的确定基 于可靠度分析，因此，以分项系数表达的胸墙设计表达式是合理的。 4.3.7本条内容与《港口与航道水文规范》（JTS145）中的有关条文规定是一致的。国

4.3.7本条内容与《港口与航道水文规范》（JTS145）中的有关条文规定是一致的。国

4.3.7本条内容与《港口与航道水文规范》（JTS145）中的有关条文规定是一致的。国 内外确定护面块体重量的公式很多，本规范仍采用目前国内外常用的赫德逊（Hudson） 公式。 （1）根据国内外的有关研究成果和工程经验.对不同的护面块体和构造型式规定了

防波堤与护岸设计规范（JTS154—2018）

不同的容许失稳率n。这种规定考虑了各种护面抵御波浪的能力，包括块体间的嵌固作 用、损坏后的影响和修复的难易程度等。 （2）稳定系数K，是根据国内外有关试验研究资料和工程实践经验而确定的，但由于 室内模型试验的局限性、结构本身的风险性及施工难度和水文气象条件变化的恶劣趋势 等各种不利因素，本次对扭工字、扭王字块体的K，值做了调整，即扭工字、扭王字块体的 K，值取为15~18；考虑与国际接轨，适当增加了一些安全储备。 （3）确定块体容许失稳率n时，在二维模型中，防波堤或护岸的堤身段的长度不宜超 过原型40m；在三维稳定模型试验中，需分段进行观测，分段长度以模型1m为宜且逐段 给出试验结果，综合分析后确定块体的容许失稳率。 （4）扭工字、扭王字块体的构造型式，根据国内的工程实践和相关研究，补充了在斜 坡堤肩台以上可采用规则安放的型式；扭王字块体规则摆放型式用于浙江、福建地区较 多，相关研究结果表明，波浪作用下，采用规则摆放，其块体稳定性较好，波浪爬高稍大一 些，但块体用量多一些。该种型式块体嵌固性易保证，块数易控制，施工有保证，且有较好 景观效果。

大连理工大学单向不规则波作用时的试验成果，计算方法和公式考虑了波向的不稳定因 素。但对用于水深和波浪相对较大时的扭工字、扭王字等块体护面，由于国内外试验成果 在规律性方面尚有差异，也缺乏实践经验，本修订过程经过试算，为安全起见，不考虑斜向 波作用时对其稳定系数的调整。

素。但对用于水深和波浪相对较大时的扭工字、扭主字等块体护面，由于国内外试验成果

1/5~1/10.修订为0.3~0.4

水堤型式、尺度的特点，施工的难度和风险性，对肩台的不同位置、块体的类型和规格做出 了规定。研究和实践表明，肩台上下的护面块体，无论采用单层扭王字块体还是采用双层 的扭工字块体，尤其是吊安水下块体时，块体之间的咬合好坏，仍是坡面稳定的关键所在。

层，且可用混凝土块体替代块石。块体的安全稳定与垫层块石相辅相成，经验表明垫层偏 小，对稳定不利。英国标准BS6349不同块体垫层取值均比较大；根据*年的工程实践， 为安全起见，本次取消了“当石料来源困难时，可取…..1/40”这句话。但同时补充了“对 规则安放的护面块体其下垫层块石重量可适当减小至1/20~1/40”

4.3.16当堤顶允许越浪时.越顶的水体将

4.3.17国内外试验表明，当堤项约在设计高水位以上0.05~0.2倍设计波高时， 体的稳定性最差。根据国内外有关试验成果，认为堤顶块体重量取为外坡块体重量 倍以上为宜。

头部分的块重均相应再增加10%~25%。这是根据国外有关资料文献分析而得 国内某些处于现场自然条件较为复杂的工程，其整体物模研究成果有的已超出规 围；英国标准BS6349中，堤头块重增大的幅度也较大一些。本次修订将其相应增 修改为不小于原规定的上限

