张 娟，梁海安，赵红亮，仇 岩
(东华理工大学土木与建筑工程学院，江西 南昌 330013)
中国是能源大国，随着人们日益增长的能源需求以及生态环境保护意识的增强，新能源开发显得尤为重要。核能作为一种新能源，具有能量密度大、成本费用低、不产生大气污染等优势[1]，但使用过程中会产生具有毒性大、半衰期长、放热等特点的高放射性废物(以下简称高放废物)[2]。在高放废物深地质处置过程中，围岩通常处于复杂的温度-渗流-应力多场共同影响的地质环境中，在温度-渗流-应力耦合作用下对高放废物处置库硐室间距进行优化是处置库设计和长期安全稳定性评价的关键[3]。目前，国内外诸多学者对高放废物处置库黏土围岩温度-渗流-应力三场耦合进行了大量的研究。在硐室间距设计方面，刘月妙等[4]在温度-应力耦合作用下，利用二维有限差分软件对高放废物处置库在不同硐室间距时的情况进行了模拟计算，以获得温度场、应力场、变形场的变化规律，计算结果表明当废物罐中线距离为2倍沉积隧洞孔径时，缓冲材料中最高温度控制在95℃左右；
刘文岗等[5]使用三维有限差分软件对数百年内高放废物地质处置库围岩进行了热-力耦合模拟与分析，结果表明在设定的释热强度下，8～12 m为处置坑合理间距；
Choi等[6]利用ABAQUS软件，分别对高放废物处置库竖向和水平向处置方式进行了模拟计算，并研究了隧道间距和废物罐间距对废物罐表面温度的影响，计算结果表明对于竖向处置方式，较合理的隧道间距和废物罐间距分别为40 m、8 m，而水平向处置方式则为20 m、2 m；
Sizgek[7]通过建立高放废物处置库三维热分析数值模型，结果发现减小废物罐间距对温度场的影响比减小隧道间距更为明显。在岩体温度-渗流-应力耦合本构模型方面，龚哲等[8]基于不同温度下Boom黏土的不排水三轴试验，建立了基于D-P准则的Boom黏土热-力耦合弹塑性损伤模型，得到了热-力耦合损伤演化方程，并将模型在ABAQUS有限元软件中进行了本构模型程序开发，通过原位试验对模型进行了验证；
Salehnia等[9]通过分析巷道黏土围岩在开挖过程中的水-力耦合行为和剪切带应变局部化演化，研究了黏土岩巷道周围大规模开挖下开挖损伤区的扩展情况，并进行了现场试验结果与数值模拟结果的相互验证；
侯会明等[10]将损伤变量与围岩热理论模型参数、渗流模型参数、热流体力学模型参数和多场耦合作用模型参数建立联系，从而形成了一个岩体弹塑性损伤应力-温度-渗流三场耦合作用模型，并分析了在多场耦合作用影响下的围岩开挖破坏演化规律；
赵艺伟等[11]建立了考虑开挖损伤影响的高放废物地质处置库围岩温度-渗流耦合模型；
Taron等[12]提出了干热岩固-流-热传质耦合模型；
赵阳升等[13]提出了干热岩地热开发的块裂介质固-流-热耦合模型；
Yang等[14]针对盐矿水溶开采、油页岩原位热解开采提出了岩体变形-渗流-传热-传质的耦合理论模型。
基于上述研究，本文采用FLAC3D有限差分软件中最为传统、应用最为广泛的Morh-Couloumb岩体弹塑性损伤模型，建立了一个将岩体热学参数、渗流参数和力学参数结合起来的岩体弹塑性损伤温度-渗流-应力耦合关系模型，并根据国内外研究资料建立模型，使用FLAC3D有限差分软件对塔木素预选区高放废物处置库黏土围岩在温度-渗流-应力耦合作用下进行数值模拟计算，对4种不同硐室间距下处置库温度场、渗流场、应力场和变形场的变化特征进行对比分析，初步得到黏土围岩力学、水力学和热力学特征，最终确定高放废物处置库黏土围岩设计中更为合理的硐室间距范围，为我国高放废物处置库黏土围岩硐室间距优化设计提供参考依据。
