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ZHANG Hongwei，WAN Zhijun，ZHAO Yixin,et al.A review of the research on the mechanism of hydro-shearing in geothermal reservoir[J].Journal of China Coal Society,2021,46(10):3172-3185.
深部干热岩(HDR)地热资源是指不含或仅含少量流体，温度高于180 ℃，其热能在当前技术经济条件下可以利用的岩体[1]。岩性主要是火成岩(或称岩浆岩);干热岩常见的岩石种类是黑云母片麻岩、花岗岩、花岗闪长岩等[2]，主要为花岗岩[3-4]。该地热资源具有分布广、发电效率高、可再生性强、可规模化利用等优点[5]。
早在1972年，美国就在新墨西哥州的芬顿山对干热岩进行了第1次试采[6];1974年，美国Los Alamos国家实验室提出了针对干热岩开发的增强型/工程型地热系统(EGS)[7]，并一直延续使用至今。建造EGS需要通过巨型水力压裂技术构建人工地热储层(简称热储)，并在注水井、热储和生产井之间形成闭合回路，利用回路中的循环液提取热量，该技术属于原位物理改性流体化采矿范畴[8]。
在EGS中，热储的规模和渗透性是决定热量提取效率的关键。水力压裂是热储裂隙延展和扩大储层规模的主要技术手段。但是，继续扩展原有的裂隙网络往往需要加大注水压力和流速[9]，这增加了施工的技术难度和经济成本。美国芬顿山EGS示范工程显示，低压注水会诱发已有裂隙和裂隙带剪切滑动，可有效地增加流体循环速度[10]。由此，热储水力剪切增透技术被逐渐提出并应用[11]，如在英国Rosemanowes深部地热储层的建造中，注水引发大量的剪切破坏，形成了巨型剪切破裂区;法国Soultz及澳大利亚Cooper Basin深部地热储层建造显示，较小的注水压力即可活化处于临界剪切应力状态的天然裂隙。对于天然裂隙和断层丰富的地层，水力剪切增透效果更为显著。热储低压注水也因此由诱发地震的研究同时引申到了触发裂隙剪切增透的工程应用上，而其触发机制是该技术研究的根本。
热储水力剪切技术面对的是裂隙岩体热-流-固-化学(THMC)耦合过程，该工程现象也给科研工作者抛出若干科学难题，如多场耦合作用下水力剪切滑移的机制是什么？水力剪切后热储增透效果如何量化与表征？该技术的环境影响及可控性如何？诸如此类问题皆是深部岩石力学研究的热点及难点。
目前，世界上越来越多国家的EGS示范工程已经开始重视水力剪切的技术和经济效果[12]。我国在干热岩开发上起步较晚，且大多数研究集中在水力压裂方面[13-17]。实际上，裂隙岩体仅需毫米级的剪切位移即可促使渗透率大幅度提升[18]。蒋宇静等[19]、夏才初等[20]、许江等[21]分别研发了岩石剪切-渗流试验机，并开展了岩石剪切-渗流耦合实验，指出了裂隙岩体渗透性演变随着剪切位移增加的3阶段特征:渗透率基本不变、渗透性急剧升高、渗透性趋于稳定。这些研究成果为地热储层水力剪切增透机制的研究提供了一定的基础。
笔者旨在通过介绍热储水力剪切的发展过程及其应用，评述多场耦合作用下水力剪切机制研究中的关键科学与技术问题，以期为我国干热岩储层改造技术的发展提供一定启示作用。
热储层和油气储层的改造都是通过向岩体注高压水来增透，以达到最大限度提热或采油采气的目的。水力剪切和水力压裂都是储层增透的手段，但两者在施工方法和技术原理上具有本质区别[22]。如图1所示，水力压裂是利用高压流体使岩石产生张拉裂缝[23-25]，并通过注入支撑剂防止闭合[22]，实现致密岩石内油、气、水和热的生产。水力剪切也是向储层中注入流体，但压力往往低于最小主应力，以此降低施加于裂隙面上的有效应力，激活原有或新生的裂隙网络，使裂隙在地应力、孔隙压力、热应力等作用下发生剪切滑动，并利用裂隙的粗糙表面实现自支撑，从而永久性增大裂隙水力传导系数。因此，水力剪切的发生是由于有效应力和摩擦强度的降低导致的裂隙剪切活化，其发生时注入流体压力远远低于水力压裂压力。