浪力。一般沿堤的轴线方向，力的大小只随时间变化；而在沿斜坡的坡面方向，波浪力只 在某一位置出现最大值，在其上下两侧则逐渐减小，所以对于同样面积的栅栏板，长边 （沿斜坡方向）o取得大一些，短边（沿堤轴线方向）6。取得小一些，对板的稳定是有 益的。 从栅栏板的稳定角度看，虽然总面积大些是有益的，但从栅栏板本身结构强度及施工 吊装设备能力来考虑，板的*面尺度又不宜过大，条文中给出了αo、b。与堤前设计波高H 的关系供设计选用。 栅栏板护面是以其条形空隙起消浪作用的。空隙大一些，对消浪是有益的，但从板的 结构强度方面考虑，空隙率P又不宜过大。目前工程上根据强度计算得到的结果，P为 30%~40%，而试验中采用33%~39%。由试验观测得到的结果，在此范围内的空隙率 变化，对板的稳定及波浪爬高无明显影响，本规范取P'=37%，据此得到相应的栅栏板细 部尺度。 栅栏板护面是以其大面积的整体性来抵御波浪作用的，对板的稳定性有影响的特征 值有ao、bo、P'和厚度h，但对板的稳定性和混凝土用量起主要作用的是h，因此取h为主 要特征值。 栅栏板的厚度h的经验公式是通过对板的稳定受力分析、板块稳定的量纲分析以及 模型试验资料分析得出的。 作用在栅栏板上的最大波浪压力强度设计值的经验公式是由模型试验得出的。 4.3.20根据室内模拟试验并结合工程实践，对采用规则安放时的扭工字块体的形状系 数c进行了修正；对采用规则安放时的扭王字块体的形状系数c和孔隙率P做了补充 规定。

4.3.23防波堤前的海底若遭受波浪和水流的冲刷将危及堤身结构的稳定

4.4.1根据河海大学及海军等单位的研究成果及国内外现有深水堤的工程实践 订补充了开山右的规格在300kg以下，水深较大时放宽至800kg以下；同时也要* 大致均匀且控制10kg以下小块石和1kg以下的颗粒的含量。否则将会影响堤心 及对环境造成污染等

4.4.3本条的规定是根据实际工

4.4.5对随机安放两层的扭工字块体，难以达到全部块体保持垂直杆件在堤坡

对肩台以上坡面采用扭工字块体规则安放时，块体沿坡面斜尚自下而上交叉摆放 对随机安放一层的扭王字块体，要求各部位的块体之间需保持良好的嵌固性，否则 临较大的风险性。 对在肩台以上坡面采用规则安放一层的扭王字块体，实践经验表明，采用两竖杆朝 坡垂直向上叠压（或交叉顺坡叠压摆放）都可以保持良好的嵌固性，以提高施工质量

型异形混凝土块体，如扭工字、扭主字块体，其承受施工、水动力荷载等作用十分复杂，且 块体越大，其内应力就越大。块体间的摆动、碰撞及荷载反复作用会造成块体疲劳而出现 断裂，且大块体比小块体更容易断裂，因此需采取加强措施。经对国内外相关研究成果及 实际工程块体应用情况的综合分析，异形块体如采用配筋进行加强，不仅会使施工困难 造价增加，而且配置钢筋的困难还在于其设计原则尚不明确，另外钢筋一旦锈蚀，则对块

