H2%＋hp＋hz＝8.96m，再加上0.3m的安全超高后，达到9.26m。实际上，在三山大闸设计上也考虑过这一点，如果沿用省里单位的设计经验，整个水闸高程太高，也不利于上部结构稳定；故设计时将外胸墙做成反弧型，同时在胸墙顶部外挑1m长，0.4m厚的压浪板，来降低波浪荷载作用高程。
2.4.3理论分析结论
根据理论分析，前胸墙结构是安全的，完全能承担设计状态下的波浪荷载。水闸的挡浪高程是满足规范要求的，但是按目前省里设计单位的设计习惯来分析，挡浪高程是偏低的，原设计在兼顾挡浪安全、上部结构稳定以及宁波本地经验习惯基础上，将外胸墙做成反弧型，同时在胸墙顶部外挑1m长，0.4m厚的压浪板，来降低波浪荷载作用高程。www.tmgc8.com
2.5模型试验分析
2.5.1模型试验测力结果
水锤效应对水闸安全的影响是巨大的，水锤效应很难理论计算，故本次设计通过河海大学的物模试验，对水闸模型进行测力，模型实验测力结果如表4。为了能更加直观的说明水锤效应的影响，试验同时对外胸墙底部鼻坎去掉后，进行了模型测力，结果如表5。根据模型测力情况，对水闸结构安全进一步分析。
2.5.2根据模型力分析结构安全
1、滑动分析
现状条件下：
抗滑力仍为桩抗剪断力627kN/m，设计高潮位时的静水压力仍为150 kN/m。模型测量的P5％的波浪总力达638.5KN/m，约为理论计算值的1.82倍，滑动安全系数KC为0.8；模型测量的P2％（相当于《海港水文规范》中要求的规则波1％累积虑）的波浪总力达713.9KN/m，按此计算滑动安全系数KC仅为0.73，远小于规范要求的1.25。
去掉外胸墙底部鼻坎后：
抗滑力仍为桩抗剪断力627kN/m，设计高潮位时的静水压力仍为150 kN/m。模型测量的P5％的波浪总力为423.4KN/m，滑动安全系数KC为1.09；模型测量的P2％的波浪总力为455.3KN/m，滑动安全系数KC为1.04。
滑动安全模型分析结论：
根据模型力分析，现状下，模型力远大于理论计算值，水闸整体滑动很不安全；去掉外胸墙底部鼻坎的水锤效应后，水闸的受力条件明显改善，水闸受的波浪总力减小1/3；模型力与理论计算值相比，约为1.07～1.2倍，考虑到模型的偏不利因素，应该说两者还是较为接近的；相应的水闸滑动安全系数略小于规范要求，仍不安全。
2、闸门结构分析
现状条件下：
设计高潮位时的P2％的作用力约为5t/m2，闸门总压力约为8.2t/m2，此时闸门极限承载力满足要求，但是裂缝宽度可达0.18mm，超限；瞬间最大波浪力约为7t/m2，闸门总压力最大可达10.2t/m2，相对应闸门极限承载力满足要求，但是裂缝宽度可达0.28mm，超限。
中低潮位（2.0m）时的P2％的作用力在闸门上板上最大，可达12t/m2，闸门总压力可达12.8t/m2，此时闸门梁的挠度达1.3cm，裂缝宽度可达0.36mm；瞬间最大波浪力可达19t/m2，闸门总压力最大可达20t/m2，闸门完全破坏。
表4：现状条件下波浪作用力
波浪力
测点号
潮位：4.4m,Hs=3.62m、T=14.6s
潮位：3.0m,Hs=3.07m、T=14.6s
潮位：2.0m,Hs=2.72m、T=14.6s
P1/3
P5%
P2%
Pmax
P1/3
P5%
P2%
Pmax
P1/3
P5%
P2%
Pmax
闸总力KN/m
21\24
520.1
638.5
713.9
972.3
364.6
471.6
541.8
756.3
343.0
416.8
482.1
645.8
闸门总力KN/m
22
191.4
237.0
261.6
333.7
174.3
215.2www.tmgc8.com
243.7
323.3
225.5
273.6
295.2
422.3
闸门点压 KPa
64
39.1
47.0
49.0
66.5
33.4
40.8
45.1
52.3
81.7
103.3
124.6
194.0
61
39.7
47.7
49.9
68.7
35.4
42.0
46.1
62.6
70.9
92.2
104.7
159.2
57
40.1
47.4
49.3
69.5
35.4
42.3
47.6
60.9
61.3
77.9
85.6
121.7
43
38.7
46.5
48.2
67.4
33.4
40.0
44.1
54.7
54.8
64.8
71.9
106.6
28
38.0
45.5
47.6
64.7
32.9
39.6
43.3
53.6
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