图1 增强型地热系统中水力压裂和水力剪切技术对比
Fig.1 Comparison between hydro-fracturing and hydro-shearing in EGS
在热储中实施水力剪切技术是可行的。热储中的干热岩体是非完整的，发育着闭合的天然裂缝[11,26]，一般也会被胶结物所充填[27-28]。如图2(a)，(b)所示，分别为美国Geysers EGS示范工程和法国Soultz EGS示范工程现场热储中钻取的带有天然裂隙的岩体。2个热储中的岩体均存在脉络状或网络状的裂隙，这为水力剪切增透的实施提供了良好的地质条件。图2(c)为深层地热工程的岩芯，发育有大量天然裂缝。图2(d)为地表花岗岩露头，该花岗岩体中的构造裂缝被岩浆或热液流体填充。因此，干热岩热储中赋存较多的天然裂隙，具备水力剪切刺激的地质条件。
图2 地热储层中的岩体
Fig.2 Rock samples that were taken from geothermal reservoirs
我国很多地区的地热储层裂隙发育良好，具备水力剪切刺激增透的地质条件。西藏羊八井热田地质资料显示[30]，深部热储(-3 630 m以深)流体的储集和运移，严格受断裂构造的控制，为典型的基岩构造裂隙型热储，十分有利于水力剪切增透的实现。位于河南省的岸上—襄郏断层中段，断层南侧地热活动异常，最高地温梯度达5.0 ℃/hm以上，断层附近裂隙发育，富水条件较好[31]，开发水热地热系统时，通过水力剪切刺激对热储增透也具有较大潜力。
当水力裂缝与天然裂缝发生干扰时，天然裂缝易发生剪切破坏[32]。如图3所示，水力裂缝的扩展会影响已有天然裂缝，影响行为主要有滑移和穿过两大类，其主要影响因素是裂缝之间的逼近角、主应力差和裂隙物理力学性质[25]。在裂隙互相穿过的过程中有些天然裂缝会保持闭合，有些裂缝则出现张开和扩展的现象。因此，天然裂缝系统发育特征是水力压裂施工设计的关键因素，只有水力裂缝扩展并沟通天然裂缝，形成裂缝网络，才能达到储层增透的目的。通过控制注入水流量、压力等参数使深部热储的破坏模式达到理想的剪切破坏，才能实现水力剪切增透的目的。
图3 水力裂缝与天然裂缝的相互作用关系
Fig.3 Interactions between hydraulic fracture and natural fracture
目前，国外大量EGS工程已认识到水力剪切增透的作用[12,25]。1972年，美国芬顿山EGS示范工程表明，水力剪切刺激加强流体循环是提高热提取效率的有效手段[10]，1984年，该结论又在英国Cornwall地区的地热开发工程中得到证实[33]。美国能源局也将水力剪切技术在EGS热储改造方面广泛推广应用，如Nevada州的Desert Peak EGS工程和Brady’s Hot Springs EGS工程，California州的Geysers EGS工程，Oregon州的Newberry Volcano EGS工程以及Utah州的Raft River EGS工程[12,34]。
在Newberry Volcano EGS示范工程中，AltaRock能源公司应用了水力剪切增透技术[9]。指出:对储层进行水力剪切增透时(井深3 048 m)，监测得出发生水力剪切的水压仅需10～16 MPa(在14.5 MPa时的剪切活动最剧烈);水力剪切作用使得原有裂隙的张开度增大约1 mm，说明水力剪切程度不需要特别大，岩体就可以凭借裂隙表面粗糙度实现永久性增透。