目前国内外对于温度-渗流-应力三场耦合中所采用的岩体温度-渗流-应力耦合本构模型如表1所示，不同研究领域所使用的岩体温度-渗流-应力耦合本构模型都不尽相同，本文采用了最为传统、应用最为广泛的Morh-Couloumb岩体弹塑性损伤模型，建立了一个将岩体热学参数、渗流参数和力学参数结合起来的黏土围岩岩体弹塑性损伤温度-渗流-应力耦合关系模型，其三场耦合作用过程中各耦合阶段的作用机制如图1所示。
表1 国内外常用的岩体温度-渗流-应力耦合本构模型汇总
图1 黏土围岩温度-渗流-应力三场耦合作用机制
1. 1 围岩弹塑性损伤模型
高放废物处置库黏土围岩是一种固结程度高、结构坚硬致密的岩石，所以本文采用了最为传统、应用最为广泛的Morh-Couloumb岩体弹塑性损伤模型。由摩尔-库仑屈服函数定义的岩体剪切准则为
(1)
由拉应力定义的岩体拉伸准则为
ft=σt-σ3
(2)
(3)
上式中：σ1、σ3分别为岩体最大、最小主应力(MPa)；
σt为岩体抗拉强度(kPa)；
c为岩体内聚力(MPa);φ为岩体内摩擦角(°)。
当fs≤0时，则岩体受剪破坏。
根据第一强度准则[15]可知，当fs≥0时，则岩体受拉破坏。
1. 2 围岩渗流模型
高放废物处置库黏土围岩基本处于饱和状态，孔隙中流体的运动速度较为缓慢，其有效应力系数和岩石塑性应变受到低孔隙水压力的影响较小。因此，本文采用达西定律来描述黏土围岩的渗流状态：
(4)
式中：u为渗透流速(m/s)；
k为黏土围岩渗透率(m2)；
p为孔隙水压力增量(MPa)；
μ为流体的动力黏度系数(N·s/m2)。
其中，动力黏度系数μ随温度T的变化关系可表示为[10]
(5)
式中：T为温度(℃)。
单位体积孔隙介质中流体质量的改变是围岩中孔隙水渗流的最直接驱动力之一，其改变与围岩温度、孔压和围岩的体积变形直接相关，也是围岩温度场和应力场对渗流场产生相互耦合作用的关键之处，本文所采用的围岩渗流本构方程为[16]
(6)
其中，mf=φρf，αn=(b-φ)α+αf
(7)
(8)
上式中：M为Biot模量(Pa)；
mf为流体质量(kg)；
ρf为流体密度(kg/m3)；
p为孔隙水压力增量(MPa)；
b为Biot有效应力系数；
αf为流体热膨胀系数(1/℃)；
Kf为流体体积模量(Pa)；
φ为岩体孔隙率(%)；
K为固体基质体积模量(Pa)；
α为岩体热膨胀系数(1/℃)。
高放废物处置库黏土围岩中，流体在孔隙介质中满足质量守恒定律：
(9)
将公式(4)和(6)代入公式(9)中，可得到围岩渗流方程为
(10)
1. 3 孔隙介质热传导模型
根据热动力学理论可以推导出孔隙介质热传导方程为[16]
(11)
式中：(ρCp)eff为岩体等效体积比热容[J/(m3·K)]；
T为温度(℃)；
ρf为流体密度(kg/m3)；
Cf为流体比热容[J/(kg·K)];u为流体流速(m/s)；
q为单位时间内岩体的热流量(J/s)；
T0为初始温度(℃)；
K为固体基质体积模量(Pa)；
θ为固体基质应变；
p为孔隙水压力(MPa)。
对于静态、各向同性的岩体，由傅里叶定理可以得出岩体热流量q与温度梯度T之间的关系为
q=-KeffT
(12)
式中：Keff为岩体等效热传导系数[W/(m·K)]。
由局部热平衡假定，可得到围岩等效热传导系数Keff和等效体积比热容(ρCp)eff分别如下[11]：
(13)
(ρCp)eff=(1-φ)ρsCs+φρfCf
(14)
根据高放废物处置库场址筛选的技术路线，在候选围岩中建立特殊场址地下实验室是处置库建设的必要环节，因此在建立特殊场址地下实验室之前，需根据实际的地层情况和处置库概念建立高放废物处置库数值分析模型，并通过FLAC3D有限差分软件，对塔木素高放废物处置库黏土围岩在温度-渗流-应力三场耦合作用下的硐室间距优化设计进行数值模拟研究。
2. 1 数值分析模型建立