体耐久性的破坏非常明显，甚至弊大于利；工程实践表明对吨位很大的长细型人工块体， 采用掺入高强纤维等措施要比配置钢筋更加有利。 4.4.7浆砌块石护面层的破坏，主要由于堤身的不均匀沉降，而使护面层开裂；或由于在 波浪作用下护面层后水位上升，而在退波时因泄水不畅，致使护面层在水压作用下局部掉 落，并逐渐发展。因此浆砌块石护面层应设置变形缝和排水孔。条文中提出的数值要求 是总结实际工程的经验得出的。 4.4.9一般斜坡堤的堤头仍为斜坡结构。但是由于两个斜坡堤堤头形成的口门,其通航 的有效口门宽度为两堤头的坡脚间的距离，而在考虑港内波浪绕射时的口门宽度，却为两 提头的堤坡在设计水位处的距离，后者显然要大于前者。上述两种口门宽度一致时，采用 直立式堤头对港内水面*稳程度而言比较有利。 国内外工程实例以及模型试验，均证明堤头段内外两侧的护面块体的稳定性要比堤 身外坡为差，这主要因为越过堤头的波浪破碎水流将直接把护面块体从堤坡上向外推，而 比波浪对堤身护面块体的作用强，所以需对堤头段进行加强处理。 4.4.10条文中提及的由于防波堤*面布置、结构型式衔接部位等出现的恶化防波堤波 浪作用的几种情况，均应采取适当加强措施。因相关研究成果很少，其加强范围参考国外 如日本的研究成果并结合实践经验而确定。

体耐久性的破坏非常明显，甚至弊大于利；工程实践表明对吨位很大的长细型人工块体 采用掺入高强纤维等措施要比配置钢筋更加有利。

本耐久性的破环非常明显，基至彝天于利：工程实践表明对吨位很天的长细型人工块体， 采用掺人高强纤维等措施要比配置钢筋更加有利。 4.4.7浆砌块石护面层的破坏，主要由于堤身的不均匀沉降，而使护面层开裂；或由于在 波浪作用下护面层后水位上升，而在退波时因泄水不畅，致使护面层在水压作用下局部撑 落，并逐渐发展。因此浆砌块石护面层应设置变形缝和排水孔。条文中提出的数值要求 是总结实际工程的经验得出的，

4.5.2通常将潜堤后的传递波高系数表示为参数h/H的函数，潜堤时h。

4.5.2通常将潜后的传递波高系数表示为参数h/H的函数，潜堤时h。为负值。 潜堤的消浪效果取决于传递波高系数的大小，根据对国内外有关规则波与不规则波 模型试验结果的分析和比较，条文中的传递波高系数是采用不规则波的方法得出的。 4.5.3根据国外不规则波对潜堤作用的模型试验结果，潜堤抛石护面的稳定系数Np，主 d+h 以及表示损坏程度的参数S有关。S=2表示护面开始损坏；S=5表示中 等程度损坏；S=8~12表示严重损坏（露出垫层块石，不可接受）。虽然斜坡坡度对不越 浪抛石堤的护面稳定性有很大影响，但对潜堤来说，由于波浪的打击集中于堤顶部位，对 斜坡的作用较轻，因此在块石稳定重量计算公式中没有有关斜坡坡度的因子。 当S取为2时，即为条文中N，的表达式。

防波堤与护岸设计规范（JTS1542018

5.2断面型式与尺度

5.2.1我国重力式直立堤的墙身结构以矩形沉箱和正砌方块结构为最常见。前角直立 堤上的水*波压力比全直立墙时小，且作用在斜面上的波压，其垂直分力还对堤的稳定有 利，故其断面比较经济。弧面胸墙则可减少波浪的爬高。 当直立堤前产生的破碎波浪较大时，常采用在堤前抛筑人工块体的办法以减少作用 在直立堤上的巨大的破波冲击压力，保持直立的稳定。 一般防波堤水深多在20m之内。目前国外建造超过20m水深的防波堤，以日本居 多，最深的也在日本，如釜石湾约63m水深的梯型沉箱混合堤；国内已建成几座水深约 30m的矩形沉箱混合堤。深水堤的建造也顺应今后建港的发展趋势，本规范也将其予以 补充。