在Desert Peak EGS示范工程中，Ormat科技公司进行了8个月的多阶段压裂，现场测试证实了水力剪切增透的作用。Brady’s Hot Springs EGS示范工程临近Desert Peak EGS示范工程，但Brady’s Hot Springs EGS示范工程涉及到Brady断层，附近有大量的天然裂隙。在2011年，项目施工方对地热储层进行了长达1 a的储层增透工作。
我国很多地区的地热储层裂隙发育良好，具备水力剪切增透的地质条件。西藏羊八井热田地质资料显示[30]，深部热储(-3 630 m以深)为典型的基岩构造裂隙型热储，十分有利于水力剪切增透的实现。位于河南省的岸上-襄郏断层中段，最高地温梯度达5.0 ℃/hm以上，断层附近裂隙发育，富水条件较好[31]，开发水热地热系统时，通过水力剪切刺激对热储增透同样具有很大潜力。
岩石发生剪切滑动需要所受的剪应力应超过其峰值剪切强度。岩土工程中，Mohr-Coulomb准则是最广泛应用的判别准则[35-37]。在岩石裂隙的峰值剪切强度计算方面，Barton提出的JRC-JCS经验模型已被广泛采用[38]。然而，热力耦合作用下裂隙岩体的剪切行为非常复杂，法向应力、加载路径、材料属性、充填程度、裂隙表面形貌、温度等因素均会影响剪切行为[39-43]，而刻画剪切行为最基本的模型就是剪切本构关系或称为剪应力-应变(位移)关系。然而，现阶段的剪切本构关系大多是常温下建立的。
在剪切本构模型方面，SIMON[44]总结了20世纪90年代以前的峰值剪切强度模型、剪切本构模型以及法向位移-剪切位移模型，而后提出了一种非线性本构模型。唐志成等[45-46]提出了硬化-软化全剪切本构模型，并采用分段函数计算了剪切过程中的剪胀现象。根据直剪试验中裂隙岩体峰值后剪应力-位移的“S”型曲线形态，又提出了非线性归一化位移软化本构模型。PARK等[47]将剪切应力应变曲线分为峰前阶段和峰后阶段进行分析，提出了两段式剪切本构模型。王水林等[48]分析了剪胀角变化与剪胀变形之间的关系，指出剪胀角随裂隙面切向变形的增加而逐渐减小。肖卫国等[49-50]把剪切过程中岩石节理面微凸体的磨损、爬坡和啃段统筹考虑，通过引入初始剪应力，提出了一种新的本构模型。WANG等[51]根据极限理论提出了裂隙岩体剪切本构模型。赵延林等[52]研究了微段节理的细观剪切特性和岩石节理的宏观剪切响应，揭示了微段节理的细观切向爬坡和剪胀导致了岩石裂隙的宏观剪胀响应，提出了岩石节理非线性剪胀本构模型。还有很多基于粗糙度退化的本构关系和剪胀模型[53-54]，但均是常温下适用，没有考虑剪切行为的温度效应。表1为部分剪切本构模型和剪胀模型，其中，τr为残余抗剪强度;as为节理接触面积;
为峰值强度对应的法向位移速率;τintact为完整岩石的抗剪强度;i为粗糙面起伏角度;kμ为剪切过程中摩擦因数线性阶段的斜率;δp为峰值强度剪切位移;Cf为形态参数;δr为残余强度剪切位移;μp和μr分别为峰值和残余阶段的摩擦因数;δr为残余剪切位移;kf为幅度参数;μ0为初始屈服位移;un为法向位移;σT为随着剪切应力变化的应力;um为裂隙闭合最大位移;kni为初始法向刚度;i0为初始粗糙面起伏角度;u1为零法向变形点的剪切位移;up为最大剪缩法向变形;j1，j2，j3，j4，C，e，f，α1，α2，α3，α4，α5，Cd，η，β1，β2和β3均为模型拟合参数。
表1 部分剪切本构模型和剪胀模型
Table 1 Shear constitutive and shear dilation models
