本发明属于隧洞结构工程技术领域，具体涉及隧洞盾构挖掘面推力参数的确定方法。
背景技术：
对于隧洞施工过程中确定挖掘面参数，近年来有不少研究，如同济大学联合上海市城建设计研究院以上海地铁7号线上行线隧道为例，基于隧道变形实测值，采用位移反分析正演优化方法对盾构掘进面土压力进行计算分析。中铁隧道集团以南京地铁一号线为例，对土仓压力高低与地表隆沉之间的关系作定性分析，得到土仓压力设置的经验公式和相应参数的取值。中铁四局集团第二工程有限公司以上海地铁m8线为例，通过水土压力、土体重度、附加压力、经验公式计算土舱压力，然后根据施工过程中土舱压力和地表沉降之间的关系进行土压力的及时调整。
对于隧洞施工过程中挖掘面参数的确定，现有方案基本均基于地表隆沉实测值，采用位移反分析法，对土仓压力高低与地表隆沉之间的关系作定性分析并及时调整。但一方面：地表隆沉实测工作繁琐，尤其水下河床地形监测更是不易，造成掘进面参数控制困难；另一方面，地表隆沉实测相较盾构掘进具有滞后性，造成无法对潜在的施工险情提供安全预报，无法保障盾构安全过江。
地铁盾构施工是在地层土体内部进行的，在盾构推进的过程中，土体开挖必然对一定范围内土体产生扰动，导致应力重分布，土体原有平衡状态受到破坏，影响土层稳定，甚至发生坍塌。盾构挖掘面土推力是直接作用于盾构前方土体的应力，挖掘面推力过大，前方土体将产生很大的隆起变形，同时会增加刀盘的磨损；挖掘面推力过小，前方土体将产生过大的下沉变形，并会增加盾构通过后的地面沉降。
技术实现要素：
（1）要解决的技术问题
本发明为了克服现有技术方案基本均基于地表隆沉实测值，而地表隆沉实测工作繁琐，尤其水下河床地形监测更是不易，造成掘进面参数控制困难，并且地表隆沉实测相较盾构掘进具有滞后性，造成无法对潜在的施工险情提供安全预报，无法保障盾构安全过江的缺点，为解决以上技术问题，本发明提供隧洞盾构挖掘面推力参数的确定方法，该方法首先建立三维有限元结构模型，然后采用生死单元法对隧洞开挖动态过程进行模拟，其次模拟掘进面推力逐渐递增，确定盾构掘进过程中河床在实测日平均高、低潮位下的应力分布，最后从土体开挖面水平法向应力及周围土体剪切应力两方面综合确定，使盾构掘进过程中土层应力状态分布与原始平衡应力状态分布相一致，达到平衡稳定状态。本发明解决了土体开挖导致一定范围内河床地层土体产生扰动，导致一定范围内应力重分布，影响工作面土体的稳定的技术问题。
（2）技术方案
为了解决上述技术问题，本发明提供本发明提供隧洞盾构挖掘面推力参数的确定方法，首先建立三维有限元结构模型，然后采用生死单元法对隧洞开挖动态过程进行模拟，其次模拟掘进面推力逐渐递增，确定盾构掘进过程中河床在实测日平均高、低潮位下的应力分布，最后从土体开挖面水平法向应力及周围土体剪切应力两方面综合确定，使盾构掘进过程中土层应力状态分布与原始平衡应力状态分布相一致，达到平衡稳定状态。
所述三维有限元结构模型以北京54坐标系（430662.10，2883005.70）的0.00m高程为模型坐标原点，横河向指向右岸为x轴正方向，顺河向指向下游为y轴正方向，沿高程向上为z轴正方向，坐标系满足右手螺旋，所述三维有限元结构模型采用三维8节点六面体和4节点四面体结构单元进行离散，模型离散网格共104966个节点，451202个单元。
所述生死单元法采用ansys三维有限元软件进行隧洞开挖过程的模拟，利用ansys有限元分析软件的生死单元功能进行模拟，具体为对开挖部分单元进行杀死和对衬砌进行激活来模拟材料的消去和添加，从而真实模拟隧洞工程开挖过程。