考虑时，则又很高（可达计算水位以上1.2～1.5倍波高）。高出设计水位所推荐的堤顶 高程数值是根据我国新、老防波堤的现状统计而得出来的，尚能满足使用的要求。 5.2.4直立堤抛石基床外肩和内肩的宽度，根据国外有关规范规定和国内明基床直立堤 的统计结果给出。 条文中墙身宽度是指“计算宽度”，也就是说若因使用上的要求或为减少基床应力而 将墙身加宽，则基肩宽度一般不用作相应的增加。 5.2.5根据经验，条文中对各类土地基上的抛石基床厚度的推荐值均为最小值，其值与 国外有关规范的规定基本一致。

5.3.2按照本条规定，以各计算水位时设计波高（对持久状况，一般重现期为50年；施工 期为5~10年）及其对应的波长确定的波浪力作为作用的标准值。有关波浪作用和波浪 力的计算，按《港口与航道水文规范》（JTS145）规定执行。 5.3.6本条给出重力式直立堤抗倾稳定性极限状态的设计表达式。根据对实际工程以 及典型直立堤断面的核算结果，可以得出持久组合抗倾计算时水*波浪力和波浪浮托力 的分项系数p和。为与抗滑稳定计算时的p和协调，在条文式（5.3.6)中又采用 结构系数a作调整。调整后a=1.25，p=1.3,=1.3。 施工期复核时，将采用与波高重现期为5~10年相应的倾覆力矩代表值。对于短暂 组合时的，和.系比照87版规范中校核组合时K值的降低作相应的调整

5.3.8重力式直立提抗滑稳定性极限状态的设计表送式。根据对实际工程以及典型直 立堤断面的核算结果，可以得出抗滑计算时水*波浪力和波浪浮托力的分项系数p和 %。分别为1.3和1.6,为与现有工程实例相接*，统一采用p=1.3，=1.3。 5.3.9本条分别按明、暗基床的两种情况，给出了沿基床底面抗滑稳定性极限状态的设 计表达式。当沿基床底面滑动时，与沿提底滑动时相*，因此p和等仍可用条文中表 5.3.6中的数值。

5.3.6中的数值。 5.3.14地基沉降的计算，一般规定要考虑基底垂直附加压力、基底水*力和边载三部分 荷载的作用。鉴于水*力对沉降的影响较小，作用在直立堤上的水*力主要是波浪力，不 是长期荷载，且过去设计中也均不考虑，因此本条文中规定可不考虑水平力引起的沉 降值。

近年来随着起重设备能力的增大，不少工程为减小现浇混凝土量，常把上部结 预制构件，在这种情况下，预制构件相互之间以及它们和墙身之间要求有可靠的连 成为装配整体式。

5.4.4由于在砌方块墙时不可能使得墙身中的每一块方块都被其上一层方块压

5.4.9目前国内直立堤沉箱间的接头型式大都采用平接，但在波浪经常较大或堤后兼作 码头和靠泊的情况，采用对接的型式可以减少缝隙间的透浪，还可以增加相邻沉箱的整体 稳定。 5.4.10本条文所指变形缝既是温度缝又是沉降缝。对于沉箱结构，除非为岩基且基床 较薄，否则若每两个沉箱设置一道变形缝，两沉箱间的上部结构极易出现裂缝，因此在条 产中明磁一舰收单全深饮间的重克悠拍作光杰形

5.4.9目前国内直立堤沉箱间的接头型式大都采用平接，但在波浪经常较大或堤后兼作 码头和靠泊的情况，采用对接的型式可以减少缝隙间的透浪，还可以增加相邻沉箱的整体 稳定。

5.4.10本条文所指变形缝既是温度缝又是沉降缝。对于沉箱结构.除非

较薄，否则若每两个沉箱设置一道变形缝，两沉箱间的上部结构极易出现裂缝，因 文中明确一般将单个沉箱间的垂直缝均作为变形缝。

防波与护岸设计规范（JTS154一2018

5.4.11堤头处的波浪、水流均较紊乱，而且波浪对直立堤堤头段明基床护面块体的作 用，类似于波浪对斜坡堤堤头护面块体的作用，即比堤身段为恶劣，因此规定堤头段的基 育部位需加强，明基床内外侧的边坡需放缓，护底块石重量也要求加大。堤头段护肩、护 坡不局限采用方块、四脚空心方块和栅栏板；深水堤最好采用随机安放的人工块体（如扭 王字块体）来防护。