剪切本构模型表达式研究者τp=c+σntan φSIMON[44]τ=τr(j1δ-1)exp(-j2δNj3)+τr唐志成等[45]τp=tan[JRClg(JCS/σn)+φb]BARTON等[38,55]τp=σn(1-as)(V·+tan φb)+asτintact1-(1-as)V·LADANYI和ARCHAMBAULT[44]τp=σn(1-as)tan(φi+φb)+assrSAEB[44]τ=τr+(e-τr)e-5δ/δr-e-fδeSIMON[44]τ=kμδσn,δ≤δpτ={(μp-μr)e-Cf(δr-δp)+μr}σn,δ>δpPARK等[47]τ=j4(μ-μ0)/[1+C(μ-μ0)kf]肖卫国等[49]un=α1δ2+α2δ+α3un=α4ln δ+α5唐志成等[45]un=β1-β2exp(-β3δ)SIMON[44]un=δ1-σnσT()1.5tan φi0+σnumknium-σnSIMON[44]un=0,δ≤δpun=ln[0.5(δ-δp)+1]Cd,δ>δpPARK等[47]un=η(δ-0.5u1)2+up赵延林等[52]
现场工程中研究多场耦合作用下裂隙岩体的水力剪切机制困难大，研究者相继开展了室内探究。由于高温会加大裂隙岩体水力剪切实验的难度，导致现有实验温度均在200 ℃以内。在实验研究形式方面主要有2种:① 压剪实验(主动剪切)，研究为什么发生水力剪切;② 直剪实验(被动剪切)，研究发生剪切后怎么样。
2.3.1 基于压剪实验的水力剪切机制研究
预制裂隙岩体三轴压剪-渗流实验是近年比较流行的做法，对研究注水诱发裂隙岩体剪切发生的机制具有较好的适用性。如图4所示，其基本原理是:在圆柱试样中部预制带有一定倾角的裂隙，然后放置在常规三轴应力和温度环境下，通过钻孔向裂隙内注水，研究注水过程中裂隙岩体的剪切动力学响应和渗透性演化规律。岩石注水方式主要有2种:一注一出型和一注型;裂隙形态也主要有2种:平直裂隙和粗糙裂隙。
图4 预制裂隙岩体三轴渗流-压剪实验
Fig.4 Triaxial compression-seepage test for fractured rock
采用一注一出型，BAUER等[56]开展了高温下平直裂隙花岗岩水力剪切实验，试样尺寸φ76.2 mm×156 mm，温度为175 ℃，围压设置为20.7 MPa，中部注入水压为10 MPa。实验表明，下部出口孔压的降低造成流体流动，流动过程中裂隙会产生滑动剪切;水流的温度对裂隙滑动剪切后的接触面积有重要影响。YE等[57]实验探究了常温下围压与孔隙压力对粗糙预制裂隙花岗岩剪切-渗流特征的影响。盛茂等采用一注型实验方式研究了120 ℃下平直裂隙花岗岩的水力剪切行为[58]，指出了裂隙行为的4个阶段:启动阶段、滑移弱化阶段、稳定滑移阶段和减速滑移阶段。裂隙的启动模式表现为低围压下的张开启动或高围压下的滑移启动。
2.3.2 基于直剪试验的水力剪切效果研究
直剪-渗流实验是研究水力剪切增透效果的有效手段。研究人员通过研制不同类型的剪切渗流试验装置，研究了流体注入方式、加载方式、法向应力、裂隙粗糙度等因素对裂隙剪切行为和渗流特性的影响。如图5(a)所示，大多数实验都采用单向流形式，即一侧进水，一侧出水;也有实验采用从试件中心注水向四周辐射的流体注入方式，如图5(b)所示。
图5 裂隙岩体直接剪切渗流实验
Fig.5 Shear-seepage test for fractured rock