根据比利时高放废物黏土围岩处置库概念模型[17]，本文建立水平处置方式的高放废物处置库数值分析模型。处置库硐室直径为2 m，废物罐直径为1.2 m，并将其放置于处置库硐室中，废物罐外回填0.4 m厚的膨润土。由于高放废物处置库硐室沿硐室轴线延伸，在硐室各处情况一致，因此对模型进行简化，不在硐室轴线上进行延展，模型尺寸设置为42 m×42 m，处置库硐室间距分别为8 m、10 m、12 m、14 m，并将模型共计划分为2 016个网格、4 010个节点。高放废物处置库硐室间距为10 m的几何模型，见图2。
图2 高放废物处置库硐室间距为10 m的几何模型
在高放废物处置库硐室周围设置监测点，在废物罐中心至膨润土与黏土围岩界面之间以0.2 m的间隔设置监测点，黏土围岩中每隔1 m设置监测点，监测点布置如图3所示。通过监测最终得到各监测点的温度、孔隙水压力、最大主应力、最小主应力和变形的变化特征。
图3 高放废物处置库硐室周围监测点布置示意图
2. 2 模型边界条件及参数确定
建立的塔木素黏土围岩处置库模型共设有3种边界条件，分别为热学边界、力学边界和渗流边界。其中，与硐室轴线方向平行的4个面采取自由散热边界，与硐室轴线方向垂直的2个面设置为不散热边界；
与硐室轴线方向平行的上边界采用自由边界、底部为固定边界，限制水平位移和竖向位移，侧面限制水平位移；
模型四周均为透水边界，设置黏土围岩初始孔隙水压力为5 MPa、初始孔隙率为0.14。塔木素高放废物处置库黏土围岩的初始孔隙水压力分布如图4所示。在开挖前对塔木素黏土围岩高放废物处置库模型进行初始地应力平衡计算，得到平衡状态下的初始地应力。为了提高监测数据的真实性和精确度，对初始地应力平衡状态下该处置库模型节点的速度、位移进行清零。开挖时采用空模型，对相邻两个硐室依次进行开挖[18]。
图4 塔木素高放废物处置库黏土围岩的初始孔隙水 压力分布图
根据塔木素预选区地热资料可知，在-500 m深度处的高放废物处置库黏土围岩温度为24.28℃。通过对塔木素预选区场地钻孔勘测，采用水压致裂法对该地区地应力进行现场测定[18-19]，得到塔木素地区在-500 m深度处黏土围岩的水平主应力和垂直主应力分别为15 MPa和12 MPa。
废物罐和膨润土采用弹性模型和各向同性热传导模型，主要的计算参数参考相关文献[5]，具体详见表2。根据塔木素黏土围岩导热性能试验和力学试验测试，黏土围岩使用各向同性热传导模型、各向同性渗流模型和Mohr-Coulomb岩体弹塑性损伤模型，其中主要的计算参数根据相关文献[20-21]选取，具体见表3。
表2 塔木素高放废物处置库废物罐和膨润土的基本参数一览表
表3 塔木素高放废物处置库黏土围岩的基本物理和热力学参数一览表
2. 3 核废物热源强度衰减函数
根据瑞典SNFWM的相关研究资料，高放废物固化体衰变释热规律可采用下式表达[5]：
(15)
式中：Q(t)为t时刻核废物的热源强度(W)；
Q0为核废物的初始热源强度(W);a1=7.53×10-1，a2=2.18×10-2，a3=1.28×10-3。
废物罐1 000 a内热源强度的衰减函数如图5所示。日本JNC通过对废物罐热源强度进行研究，发现单个废物罐的最初热源强度约为2 200 W，经过数年暂存处理后单个废物罐的热源强度降低到400 W，再将其放入处置库中封存处置。由于废物罐侧面面积与总表面积之比为0.91，所以根据废物罐侧面积与总表面积之比对单个废物罐的初始热源强度进行修正，修正后其值为364 W[22]。
图5 废物罐1 000 a内热源强度的衰减函数
3.1 高放废物处置库黏土围岩温度场变化及其分布规律
塔木素高放废物处置库黏土围岩的初始温度为24.28℃，通过对4种不同的处置库硐室间距模型进行黏土围岩温度场模拟计算，获得了不同阶段处置库黏土围岩温度的变化情况，并从中选取1 a、10 a、50 a和100 a这四个时间节点的温度场分布云图进行对比分析，见图6。