5.5.1模型试验中，比较了削角斜面的坡角α=40°,35°30°,25°时的堤身抗滑稳定性和 提前反射波的情况，以α=25°和30°时的效果较好。 5.5.2关于削角直立堤波压力的计算方法是半经验半理论的，其结果稍偏于保守。有关 研究结果表明，由于直立堤上部胸墙削了个斜角，所以波压力比照不削角时的直立堤要 减小一些，波压力折减系数大约为0.9，但波浪爬高要大一些。 5.5.5本条给出削角直立堤抗倾稳定性极限状态的设计表达式。式中的p、v、各分 项系数取值已通过抗力分项系数进行了调整

5.6.1~5.6.4开孔沉箱为一种低反射率的新型防波提结构。国内外的研究结果均表 明，开孔沉箱结构反射率的大小与沉箱内消浪室的大小（1个或多个）、开孔面积、开孔部 位、上部结构及堤前水深和波浪要素等有关。 一般来说开孔率小则反射率大，消浪效果差。但开孔率如大于50%时则不但影响沉 箱面板结构强度，且消浪效果也并不会增加，国内外工程所采用的开孔率多在20%~ 40%。开孔部位至少应保证在设计高水位上下各1.0倍设计波高的范围以内。 试验证明在开孔部位和开孔率相似的情况下，开孔型式对消波效果并没有显著的影 响.反射率的差值一般不大。

5.7坐床式圆筒直立堤

5.7.2圆筒一般由钢筋混凝土制成。筒身为整体，当受起重能力限制必须分节预制时， 分节高度不可以太小否则筒圈纵向刚度小，容易开裂。圆筒的高度决定于建筑物的水深 和地基条件。筒顶高程通常在施工水位以上（有上部结构时）；圆筒的直径主要根据结构 的稳定性、地基承载力和变形计算确定。目前工程上所采用的圆筒直径最小为5m，一般 3m~15m，最大已达21.5m。圆筒直径与建筑物高度之比，苏联有关文献资料中多采用 0.7~0.9；圆筒的壁厚从结构受力、耐久性、构造和施工条件等综合考虑，一般采用 300mm~400mm

5.7.3作用于圆筒墙面上的波压力，目前尚未有统一的方法，它不同于平面直

外有关试验成果多表明圆简墙面上的总波浪力要比平面直墙小，当H/=1/ 时，其总波浪力约比直墙小5%~15%。为安全起见，确定作用于圆筒墙面上的 以近似按平面直立墙计算并予以适当折减，圆筒底面不考虑浮托力。

5.7.6由于圆筒结构本身刚度较小，可以根据受力情况或施工需要，局部采取加强措施， 如顶部加圈梁等。此外，对坐落在基床顶面上的圆筒，为增加其抗倾稳定性和减少底脚下 的基床应力，一般在圆筒底脚处增设内外趾。 5.7.7圆简内部回填材料的特性和填料的密实度，将直接影响圆筒简的抗倾稳定性。试验 表明，当简内填料密度减少时，则填料落拱高迅速增大，其抗倾稳定性也随之降低，因 此，筒内填料的夯实极为重要。

表明，当筒内填料密度减少时，则填料落拱高迅速增大，其抗倾稳定性也随之降低，因 此筒内填料的夯实极为重要。

6.2.4半圆型防波堤的构造要求是基于目前国内工程实践经验的总结。

6.2.4半圆型防波堤的构造要求是基于目前国内工程实践经验的总结。

6.3.4挡浪板入水深度确定以后，桩基透空提各部位的波浪力主要是指外侧挡浪板的内 外侧波浪力、内侧挡浪板的内外侧波浪力以及内外侧挡浪板之间各梁、板的侧向力和浮托 力，这些部位的波浪力目前尚未有成熟的计算公式，故需要采用模型试验确定。