采用单向注入型直剪-渗流设备，LEE和CHO[59]实验探究了带人工裂隙的花岗岩和大理岩试样(160 mm×120 mm×120 mm)在直剪过程中的渗流特性，指出裂隙表面粗糙度对试样的渗流特性具有重要影响。剪切过程会使裂隙开度增加，从而增加裂隙的渗透率，但是，当剪切位移达到7～8 mm之后渗透率将会达到临界值，并且不会随着剪切位移的增加而变化。DEMPSEY等[60]通过LEE和CHO[59]实验得出的剪切位移与渗透性增强曲线，建立了剪切位移与渗透率的数学模型。ESAKI等[61]开展了常温下预制平直裂隙花岗岩的直接剪切-渗流实验，指出在剪切初始阶段，裂隙渗流速度随着剪切位移的增加逐渐降低，然后，裂隙渗流速度随着剪切位移的增加快速升高，最后趋于稳定，这与LEE和CHO[59]、蒋宇静等[19]、王刚等[62]的研究结果一致。ZHANG和NEMCIk[63]开展了液体流过粗糙砂岩裂隙面的实验，指出水力作用下的裂隙开度与围压呈双曲线关系。RAHMAN等[64]指出，随着水压到达并超过临界水力剪切压力，储层渗透能力急剧增加，超过这个水压临界值，考虑裂隙扩展对渗透率的影响要比仅考虑剪切滑移大很多。蒋宇静等[19]、夏才初等[20]、许江等[21]分别研发了常温下岩石剪切-渗流试验机，并开展了类岩石材料、岩石材料以及煤的剪切-渗流耦合实验，实验结果均显示，较小的剪切位移即可引起裂隙岩体渗透性的急剧增加。
针对岩石的破坏准则，较为常用的主要有Mohr-Coulomb准则、最大剪应力理论(Tresca强度准则)、八面体强度理论(Von-Mises强度准则)、Drucker-Prager准则、Hoek-Brown准则等。由于Mohr-Coulomb准则较为简便，能很好的描述岩土的强度特性和破坏行为，在岩土工程中应用最为广泛。
根据Mohr-Coulomb强度准则，当裂隙面的剪应力大于其极限剪切强度时，将沿着该裂隙面发生剪切破坏。Terzaghi有效应力原理指出[65]，裂隙内液体会改变裂隙面上的有效应力，从而对裂隙滑动造成一定影响。因此，剪切强度可表示为
τp=(σn-αp0)fμ+c
(1)
式中，τp为剪切强度;σn为法向应力;fμ为摩擦因数，fμ=tan φ，φ为内摩擦角;c为黏聚力;p0为液体压力;α为Biot系数。
裂隙面上的正应力和切应力采用主应力表示为
(2)
(3)
式中，τ为切向应力;σ1和σ3分别为最大最小主应力;φs为裂隙倾角。
如图6(a)所示，在注入液体压力升高时，有效闭合应力降低，莫尔圆左移。继续增加裂隙水压力，则存在一个临界压力点，当流体压力高于该值时，有效闭合应力不能提供足够的阻力来抵抗裂隙的剪切滑移，具有优势倾角的裂隙发生剪切破坏。
但是，天然裂隙的摩擦因数fμ不再是定值，裂隙发生剪切滑移既要克服基本摩擦力，又要克服裂隙面上凹凸体之间的咬合力。滑移过程中，随着凹凸体的磨损，2个粗糙结构面不能很好地咬合，剪切膨胀现象发生，裂隙导流能力提高。对于裂隙网络，需要分别考虑裂隙的剪切行为(图6(b))，采用统一摩擦因数tan φ的判别准则不再适用。同时，裂隙的剪切行为受多种因素影响，主要包括裂隙面的形态、倾角、有效应力、岩体物理力学参数等，它们主要通过影响裂隙面摩擦因数起作用，图6中，τ，τf和τw为剪切应力;φs1和φs2均为裂隙倾角;φw为裂隙岩体的内摩擦角;cw为裂隙黏结力，对于无胶结裂隙面，取0。
图6 裂隙岩体水力剪切滑移力学原理
Fig.6 Shear-slip mechanism of rock fractures
对于裂隙岩体的峰值剪切强度，Barton提出的JRC-JCS经验模型已被广泛采用[38]，给出了10条经典的裂隙轮廓线[55]，提出了对应的节理粗糙度系数(CJR)表征方法以及表征裂隙面强度的SJC指标。裂隙岩体抗剪强度与CJR,SJC以及正应力之间的关系[38]表示为
(4)
式中，CJR为裂隙表面粗糙度;SJC为裂隙抗压强度;φb为未风化的裂隙的基本摩擦角。
对于天然裂隙，表面摩擦因数为
(5)
根据Barton理论，峰值剪应力与裂隙壁面强度有关，且未风化的裂隙壁面强度值等于岩石单轴抗压强度。因此，通过温度与单轴抗压强度的关系可以建立温度与粗糙裂隙面摩擦因数之间的联系，简化为
(6)