基于盾构掘进过程中所引发的土体应力状态变化机理，引起掘进工作面失稳的主要原因：开挖面土体受到的水平法向应力小于原始侧压力，导致开挖面失稳；盾构与土体的摩擦引起土体的剪切扰动，周围一定范围内土体的剪切应力超过了原始剪切强度。
（3）有益效果
本发明的有益效果：通过分析盾构掘进过程中所引发的土体应力状态变化机理，提出判断引起掘进工作面失稳的主要原因，提出了复杂力学环境下，采用开挖面水平法向应力及周围土体剪切应力综合法确定盾构挖掘面推力参数获得成功，实现土压力平衡掘进模式，可为盾构施工险情快速提供安全预报与加固防护的技术保障。
附图说明
图1是实测日平均低潮位下开挖前水平法向应力云图；
图2是实测日平均低潮位下开挖后水平法向应力云图；
图3是实测日平均低潮位下土仓压力为0.180mpa的水平法向应力云图；
图4是实测日平均低潮位下土仓压力为0.185mpa的水平法向应力云图；
图5是实测日平均低潮位下土仓压力为0.190mpa的水平法向应力云图；
图6是实测日平均低潮位下土仓压力为0.195mpa的水平法向应力云图；
图7是实测日平均低潮位下土仓压力为0.200mpa的水平法向应力云图；
图8是实测日平均低潮位下土仓压力为0.215mpa的水平法向应力云图；
图9是实测日平均低潮位下土仓压力为0.220mpa的水平法向应力云图；
图10是实测日平均低潮位下土仓压力为0.225mpa的水平法向应力云图；
图11是实测日平均低潮位下开挖前的隧洞轴线剪切应力云图；
图12是实测日平均低潮位下开挖后的隧洞轴线剪切应力云图；
图13是实测日平均低潮位下土仓压力为0.180mpa的隧洞轴线剪切应力云图；
图14是实测日平均低潮位下土仓压力为0.185mpa的隧洞轴线剪切应力云图；
图15是实测日平均低潮位下土仓压力为0.190mpa的隧洞轴线剪切应力云图；
图16是实测日平均低潮位下土仓压力为0.195mpa的隧洞轴线剪切应力云图；
图17是实测日平均低潮位下土仓压力为0.200mpa的隧洞轴线剪切应力云图；
图18是实测日平均低潮位下土仓压力为0.205mpa的隧洞轴线剪切应力云图；
图19是实测日平均低潮位下土仓压力为0.210mpa的隧洞轴线剪切应力云图；
图20是实测日平均低潮位下土仓压力为0.215mpa的隧洞轴线剪切应力云图；
图21是实测日平均高潮位下开挖前水平法向应力云图；
图22是实测日平均高潮位下开挖后水平法向应力云图；
图23是实测日平均高潮位下土仓压力为0.200mpa的水平法向应力云图；
图24是实测日平均高潮位下土仓压力为0.205mpa的水平法向应力云图；
图25是实测日平均高潮位下土仓压力为0.210mpa的水平法向应力云图；
图26是实测日平均高潮位下土仓压力为0.215mpa的水平法向应力云图；
图27是实测日平均高潮位下土仓压力为0.220mpa的水平法向应力云图；
图28是实测日平均高潮位下土仓压力为0.225mpa的水平法向应力云图；
图29是实测日平均高潮位下土仓压力为0.230mpa的水平法向应力云图；
图30是实测日平均高潮位下土仓压力为0.235mpa的水平法向应力云图；
图31是实测日平均高潮位下开挖前的隧洞轴线剪切应力云图；
图32是实测日平均高潮位下开挖后的隧洞轴线剪切应力云图；
图33是实测日平均高潮位下土仓压力为0.200mpa的隧洞轴线剪切应力云图；
图34是实测日平均高潮位下土仓压力为0.205mpa的隧洞轴线剪切应力云图；