6.3.5~6.3.7沉箱墩式透空堤.为满足防波堤透流和消浪的要求在间隔

各伸出一定长度的翼板，其 梳式防波堤 沉箱墩式透空堤单宽波浪力折减系数K和堤前波浪反射系数K.系大连理工大学

岸与近海工程国家重点实验室通过大量物理模型试验提出的经验公式。反射系数K，主 要与翼板位置和波长有关，与其他系数关系不大。 由于作用于翼板、胸墙上的波浪力与作用于沉箱迎水面的波浪力有一定相位差，同步 最大波浪水平力会有明显减少，大窑湾岛堤减少最大波浪水平力达27%。 由于波浪、水流对沉箱墩式透空堤的作用较为复杂，实际工程较少，设计时需通过模 型试验进行相关论证。

6.4箱简型基础防波堤

6.4.2箱筒型基础防波堤的整套气浮、下沉工艺和施工方案，在天津港和连云港 波堤工程建设中已成功应用。

5.4.2箱筒型基础防波堤的整套气浮、下沉工艺和施工方案，在天津港和连云港港的防 波堤工程建设中已成功应用

6.4.2箱筒型基础防波堤的整套气浮、下沉工艺和施工方案，在天津港和连云港港的防

7.1.1堤式护岸是在水上先筑成岸堤，并对岸堤外侧进行防护，然后回填形成陆域。坡 式护岸是利用陆域已有的自然岸坡或经削坡后进行防护形成的护岸。 7.1.3斜坡式护岸除采用传统的护岸结构型式外，还增列了内河航道工程中已使用的部 分生态、景观效果较好的一些型式。

7.2.2斜坡式护岸顶高程，主要与护岸防护后方场地的布置及设施的重要性、建筑物和 周围环境及排水能力等有关。一般来说，沿海护岸后方都允许有少量越浪，重要性较高的 地方要求基本不越浪。根据对一些沿海港口护岸的调查，大都允许有少量越浪，护岸的断 面形式对越浪量影响很大。 岸顶充许越浪量的确定，本是较为复杂的问题，本规范对充许越浪量的规定，是根据已 搜集的国外规范和国内研究成果并结合已建工程的设计和使用经验综合分析后得出的。 7.2.3斜坡堤式护岸堤身顶宽，系指填筑的堤心料的顶宽，主要根据施工条件确定。当 采用陆上推进法施工时，需考虑在堤顶通行的施工机械对堤顶宽度的要求，根据调查资料 般不小于5日沉摄轴线方向每隔段版商電设车橱站头区

7.3.9水流作用下块右稳定粒径d的计算公式是采用现行行业标准《航道工程设计规 范》（JTS181）中相关公式。 7.3.10本条计算混凝土板厚度的公式采用现行行业标准《碾压式土石项设计规范》 （SL274）附录A中相关公式。

7.4.1护底的作用是防止护岸坡脚地基土被冲刷，造成护面层和抛石棱体的下滑或局部 塌，从而影响护岸的整体稳定性。条文中护底措施是实际工程中通常采用的。 7.4.4条文中护面层厚度是根据实际工程经验得出的。 7.4.6对于不透水的护面层设置变形缝，主要是防止岸坡不均匀沉降造成的护面层断 裂。设置排水孔是为减少渗流水压，避免造成护面层的局部隆起破坏。 7.4.12胸墙或挡浪胸墙设置变形缝，是防止由于气温的热涨冷缩等作用使胸墙出现裂 缝，从而降低结构强度：也是为了避免因地质等因素引起的不均匀沉降造成墙体断裂