式中，σcT为温度影响下的岩石抗压强度;ω为风化系数，裂隙风化，ω=1;未风化为0.25;φbT为温度影响下的基本摩擦角。
因此，粗糙裂隙剪切滑动需要的最大剪应力需满足:
(7)
(1)法向应力对裂隙摩擦因数的影响。通常裂隙岩体剪切强度与法向应力直接相关[66]。在低法向应力下，裂隙主要以爬坡磨损为主;随着法向应力的增加，出现明显的剪断现象，且剪断的程度随着法向应力的增大逐渐增强[67]。在较低法向应力作用下，裂隙表面粗糙度变化将会大大影响表面摩擦因数。但是，当法向应力大到可以忽略表面粗糙度时，剪切应力将不再受到表面凹凸体的限制，这时裂隙摩擦因数与法向应力无关。
(2)水热条件对裂隙基本摩擦因数和摩擦因数的影响。STESKY等[68]研究了水热耦合条件对裂隙基本摩擦因数的影响，实验材料为花岗岩平直裂隙。研究指出，在常温至300 ℃范围内，岩石基本摩擦因数恒定。在300 ～500 ℃，基本摩擦因数有很小幅度降低。因此，可认为在500 ℃范围内，温度和表面湿润度不会对花岗岩基本摩擦因数产生影响。
裂隙摩擦因数与裂隙壁面强度、裂隙面粗糙度等因素有关。水热条件主要是通过影响岩体的强度参数起作用，如影响岩石拉压剪强度、泊松比、内摩擦角和黏聚力等。相对而言，裂隙粗糙度越小，裂隙摩擦因数对温度越不敏感。
(3)裂隙倾角对水力剪切行为的影响。深部裂隙岩体一般处于应力平衡状态。随着注水压力的增加，裂隙有效应力逐渐降低，裂隙剪切破坏开始发生。通常60°左右的裂隙最先发生剪切破坏，但是，由于裂隙表面粗糙度的存在，并不是所有的处于该角度附近的裂隙均发生剪切破坏，仍有部分裂隙在裂隙面的咬合作用下保持稳定。同时，增加注水压力并不能促使倾角较小的裂隙发生剪切破坏。因此，水力剪切增透对于倾角具有依赖性。采用水力剪切技术进行储层增透前，需要预先判断靶区裂隙倾角的大概范围。
在深地工程中，温度对岩体力学性能的影响愈发剧烈;高温下岩体黏聚力和内摩擦角与常温下显著不同。相关研究大都集中在温度对岩体强度的影响方面:在强度性质方面，岩石的弹性模量、抗拉强度以及抗压强度均随着温度的升高而降低，如砂岩、花岗岩、大理岩、石灰岩[83-84]等。也有部分岩石表现出相反的趋势[85-86]，如泥岩和盐岩。在物理性质方面，在0～200 ℃，岩石的泊松比和内摩擦角会随着温度的升高而增加。在宏观破裂方面，高温高压下岩石由脆性破坏转变为塑性破坏[88-89]。
决定岩石力学强度的主要指标是黏聚力和内摩擦角。然而，深部岩体黏聚力和内摩擦角的热变特性往往得不到足够关注。黏聚力和内摩擦角作为岩体最基础的力学指标，是大多数工程计算和数值模拟的必要参数，也是决定岩石强度的主要因素。一般黏聚力和内摩擦角越高，岩石的强度越高。在热储水力剪切判别准则中，黏聚力和内摩擦角是最基本的参数，两者的温度效应值得深入研究，这也是水力剪切滑移机制的研究基础之一。
1773年，Coulomb提出岩土抗剪切强度是黏聚力和内摩擦角的函数。Mohr提出岩土体的强度是应力的函数，并将莫尔圆的包络线简化为直线形式，建立了Coulomb-Mohr强度破坏准则[90]，所得出的破裂角也为定值。该强度理论针对浅部岩石的破坏具有良好适用性，而深部岩石处于复杂高地应力环境下，表现出显著非线性力学特征。岩石在不同高应力状态下的破坏应力圆与强度曲线相切时，其对应的破裂角也不再是常数，而是一个连续变化的值，导致采用线性包络线计算产生较大误差。
干热岩处于高温高应力环境下，主要由岩浆上升冷却形成，其岩石硬度较常温软化很多，而现有的岩石强度准则的研究多集中于硬岩和黏土类材料上，因此，需要对比分析常用岩石强度准则之间的适用性，尤其是热变致软条件下的强度准则的适用性。可通过对试验数据的拟合分析，以最小拟合差和平均误差为评价指标，比较各准则之间对高温高压条件下岩石强度特性的描述精度，进一步提出修正方法或新型强度准则。