图35是实测日平均高潮位下土仓压力为0.210mpa的隧洞轴线剪切应力云图；
图36是实测日平均高潮位下土仓压力为0.215mpa的隧洞轴线剪切应力云图；
图37是实测日平均高潮位下土仓压力为0.220mpa的隧洞轴线剪切应力云图；
图38是实测日平均高潮位下土仓压力为0.225mpa的隧洞轴线剪切应力云图；
图39是实测日平均高潮位下土仓压力为0.230mpa的隧洞轴线剪切应力云图；
图40是实测日平均高潮位下土仓压力为0.235mpa的隧洞轴线剪切应力云图。
具体实施方式
下面结合实施例对本发明实施例中的技术方案进行进一步清楚、完整地描述，显然，所描述的实施例仅仅是本发明一部分实施例，而不是全部的实施例。
实施例一
本实施例结合福州市轨道交通1号线上藤站~达道站区间下穿闽江段进行研究，按隧洞开挖前、开挖后（xk13+499.00断面）以及掘进面推力压力考虑实测日平均低潮位（2.017m）从0.18mpa开始、实测日平均高水位（4.922m）从0.20mpa开始按0.05mpa递增进行模拟，研究不同掘进面推力作用下土体开挖面水平法向应力及周围土体剪切应力分布情况。
隧洞盾构挖掘面推力参数的确定方法，首先建立三维有限元结构模型，然后采用生死单元法对隧洞开挖动态过程进行模拟，其次模拟掘进面推力逐渐递增，确定盾构掘进过程中河床在实测日平均高、低潮位下的应力分布，最后从土体开挖面水平法向应力及周围土体剪切应力两方面综合确定，使盾构掘进过程中土层应力状态分布与原始平衡应力状态分布相一致，达到平衡稳定状态。
所述三维有限元结构模型以北京54坐标系（430662.10，2883005.70）的0.00m高程为模型坐标原点，横河向指向右岸为x轴正方向，顺河向指向下游为y轴正方向，沿高程向上为z轴正方向，坐标系满足右手螺旋，所述三维有限元结构模型采用三维8节点六面体和4节点四面体结构单元进行离散，模型离散网格共104966个节点，451202个单元。
所述生死单元法采用ansys三维有限元软件进行隧洞开挖过程的模拟，利用ansys有限元分析软件的生死单元功能进行模拟，具体为对开挖部分单元进行杀死和对衬砌进行激活来模拟材料的消去和添加，从而真实模拟隧洞工程开挖过程。
基于盾构掘进过程中所引发的土体应力状态变化机理，引起掘进工作面失稳的主要原因：开挖面土体受到的水平法向应力小于原始侧压力，导致开挖面失稳；盾构与土体的摩擦引起土体的剪切扰动，周围一定范围内土体的剪切应力超过了原始剪切强度。
、实测日平均低潮位
（1）开挖面水平法向应力方面：
福州轨道交通1号线下行线隧洞未开挖之前，河床地层处于稳定状态，拟开挖面（xk13+499.00事故断面）的法向水平应力均指向盾构推进方向，原始土层侧压力对该面具有一个稳定支护作用，最大法相水平应力为0.188mpa，最小为0.161mpa；地铁隧洞开挖至事故断面后，原始土层侧压力消失，开挖面沿盾构推进方向的最大法向水平应力仅为0.005mpa，而背离盾构推进方向的法向水平最大压力为0.074mpa，从整个开挖面的法向水平应力分布情况来看，该处土体有向背离盾构推进方向移动的趋势，与原始状态相比，开挖面法向水平应力均往背离推进方向增加，最大增加量达0.235mpa，开挖面土体处于欠平衡状态，可见，隧洞开挖至该断面后，法向水平应力变化有对土体稳定不利的趋势，应当施加开挖面土仓压力，用以抗衡土体压力和水压力，以保持开挖面土体的稳定。