8.1.1根据我国已建直立式护岸工程，墙体结构以现浇混凝土、浆砌块石、混凝土方块、 板桩、扶壁和沉箱结构最为常见。近年我国部分内河护岸工程采用了加筋土岸壁，工程实 践表明，加筋土技术在这些工程上的应用是成功的，其优点是工程造价低和施工速度快 沉井结构在部分不具备开挖条件的工程中得到应用。 8.1.2直立式护岸混凝土和钢筋混凝土上部结构，临水面多数采用直立面。对波浪较大 的护岸为减小越浪临水面可做成弧面

8.2.9钢筋混凝土板桩其矩形截面使用较为广泛，因其形状简单，制作方便，易施打，板 桩间接缝好处理，但也存在着抗弯能力低，材料用量大等缺点。为减少材料用量也可采用 T形截面。 当板桩墙后邻近区域有已建的建筑物，满足不了板桩墙与锚锭墙间的最小距离要求 时，采用锚锭桩和土锚。 8.2.10加筋土岸壁的断面是指由墙面板和加筋土体构成的几何图形，它控制着加筋土 构筑物的整体稳定性。当对加筋土构筑物进行整体稳定性验算时，是将加筋土体视为重 力式刚性体系。当地形平坦时，采用梯形断面，符合重力式墙的稳定性要求。当地形受限 制时，即原岸坡较陡较高，大断面开挖有困难时，采用倒梯形断面较合适，施工方便，而且

8.2.9钢筋混凝土板桩其矩形截面使用较为广泛，因其形状简单，制作方便，易放 桩间接缝好处理，但也存在着抗弯能力低，材料用量大等缺点。为减少材料用量也 T形截面。 当板桩墙后邻近区域有已建的建筑物，满足不了板桩墙与锚锭墙间的最小距 时采用锚桩和土锚。

构筑物的整体稳定性。当对加筋土构筑物进行整体稳定性验算时，是将加筋土体视为重 力式刚性体系。当地形平坦时，采用梯形断面，符合重力式墙的稳定性要求。当地形受限 制时，即原岸坡较陡较高，大断面开挖有困难时，采用倒梯形断面较合适，施工方便，而且 工程量较小。锯齿形断面主要是为了满足高大岸壁稳定性要求。

8.3.10混凝土和浆砌块右的墙体，一般情况下不充许出现拉应力，在特殊情况下充许出 现不大的拉应力。本条是参照《船闸水工建筑物设计规范》（JTJ307一2001）中规定闸墙 采用混凝土或砌石时，迎水面不允许出现拉应力，而背水面允许出现不大的拉应力，其值 应不大于0.05MPa的需求制定的。

8.4直立式护岸构造

.2、当地基岩层向水域倾斜时，将岩层凿平或做成台阶，使承重面与重力线保持垂直 4明基床和混合基床往往受内河航道设计最低通航水位的水深限制，往往容易侵 道或内河码头水域，影响船舶航行。设计中应予以注意。

防波堤与护岸设计规范（JTS154—2018）

8.4.6直立式护岸墙前防护总宽度按1/4波长考虑，当受洪流、海流以及强风波浪的影 响时，墙前底流速会增大，一一般采用将护底宽度进一步加大的措施。 8.4.8地基土冻结的极限深度称为冻结深度。全国季节性冻土标准冻结深度详见《建 筑地基基础设计规范》（CB50007一2011）。 8.4.14预制扶壁长度由起重船舶起吊能力控制，内河一般起重最大吊运能力为500kN~ 1000kN；长江及沿海等处起重船最大吊运能力为3000kN~5000kN。内河多采用现浇 扶壁。 8.4.15根据内河航道和港口护岸中墙高相对较小的情况，现浇扶壁的垂直缝宽度可以 适当减小。

3.4.27加筋土岸壁在墙面板底部设置条形基础，不仅使墙面板的安砌质量和墙面板的

条文中所列面板尺寸是目前国内实践的总结。 面板背面的拉环或穿筋孔位置分布要求左右均匀和上下层间交错，是为了使筋材在 土体中分布得更均匀，筋土之间的相互作用发挥得更充分。