有效应力理论是连接应力场和渗流场的桥梁[65]，该理论主要用以表征多孔弹性介质中总应力、固体颗粒(骨架)间应力和孔隙流体压力3者间的作用关系[95]，BIOT于1941年对其进行修正，引入有效应力系数的概念[96]，通常表示为
σ′n=σn-αp
(8)
式中，σ′n为裂隙所受的有效应力;p为孔隙压力。
干热岩基岩一般为致密岩体，相对裂隙，其孔隙度可以忽略不计，不用考虑孔隙内压的有效应力效应。因此，裂隙间连通空腔域面积及其在水力耦合作用下的动态变化规律是粗糙裂隙有效应力表征的研究重点。相关研究人员建立了粗糙裂隙凸起-空腔-水压作用概念模型[97]，并通过应力平衡分析，提出了相应的有效应力系数。但是，关于高温高压环境下有效应力系数与温度的依变关系以及剪切过程中有效应力的变化规律还需要进一步研究。
4.4.1 高温对裂隙面剪切力学行为的影响
裂隙岩体水力剪切的行为特征是裂隙的错动，错动过程中存在着凹凸体的咬合、断裂、爬坡、裂纹萌生与扩展等多重物理现象。整体表现为剪切引起的表面粗糙度的退化，高温环境引起裂隙壁面强度的弱化和岩体的软化。
温度会弱化裂隙壁面强度，从而弱化峰值剪切强度。随着温度的增加，峰值剪切强度降低，其主要原因为，高温下节理强度降低，导致凹凸体相互咬断需要的剪应力降低。但是相对于表面较粗糙的裂隙而言，温度弱化峰值剪切强度的能力有限。
4.4.2 高温对裂隙面剪胀量的影响
剪胀现象对裂隙岩体渗流具有直接影响，剪胀量越大，裂隙开度越大，岩体导流能力越强。温度对剪切过程中剪胀效应的影响主要体现在弱化岩石节理强度上，通常岩石节理强度越大，剪胀量也越大。由于高温会软化岩石，在剪切过程中会出现不同的物理现象，如高温下裂隙面磨损更剧烈，磨损颗粒更容易碾压成微小颗粒，使得颗粒尺寸降低，增加了磨损颗粒充填凹陷的可能;同时，高温会软化岩石，使得磨损难易程度降低。
4.4.3 热破裂及热冲击对裂隙面剪切力学行为的影响
高温通常会弱化岩石的物理力学性质。一般情况下，岩石的弹性模量、抗拉强度及抗压强度一般随着温度的升高而降低，其本质原因是温度对矿物组分及矿物颗粒结构的影响。由于花岗岩的非均质性以及组成岩石矿物颗粒膨胀系数的差异，使岩石内部因加热产生热破裂，弱化岩体强度。同时，急剧冷却会产生高速收缩变形和非均匀拉应力，产生热冲击破裂。由于热冲击具有较大的热梯度，其弱化岩石强度的效果比一般的热应力要强很多。因此，热破裂及热冲击主要是通过改变岩石强度或裂隙壁面强度对裂隙的水力剪切行为起作用。
综上所述，热力耦合作用下裂隙岩体的剪切行为十分复杂，深刻揭示裂隙岩体的剪切破坏响应非常重要，需要开展高温高压下裂隙岩体三轴压缩实验或高温高压下裂隙岩体直剪试验，逐步建立多场耦合作用下的裂隙岩体剪切破坏的力学模型和数学模型。
在干热岩开发进程中，因加热或急剧冷却导致的干热岩热物理力学性质的变化比较普遍，如:深部热传导加热岩体、钻井循环泥浆冷却井筒围岩、水力压裂导致岩体热冲击、循环换热导致岩体温度变化等。高温干热岩遇水后，由于热胀冷缩以及高压作用会产生无数细小的裂隙。
高温通常会弱化岩石的物理力学性质。但是相比热应力而言，热冲击应力更具破坏性。如图7所示，郤保平和赵阳升开展了高温鲁灰花岗岩遇水冷却后力学特性试验[99]，图7给出了实时高温下与遇水冷却花岗岩归一化后的力学强度关系曲线，可以看出，遇水冷却比实时高温下花岗岩抗压强度和弹性模量小很多。说明花岗岩遇水冷却处理进一步加剧了岩体的弱化程度。
图7 实时高温下与遇水冷却后花岗岩力学参数随温 度的变化关系[99]
Fig.7 Relationship between mechanical parameters and temperature of granite under real-time high temperature and after quenching condition[99]