土仓压力0.180mpa时，开挖面法向水平应力又重新恢复指向盾构推进的方向，最大值为0.175mpa，最小值为0.131mpa，但相较开挖前原始状态来看，开挖面的法向水平应力还是背离推进方向增加，最大增加量为0.030mpa；土仓压力为0.185mpa时，开挖面土体法向水平应力均指向盾构推进方向，最大值为0.180mpa，最小值为0.137mpa，但相较开挖前原始状态来看，开挖面的法向水平应力还是背离推进方向增加，最大增加量为0.025mpa；土仓压力为0.190mpa时，开挖面土体法向水平应力均指向盾构推进方向，最大值为0.185mpa，最小值为0.143mpa，但相较开挖前原始状态来看，开挖面的法向水平应力还是背离推进方向增加，最大增加量为0.021mpa；土仓压力为0.195mpa时，开挖面土体法向水平应力均指向盾构推进方向，最大值为0.189mpa，最小值为0.148mpa，相较开挖前原始状态来看，开挖面的法向水平应力往背离推进方向增加0.016mpa，往推进方向增加0.003mpa；土仓压力为0.200mpa时，开挖面土体法向水平应力均指向盾构推进方向，最大值为0.195mpa，最小值为0.154mpa，相较开挖前原始状态来看，开挖面的法向水平应力往背离推进方向增加0.011mpa，往推进方向增加0.009mpa，该方案开挖面土体仍然处于欠平衡状态；土仓压力为0.205mpa时，开挖面土体法向水平应力均指向盾构推进方向，最大值为0.200mpa，最小值为0.160mpa，相较开挖前原始状态来看，开挖面的法向水平应力往背离推进方向增加0.007mpa，往推进方向增加0.015mpa，从该方案开始，开挖面法向水平应力相较原始状态略向盾构推进方向增加，且该方案下开挖面土体的法向水平应力极值和差值相较原始状态差距小，开挖面土体基本平衡；土仓压力为0.210mpa时，开挖面土体法向水平应力均指向盾构推进方向，最大值为0.205mpa，最小值为0.165mpa，相较开挖前原始状态来看，开挖面的法向水平应力往背离推进方向增加仅0.002mpa，往推进方向增加0.021mpa，开挖面土体处于超平衡状态；土仓压力为0.215mpa时，开挖面土体法向水平应力均指向盾构推进方向，最大值为0.211mpa，最小值为0.171mpa，相较开挖前原始状态来看，开挖面的法向水平应力均往推进方向增加，最大增加量为0.027mpa，开挖面土体处于超平衡状态。
可见，隧洞开挖会使开挖面土体受到的法向水平支护应力小于原始侧压力，在实测日平均低潮位作用下，隧洞开挖至xk13+499.00事故断面，开挖面法向水平应力背离盾构推进方向最大增加了0.235mpa。土仓施压0.180mpa~0.200mpa时，相较原始状态，开挖面土体法向水平应力主要往背离盾构推进方向增加，开挖面土体处于欠平衡状态；土仓施压0.210mpa~0.215mpa时，开挖面土体法向水平应力主要往盾构推进方向增加，开挖面土体处于超平衡状态；当土仓施压0.205mpa时，开挖面法向水平应力相较原始状态略向盾构推进方向增加，且该方案法向水平应力极值和差值相较原始状态差距较小，开挖面土体基本平衡。
（2）周围土体剪切应力方面：