图6 塔木素高放废物处置库硐室间距10 m埋置 废物罐后不同时间节点的温度场分布云图
由图6可知：将废物罐埋置在硐室中，由于废物罐放热使围岩中出现调热圈，温度向外递减，形成温度梯度；
当废物罐埋置1～10 a时，废物罐中心温度逐渐升高，达到98.5℃，围岩壁上温度也上升到90℃，温度变化区扩张到模型边界；
当废物罐埋置10～100 a时，随着废物罐继续衰变释热，废物罐、膨润土和硐室附近围岩温度经历过峰值后逐渐降低。
根据不同时间节点处置库温度场分布云图的变化可知，相邻硐室温度变化趋势基本一致。为了更直观地分析塔木素高放废物处置库中温度场的变化情况，通过对该处置库中废物罐中心、废物罐与膨润土界面、膨润土与黏土围岩界面处温度变化进行分析，得到塔木素高放废物处置库关键位置温度-时间的变化曲线，见图7。
图7 塔木素高放废物处置库关键位置温度-时间的 变化曲线
由图7可以看出：塔木素高放废物处置库关键位置温度变化趋势与上文分析结果相同，废物罐中心和废物罐与膨润土界面处温度始终相差不大；
随着废物罐不断释热，废物罐中心、废物罐与膨润土界面处和膨润土与围岩界面处的温度变化均表现为先快速升温，在6.5 a左右温度达到最高值，随后温度逐渐降低，且在温度达到峰值时，废物罐中心温度为99.48℃，废物罐与膨润土界面处温度为99.16℃，膨润土与黏土围岩界面处温度为90.70℃；
随着废物罐埋置时间的增加，处置库关键位置温度降低速率逐渐变缓，废物罐中心和废物罐与膨润土界面处温度-时间变化曲线缓慢靠近膨润土与黏土围岩界面处温度-时间变化曲线；
废物罐埋置100 a后，废物罐中心温度为51.8℃，废物罐与膨润土界面处温度为51.69℃，膨润土与黏土围岩界面处温度为48.67℃，但温度均高于原围岩初始温度。
3.2 高放废物处置库黏土围岩渗流场变化及其分布规律
由于塔木素高放废物处置库黏土围岩温度场的动态变化以及地下水的存在，引起黏土围岩孔隙水压力发生变化。通过对4种不同的处置库硐室间距模型进行渗流场模拟计算，获得了不同阶段处置库黏土围岩孔隙水压力的变化情况，从中选取1 a、10 a、50 a和100 a这四个时间节点的渗流场分布云图进行对比分析，见图8。
由图8可以看出：当废物罐埋置1～10 a时，远离硐室壁黏土围岩的孔隙水压力向外递增，其变化区域不断向模型边界扩张形成孔隙水压力梯度；
在废物罐埋置时间由10 a增长至100 a的过程中，硐室壁上黏土围岩的孔隙水压力趋近于大气压(1×105Pa)，且不同位置处黏土围岩的孔隙水压力随着与硐室壁之间距离的增加而逐渐递增至接近原围岩初始孔隙水压力。
图8 塔木素高放废物处置库硐室间距10 m埋置废物罐后不同时间节点的渗流场分布云图
3.3 高放废物处置库黏土围岩应力场变化及其分布规律
塔木素高放废物处置库温度场的动态变化使得黏土围岩内部产生热应力，而黏土围岩孔隙水压力的改变也使得其内部有效应力发生变化。通过对4种不同的处置库硐室间距模型进行应力场模拟计算，获得了不同阶段处置库应力的变化情况，得到处置库开挖后最大、最小主应力场分布云图，见图9，并选取1 a、10 a、50 a和100 a这四个时间节点处置库的最大、最小主应力场分布云图进行对比分析，见图10。
由图9可知，塔木素高放废物处置库硐室开挖后，硐室顶底部出现了应力集中区，其最大主应力在硐室壁处最大，远离硐室壁处的最大主应力逐渐减小至15 MPa，其最小主应力在硐室壁处最小，远离硐室壁处的最小主应力逐渐升高至12 MPa。
图9 塔木素高放废物处置库硐室间距10 m开挖后的最大、最小主应力场分布云图