花岗岩是由晶体颗粒、孔隙、胶结物等组成的非均质天然材料，十分致密。由于热膨胀系数不同，升温会产生非均匀变形与非均匀应力，产生热破裂;急剧冷却会产生高速收缩变形和非均匀拉应力，产生热冲击破裂。由于热冲击具有较大的热梯度，因此，其破坏力比一般的热应力要大很多。
热冲击对干热岩储层改造的影响主要有3个因素[14]:① 岩石急剧收缩产生拉应力;② 岩石力学参数的弱化;③ 较高的热梯度。干热花岗岩岩体在压裂泵注过程中不断冷却将产生热诱导应力，该应力不仅仅增加天然裂缝的开度，影响导流能力，也会改变岩体基质的应力状态，在形变诱导应力的共同作用下，增加岩体基质剪切破坏的可能性，影响裂缝网络的沟通半径。因此，热诱导应力(热应力、热冲击等)对水力剪切机制的影响也是重要的研究问题之一。
人工诱发微震或地震的现象越来越引发关注。岩体新裂隙的生成与扩展往往伴随不同程度的微震事件[100]。在水力压裂和水力剪切储层增透过程中，微震事件比较集中;相对而言，水力压裂产生少数微震事件，而水力剪切过程中经常伴随大量微震事件[22]。微震事件的出现及数量的积累也可能预示着强震的出现。
一般情况下，储层注水诱发地震的等级往往较小，CLADOUHOS等介绍了Newberry Volcano EGS示范工程中水力剪切增透与微震事件发生的关系[101]。监测数据显示，高温裂隙岩体在滑动剪切时不仅增加裂隙渗透性，同时会引起微震事件，但所产生的微震的震级均小于2.0，并且地面无震感。
当裂隙穿过大断层或断裂带就可能诱发破坏性地震。水力压裂本身产生的震动量级很小，当沿断层面或在断层面附近注入压裂液时，地壳下几千米深处所承受的应力已使该处的岩石接近破裂，很可能引发地震，如巴塞尔(瑞士)的多次地震(震级>3级)[102]，韩国Pohang EGS项目注水诱发的震级>5.4级地震[103]如图8所示，由于微震活动未引起重视，施工过程中也未意识到断层的危害性，从而诱发断层地震。该EGS工程已被叫停。
图8 韩国浦项EGS注水后的地震活动[104]
Fig.8 Earthquake actives after injection in Pohang of South Korea EGS project[104]
目前，已有的地震成核模型都无法充分预测主震前断层上的应力变化或压力扰动引发超出压裂范围断层滑动的可能性。因此，发展触发和诱发地震活动的物理和统计模型对评估地震风险非常必要。在水力剪切施工过程中，应进行全面和持续的地震监测分析，合理评估随注水活动变化的地震灾害风险。
水力剪切技术也不失为深层地震人工解危手段。在水力剪切改造储层过程中，可以通过微震监测估计和判断储层激发区域的信息，监测出干热岩热储裂隙三维分布方向、储层规模等信息。通过触发裂隙剪切，可以在一定程度上释放积累的应力，缓解灾害的发生;通过水力剪切增透加大热量提取效率，也是降低能量积累的方式之一。
(1)围绕干热岩所处的高温高压环境，研究岩体黏聚力、内摩擦角等基础物理力学参数的温度效应，基于此可修正或提出适用于深部高温地热岩体开发的强度准则或损伤模型。
(2)围绕注水触发裂隙剪切滑动的工程现象，开展高温高压裂隙岩体水力剪切实验、裂隙岩体剪切-渗流-传热耦合特性实验等，可揭示热储水力剪切中的动力响应规律及渗透性演化机制。
(3)围绕EGS储层注水诱发灾害的防控需求，基于多相介质多场耦合作用原理，可建立下水力剪切增透的作用效果及环境评价模型，掌握注水触发增透的效果和诱发地震等灾害的机制。
(4)围绕高温地热储层的重大工程需求，研发水力剪切增透成套技术，可从机制、效果、环境等方面综合考虑，建立适用于我国干热岩储层的水力剪切增透技术手段。
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