福州轨道交通1号线下行线隧洞未开挖之前，河床地层处于稳定状态，拟开挖面（xk13+499.00事故断面）周围30m范围内土体最大剪应力为0.0278mpa；地铁隧洞开挖至事故断面后，盾构与土体的摩擦引起周围土体的剪切扰动，最大剪应力达0.0411mpa，与原始状态相比，土体剪应力最大增加量为0.0329mpa；土仓施加压力后，在一定程度上能缓解开挖面周围土体的剪切扰动现象，土仓压力0.180mpa时，周围土体最大剪应力为0.0276mpa，与原始状态相比，开挖面周围剪应力最大增加量为0.0042mpa；土仓压力0.185mpa时，周围土体最大剪应力仍为0.0276mpa，与原始状态相比，开挖面周围剪应力最大增加量为0.0038mpa；土仓压力0.190mpa、0.195mpa时，开挖面周围土体最大剪应力均为0.0276mpa，与原始状态相比，开挖面周围剪应力最大增加量均为0.0036mpa；土仓压力0.200mpa时，开挖面周围土体最大剪应力仍为0.0276mpa，与原始状态相比，开挖面周围剪应力最大增加量有所减少，为0.0035mpa，最大减少量为0.0058mpa，该方案开挖面周围30m范围内土体剪应力与原始状态差距最小，且剪应力极值与原始状态极值相近，该方案剪切扰动较小；土仓压力0.205mpa时，开挖面周围土体最大剪应力仍为0.0276mpa，与原始状态相比，开挖面周围剪应力最大增加量为0.0037mpa，与上一方案相比反而增加；土仓压力0.210mpa时，开挖面周围土体最大剪应力仍为0.0276mpa，与原始状态相比，开挖面周围剪应力最大增加量为0.0045mpa；土仓压力0.215mpa时，开挖面周围土体最大剪应力仍为0.0276mpa，与原始状态相比，开挖面周围剪应力最大增加量为0.0052mpa。
可见，隧洞开挖后，由于盾构与土体的摩擦会引起周围土体的剪切扰动，在实测日平均低潮位作用下，隧洞开挖至xk13+499.00事故断面，开挖面周围30m范围内的土体剪应力最大增加了0.0329mpa，土仓施加压力后，在一定程度上能缓解开挖面周围土体的剪切扰动现象，当土仓压力为0.200mpa时，开挖面周围30m范围内土体剪应力与原始状态差距最小，剪应力增加量仅为0.0035mpa，将近开挖后未施压前的10倍，且剪应力极值与原始状态极值相近，该方案土体剪切扰动较小。
综上：在实测日平均低潮位作用下，开挖面水平法向应力方面：当盾构掘进面推力0.205mpa时，开挖面水平法向应力相较原始状态略向盾构推进方向增加，且该方案水平法向应力极值和差值相较原始状态差距较小，开挖面土体基本平衡；周围土体剪切应力方面：当盾构掘进面推力为0.200mpa时，开挖面周围土体剪切应力与原始状态差距最小，剪切应力增加量仅为0.0035mpa，仅为开挖后未施压前的0.1倍，且剪切应力极值与原始状态极值相近，该方案土体剪切扰动较小。综合开挖面水平法向应力和周围土体剪切应力研究结果，在实测日平均低潮位作用下，保持土体稳定的盾构掘进面平衡推力应约为0.205mpa，开挖面土体基本平衡。
实测日平均低潮位下应力云图见图1～20，统计实测日平均低潮位下开挖面水平法向应力及周围土体剪切应力特征值见表4.1。
表4.1实测日平均低潮位下开挖面水平法向应力及周围土体剪切应力特征值
2、实测日平均高潮位
（1）开挖面水平法向应力方面：