图10 塔木素高放废物处置库硐室间距10 m埋置废物罐后不同时间节点的最大、最小主应力场分布云图 (左图为最大主应力，右图为最小主应力)
由图10可知:埋置废物罐后，在温度-渗流-应力耦合作用下处置库黏土围岩发生了应力重分布，最大主应力的应力集中区出现在硐室顶底部，当废物罐埋置1～10 a时，硐室顶底部最大主应力逐渐升高至34.9 MPa，当废物罐埋置10～100 a时，硐室顶底部最大主应力逐渐减小，远离硐室壁的最大主应力逐渐降低至15 MPa；
最小主应力的应力集中区出现在中间岩柱处，当废物罐埋置1～10 a时，中间岩柱上最小主应力逐渐升高至17.78 MPa，当废物罐埋置10～100 a时，中间岩柱上最小主应力逐渐减小，远离硐室壁的最小主应力逐渐升高至12 MPa；
最大、最小主应力在中间岩柱上均存在应力叠加效应；
硐室的顶底面始终存在应力集中现象。
根据废物罐与膨润土界面以及硐室壁顶底部监测的最大、最小主应力数据，绘制了塔木素高放废物处置库关键位置主应力-时间的变化曲线，见图11。
图11 塔木素高放废物处置库关键位置主应力-时间的变化曲线
3.4 高放废物处置库黏土围岩变形场变化及其分布规律
在温度-渗流-应力耦合作用下，通过对4种不同的处置库硐室间距模型进行黏土围岩变形场模拟计算，获得不同阶段塔木素高放废物处置库变形变化情况，从中选取1 a、10 a、50 a和100 a这四个时间节点的变形分布云图进行对比分析，见图12。
由图12可知，在模拟的100 a时间内，塔木素高放废物处置库黏土围岩变形主要发生在硐室壁，以及竖直方向上地层的变形。这是因为在废物罐埋置后，处置库温度升高发生热膨胀向外挤压，导致发生变形的黏土围岩区域扩大，由于模型底部边界被束缚，模型整体向上抬升；
当废物罐埋置10 a时，远离硐室壁处黏土围岩水平方向变形不明显，硐室壁上黏土围岩的变形继续向外膨胀挤压，模型向上抬升导致黏土围岩变形量达到11.84 mm;当废物罐埋置50～100 a时，硐室壁上黏土围岩变形量逐渐减小，当废物罐埋置100 a时，硐室顶底部黏土围岩变形量为3 mm。
由于该处置库硐室壁处黏土围岩变形最大，因此在数值模拟全过程中选取硐室壁顶部、底部、左侧和右侧监测点的黏土围岩变形数据进行重点分析，并绘制塔木素高放废物处置库关键位置变形-时间的变化曲线，见图13。
由图13可知：该处置库硐室壁处黏土围岩的竖向变形均大于水平变形，但整体变形量都较小，黏土围岩的收敛应变远小于2.5%，因此该处置库黏土围岩不易发生失稳变形。
3.5 温度-渗流-应力耦合作用下高放废物处置库硐室间距优化分析
塔木素高放废物处置库黏土围岩中不同硐室间距下废物罐中心温度-时间的变化曲线和温度峰值-硐室间距的变化关系曲线，分别见图14和图15。
由图14和图15可知：塔木素高放废物处置库黏土围岩中，随着硐室间距的增加，废物罐中心温度逐渐降低，处置库对称点黏土围岩温度也逐渐降低；
当硐室间距为10 m时，处置库对称点黏土围岩最高温度为75℃；
当硐室间距12 m时，处置库对称点黏土围岩最高温度为69℃，接近单硐室温度峰值，但均高于原围岩初始温度。
图12 塔木素高放废物处置库硐室间距10 m埋置废物罐后不同时间节点的变形场分布云图 (左图为水平变形，右图为竖直变形)
图13 塔木素高放废物处置库关键位置变形-时间的 变化曲线
图14 塔木素高放废物处置库黏土围岩中不同硐室 间距下废物罐中心温度-时间的变化曲线
图15 塔木素高放废物处置库黏土围岩中温度峰值- 硐室间距的变化曲线
塔木素高放废物处置库不同硐室间距下中间岩柱上孔隙水压力的变化曲线，见图16。
图16 塔木素高放废物处置库不同硐室间距下中间岩柱 上孔隙水压力的变化曲线