时，为保证回填土料不从缝中流失，需在缝两侧面板背面贴铺土工织物滤层并加一定厚度 的碎石排水层。

本附录引用天津水运科学研究院相关研究成果。附录内容主要依据张福然、王化仁 军《波浪作用下斜坡堤前沙质海底冲淤形态的试验研究》水道港口，1993（02）。

防波堤与护岸设计规范（JTS154—2018

本附录关于明基床基肩和坡面块体的稳定重量计算图是根据加拿大的试验结果绘制 的。稳定系数N与d,/d、d/L和H/L有关。该试验报告中认为波陡H/L的影响较小,可 忽略；又认为在水深较大的情况下，相对水深d的影响也是次要的，但国内一些工程试 验的结果表明，若不考虑/对N值的影响.有时计算结果明显偏天，因此在附录E的计 算图中根据原试验数据考虑了d/L的影响。试验表明肩宽的变化对N值的影响不大。 实际工程中明基床护肩块石常采用安放的形式，参照斜坡堤护面块体稳定重量的计 算公式，当失稳率n均为0%~1%时，按安放与抛填块石重量的比值即得到安放块右的 稳定重量。 当明基床的基肩和坡面上采用安放四脚空心方块护面时，参考了一些试验数据，发现 其规律与块石是一致的，只要在护肩块石稳定重量的计算公式中，把改为混凝土的重 度，并乘上当斜坡护面块体失稳率n均为0%~1%时，抛填块石与安放四脚空心方块K， 的比值，即得到明基床安放一层四脚空心方块的稳定重量。 当坡度为1:1.5时，也是参照斜坡堤的计算公式，对于块体的稳定重量，近似乘上 2.0/1.5=1.33的改正系数。 还应该说明，对于直立堤前采用抛石棱体作为护脚的情况，与直立堤明基床的情况是 不同的，因此不能套用附录E的计算图。 对深水堤，由于水下条件恶劣，基肩和护坡已不再适宣规则摆放（如栅栏板、四脚空 心方块）型式的人工块体了；有关试验结果表明，如采用上述查图的方法，采用随机安放 的块体取与四脚空心方块相同的重量，尚能够满足护肩和护坡稳定性要求。

附录F直立堤前的海底冲刷计算

本附录引用谢世楞相关研究成果。附录内容主要依据《不规则立波的特性及其对沙 底的作用》，海洋工程，1983（3）及《直立堤前的冲刷形态及其对防波堤整体稳定的影响》DB32／T 4399-2022 高层建筑工程抗震设防超限界定标准.pdf， 海洋学报，1983（6）。

录引用谢世榜相关研究成果。附录内容主要依据《不规则立波的特性及其对沙 ，海洋工程，1983（3）及《直立堤前的冲刷形态及其对防波堤整体稳定的影响》， 1983(6)

防波堤与护岸设计规范（JTS154—2018）

附录J半圆型防波堤波浪力计算

半圆型防波堤波浪力的计算，目前研究比较多的是以谷本胜利对合由良实计算直立 堤的公式进行相位和角度修正，提出了计算出水堤时半圆形构件上的波浪力经验公式；在 此基础上，国内进行了比较系统的数学模拟和试验研究工作，中交第一航务工程勘察设计 院首次提出了半圆型防波堤在淹没情况下的波浪力计算公式，进一步完善和改进了半圆 型防波堤的波浪力计算。

皮堤与护岸设计规范（JTS154—2018）

有护岸设计规范（JTS15

DBJ50／T 043-2016 工程勘察规范.pdf附录K箱筒型基础结构防波堤稳定性估算

由于箱筒型基础防波堤的承载机理非常复杂，难以确定断面尺度与结构稳定性。为 比，在本次规范制订中以2006年～2009年交通运输部西部课题研究“离岸深水港波浪一 防波堤一地基相互作用问题研究”为基础，并结合天津港和连云港港的工程实践经验，开 展了“箱筒型基础防波提断面稳定性简化计算方法研究”，其研究成果纳入本规范附 录。