福州轨道交通1号线下行线隧洞未开挖之前，河床地层处于稳定状态，拟开挖面（xk13+499.00事故断面）的法向水平应力均指向盾构推进方向，最大法相水平应力为0.198mpa，最小为0.171mpa；地铁隧洞开挖至事故断面后，开挖面沿盾构推进方向的最大法向水平应力仅为0.004mpa，而背离盾构推进方向的法向水平最大压力为0.087mpa，与原始状态相比，开挖面法向水平应力均往背离推进方向增加，最大增加量达0.257mpa，开挖面土体处于欠平衡状态；土仓压力0.200mpa时，开挖面法向水平应力又重新恢复指向盾构推进的方向，最大值为0.193mpa，最小值为0.142mpa，但相较开挖前原始状态来看，开挖面的法向水平应力还是背离推进方向增加，最大增加量为0.031mpa；土仓压力为0.205mpa时，开挖面土体法向水平应力均指向盾构推进方向，最大值为0.198mpa，最小值为0.147mpa，但相较开挖前原始状态来看，开挖面的法向水平应力还是主要以背离推进方向增加为主，最大增加量为0.027mpa；土仓压力为0.210mpa时，开挖面土体法向水平应力均指向盾构推进方向，最大值为0.202mpa，最小值为0.153mpa，但相较开挖前原始状态来看，开挖面的法向水平应力还是主要以背离推进方向增加为主，最大增加量为0.022mpa；土仓压力为0.215mpa时，开挖面土体法向水平应力均指向盾构推进方向，最大值为0.208mpa，最小值为0.159mpa，相较开挖前原始状态来看，开挖面的法向水平应力往背离推进方向增加0.017mpa，往推进方向增加0.011mpa，该方案开挖面土体仍然处于欠平衡状态；土仓压力为0.220mpa时，开挖面土体法向水平应力均指向盾构推进方向，最大值为0.213mpa，最小值为0.164mpa，相较开挖前原始状态来看，开挖面的法向水平应力往背离推进方向增加0.013mpa，往推进方向增加0.017mpa，从该方案开始，开挖面法向水平应力相较原始状态略向盾构推进方向增加，且该方案下开挖面土体的法向水平应力极值和差值相较原始状态差距小，开挖面土体基本平衡；土仓压力为0.225mpa时，开挖面土体法向水平应力均指向盾构推进方向，最大值为0.219mpa，最小值为0.170mpa，相较开挖前原始状态来看，开挖面的法向水平应力往背离推进方向增加0.008mpa，往推进方向增加0.022mpa，开挖面土体处于超平衡状态；土仓压力为0.230mpa时，开挖面土体法向水平应力均指向盾构推进方向，最大值为0.224mpa，最小值为0.176mpa，相较开挖前原始状态来看，开挖面的法向水平应力往背离推进方向增加0.003mpa，往推进方向增加0.028mpa，开挖面土体处于超平衡状态；土仓压力为0.235mpa时，开挖面土体法向水平应力均指向盾构推进方向，最大值为0.230mpa，最小值为0.181mpa，相较开挖前原始状态来看，开挖面的法向水平应力均往推进方向增加，最大增加量为0.034mpa，开挖面土体处于超平衡状态。
可见，在实测日平均高潮位作用下，隧洞开挖至xk13+499.00事故断面，开挖面法向水平应力背离盾构推进方向最大增加了0.257mpa。土仓施压0.200mpa~0.215mpa时，相较原始状态，开挖面土体法向水平应力主要往背离盾构推进方向增加，开挖面土体处于欠平衡状态；土仓施压0.225mpa~0.235mpa时，开挖面土体法向水平应力主要往盾构推进方向增加，开挖面土体处于超平衡状态；当土仓施压0.220mpa时，开挖面法向水平应力相较原始状态略向盾构推进方向增加，且该方案法向水平应力极值和差值相较原始状态差距较小，开挖面土体基本平衡。
（2）周围土体剪切应力方面：