由图8和图16可知，随着硐室间距的增加，中间岩柱孔隙水压力逐渐增大，处置库硐室壁上围岩的孔隙水压力接近大气压，且距离硐室壁越远，围岩的孔隙水压力越接近原围岩初始孔隙水压力。
塔木素高放废物处置库中间岩柱应力峰值、位移极值与硐室间距的关系曲线，见图17。
图17 塔木素高放废物处置库中间岩柱应力峰值、位移 极值与硐室间距的关系曲线
由图17可知：随着硐室间距的增加，塔木素高放废物处置库中间岩柱的应力峰值逐渐降低，当硐室间距为8 m时，处置库中间岩柱的应力峰值为46.8 MPa，当硐室间距为10 m时处置库中间岩柱的应力峰值为34.9 MPa，当硐室间距为12 m时，处置库中间岩柱的应力峰值为24.5 MPa，而随着硐室间距的继续增加，处置库中间岩柱的应力峰值逐渐接近单硐室应力峰值，即当硐室间距为14 m时，处置库中间岩柱的应力峰值降低为22.7 MPa，趋近于单洞开挖形式，因此在硐室间距为8 m时中间岩柱应力叠加效应最明显；
随着硐室间距的增加，处置库中间岩柱的变形极值逐渐降低，当硐室间距为8 m时处置库中间岩柱的变形极值为6.7 mm，当硐室间距为10 m时处置库中间岩柱的变形极值为6.2 mm，当硐室间距为12 m时处置库中间岩柱的变形极值为5.5 mm，当硐室间距为14 m时处置库中间岩柱的变形极值为4.8 mm，其变形量很小，故其不易发生失稳变形。
综上可知，在废物罐表面最高温度设计值为100℃的条件下，通过对黏土围岩温度场、渗流场、应力场和变形场的数值模拟分析，初步得到塔木素高放废物处置库黏土围岩设计中硐室间距为10～12 m较为合理。
本文采用数值模拟的手段，通过FLAC3D有限差分软件对塔木素高放废物处置库模型进行了硐室开挖及埋置废物罐100 a后的黏土围岩温度-渗流-应力耦合两个阶段的数值模拟研究，得到的主要结论如下：
(1) 基于塔木素黏土围岩温度-渗流-应力耦合参数和比利时高放废物黏土围岩处置库概念模型进行数值模拟，处置库温度场在埋置废物罐后的前6.5 a温度快速提升、热量在围岩中扩散较快，随后温度缓慢降低，废物罐温度始终最高，膨润土温度次之，围岩中温度随距废物罐距离增大而降低，并且随模拟时间的增加，温度降低速度逐渐变缓，当硐室间距为10 m、废物罐埋置6.5 a时，废物罐中心温度达到最高值99.48℃，废物罐与膨润土界面处温度为99.16℃，膨润土与黏土围岩界面处温度为90.70℃；
当废物罐埋置100 a时，废物罐中心温度为51.8℃，废物罐与膨润土界面处温度为51.69℃，膨润土与黏土围岩界面处温度为48.67℃。
(2) 在温度-渗流-应力三场耦合作用下，废物罐埋置100 a后，硐室壁上黏土围岩的孔隙水压力等于大气压(1×105Pa)，距离硐室壁越远，黏土围岩的孔隙水压力越大，逐渐接近原围岩初始孔隙水压力。
(3) 埋置废物罐后，最大主应力在处置库硐室顶底部出现应力集中区，最小主应力在中间岩柱处出现应力集中区，从监测点数据来看，处置库关键位置处最大、最小主应力的变化与温度的变化具有较好的相关性，且变化趋势相同，在温度达到最大值时，最大主应力也达到了最大值。
(4) 在埋置废物罐后，硐室黏土围岩产生热膨胀，不断向外挤压，由于模型边界条件的限制，硐室左右两侧黏土围岩变形较小，黏土围岩最大变形出现在硐室顶底部，硐室顶部和底部变形在前10 a快速增大，随后缓慢降低，其与温度的变化相比具有一定的滞后性。
(5) 在废物罐表面最高温度设计值为100℃的条件下，通过对黏土围岩温度场、渗流场、应力场和变形场的分析，对处置库硐室间距进行了优化，确定10～12 m硐室间距是塔木素高放废物处置库黏土围岩设计中较为合理的硐室间距取值范围，可为我国高放废物处置库黏土围岩硐室间距优化设计提供一定的参考依据。
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