福州轨道交通1号线下行线隧洞未开挖之前，河床地层处于稳定状态，拟开挖面（xk13+499.00事故断面）周围30m范围内土体最大剪应力为0.0292mpa；地铁隧洞开挖至事故断面后，盾构与土体的摩擦引起周围土体的剪切扰动，最大剪应力达0.0439mpa，与原始状态相比，土体剪应力最大增加量为0.0361mpa；土仓施加压力后，在一定程度上能缓解开挖面周围土体的剪切扰动现象，土仓压力0.200mpa时，周围土体最大剪应力为0.0288mpa，与原始状态相比，开挖面周围剪应力最大增加量为0.0070mpa；土仓压力0.205mpa时，周围土体最大剪应力仍为0.0288mpa，与原始状态相比，开挖面周围剪应力最大增加量为0.0068mpa；土仓压力0.210mpa时，开挖面周围土体最大剪应力不变，与原始状态相比，开挖面周围剪应力最大增加量为0.0065mpa，该方案开挖面周围30m范围内土体剪应力与原始状态差距最小，且剪应力极值与原始状态极值相近，该方案土体剪切扰动较小；土仓压力0.215mpa时，开挖面周围土体最大剪应力不变，开挖面周围剪应力最大增加量均为0.0067mpa，较上一方案反而增加；之后，随着土仓压力继续增大，虽然开挖面周围土体最大剪应力不变，但与原始状态的剪应力差值呈继续增大的趋势，土仓压力0.235mpa时，与原始状态相比，开挖面周围土体剪应力差值达到0.0097mpa。
可见，在实测日平均高潮位作用下，隧洞开挖至xk13+499.00事故断面，开挖面周围30m范围内的土体剪应力最大增加了0.0361mpa，土体扰动现象明显，土仓施加压力后，在一定程度上能缓解开挖面周围土体的剪切扰动现象，当土仓压力为0.210mpa时，开挖面周围30m范围内土体剪应力与原始状态差距最小，剪应力增加量仅为0.0065mpa，且剪应力极值与原始状态极值相近，该方案土体剪切扰动较小。
综上：在实测日平均高潮位作用下，开挖面水平法向应力方面：当盾构掘进面推力为0.220mpa时，开挖面水平法向应力相较原始状态略向盾构推进方向增加，且该方案水平法向应力极值和差值相较原始状态差距较小，开挖面土体基本平衡。周围土体剪切应力方面：当盾构掘进面推力为0.210mpa时，开挖面周围土体剪切应力与原始状态差距最小，剪切应力增加量仅为0.0065mpa，且剪切应力极值与原始状态极值相近，该方案土体剪切扰动较小。综合开挖面水平法向应力和周围土体剪切应力研究结果，在实测日平均高潮位作用下，保持土体稳定的盾构掘进面平衡推力应约为0.220mpa。
实测日平均高潮位下应力云图见图21～40，统计实测日平均高潮位下开挖面水平法向应力及周围土体剪切应力特征值见表4.2。
表4.2实测日平均高潮位下开挖面水平法向应力及周围土体剪切应力特征值
地铁隧洞盾构推进的过程中，土体开挖导致一定范围内河床地层土体产生扰动，导致一定范围内应力重分布，影响工作面土体的稳定，甚至发生坍塌，在实测日平均高潮位和实测日平均低潮位作用下，从开挖面法向水平支护应力和周围土剪切扰动两方面进行模拟判断，确定合理的土仓压力值，用以抗衡工作面的土体压力和水压力，以保持工作面土体的稳定，理想的土仓压力应使开挖面和周围土体的应力状态与原始应力状态差距最小。综合高、低潮位下福州地铁1号线上藤站~达道站区间盾构掘进至xk13+499.00断面时，盾构掘进面推力应维持0.205mpa~0.220mpa，才能实现土压力平衡掘进模式，保持土体的稳定。
以上所述实施例仅表达了本发明的优选实施方式，其描述较为具体和详细，但并不能因此而理解为对本发明专利范围的限制。应当指出的是，对于本领域的普通技术人员来说，在不脱离本发明构思的前提下，还可以做出若干变形、改进及替代，这些都属于本发明的保护范围。因此，本发明专利的保护范围应以所附权利要求为准。