基于儲層縱向非均質性的水力壓裂裂縫三維擴展模擬

付海峰 才 博 庚 勐 賈愛林 翁定為梁天成 張豐收 問曉勇 修乃嶺

1. 中國石油勘探開發研究院 2. 中國石油油氣藏改造重點實驗室3. 同濟大學土木工程學院 4. 中國石油長慶油田公司油氣工藝研究院

0 引言

我國致密油氣、頁巖油氣、煤層氣等非常規油氣資源豐富且分布廣泛[1-5]，近年來隨著勘探開發不斷深入給儲層改造技術發展帶來巨大機遇與挑戰[6-8]，十三五期間中國石油集團有限公司平均年度水平井儲層改造井數達到1 600口，2021年全年施工2 005口，創歷史新高。另一方面針對層理、薄儲層、強非均質性、構造應力等非常規儲層地質特征，水力裂縫空間擴展形態復雜，研究認識不充分，嚴重制約了儲層高效改造工藝技術優化，特別是在裂縫垂向擴展規律研究方面尤為突出。鄂爾多斯盆地致密砂巖氣藏砂體孤立分散，厚度薄，前期雖然試驗了大規模壓裂，但由于縫高極易進入上下隔層，導致增產效果不理想、經濟效益不高，礦場監測和應用實踐明確了“適度規模、分壓合求”[8-15]的改造技術思路，但在儲層物性參數（砂體厚度、層間水平應力差、層間楊氏模量差）、施工參數與裂縫擴展規模的量化研究方面還缺乏系統認識。與此同時，在我國諸如渤海灣、四川、松遼盆地等頁巖油氣儲層中[16-18]，普遍存在厘米級交互層理，直接導致水力壓裂縫高尺度受限，雖然近年來現場也探索了高黏液體與低黏滑溜水混合泵注模式，通過高黏流體大排量造主縫，低黏滑溜水注入溝通層理，但不同區塊的改造效果差異較大。因此鑒于不同地質條件下儲層縱向非均質性特點，亟需深入開展裂縫垂向擴展規律研究，量化明確影響因素，有效地指導工藝參數優化設計。

20世紀80年代，國內外學者針對水力裂縫垂向擴展機理開展實驗研究，但受樣品尺度、制備方法及實驗成本的限制，以定性認識為主，例如Warpinski等[19-20]先后明確了影響縫高的三類主控因素即層間水平應力差、層理面強度和層間模量差異，Teufel等[21-22]對層理面強度進行了量化表征。2012年劉玉章等[23]開展了大尺寸巖樣（762 mm×762 mm×914 mm）水力壓裂實驗，分析了施工流體黏度對縫高影響，揭示了高黏液體有利于促縫高的認識，但以上均是實驗尺度。與此同時，近年來低成本數值模擬技術發展迅速，但考慮層理的全三維裂縫擴展模擬技術一直是業內研究難點。Gu等[24-29]利用位移不連續法、損傷力學方法、有限元法建立了考慮層理面滑移、濾失及層間模量影響的裂縫擴展模擬三維模型，可實現界面滑移條件下裂縫高度、寬度、壓力以及裂縫形狀的模擬計算。但層理面與水力裂縫相互作用采用了簡化的解析方式求解，不能完全模擬層理面剪切、張開對水力裂縫擴展的影響。Tang等[30]利用位移不連續法建立了全三維多層理裂縫擴展模型，但受計算效率影響只考慮了兩條層理面；張豐收等[31]基于三維離散格子法建立了考慮層理的實驗尺度（300 mm×300 mm×300 mm）數值模型，進一步明確高黏流體、高排量注入有利于裂縫穿層擴展，并證實交替注入模式有助于提高裂縫復雜程度，但仍缺乏對現場工藝的量化指導。

為此，筆者基于離散格子理論，開展大尺度（76 cm×76 cm×91 cm）水力壓裂物理模擬實驗，優化建立室內到現場多尺度全三維水力壓裂數值模型，同時考慮層間應力差異、層間楊氏模量差異和層理面發育密度，進而針對薄層致密氣、多層理頁巖氣兩類典型儲層特征，開展現場尺度下水力裂縫空間三維擴展形態模擬及其影響因素分析，為非常規儲層高效體積改造工藝技術優化提供參考依據。

1 壓裂實驗技術

大型水力壓裂物理模擬實驗系統[32]是開展水力裂縫起裂延伸機理研究最有效的技術手段，主要包括應力加載框架、圍壓系統、井筒注入系統、數據采集及控制系統和聲波監測系統。其中應力加載框架采用環形結構，允許加載的巖樣最大尺寸為762 mm×762 mm×914 mm，是目前國內壓裂實驗所能加載的最大樣品尺度，可以有效降低邊界效應和裂縫動態起裂效應帶來的影響[33]。主要技術指標為：最大應力為69 MPa，層間最大應力差為14 MPa，完井方式為裸眼，裸眼段長度100 mm，壓裂液黏度介于1～1 000 mPa·s，井眼壓力82 MPa，井眼流量12 L/min，最大實時聲發射監測通道數為24道。在此基礎上，為了模擬非常規儲層地質條件，建立了層理面膠結強度模擬和應力分層加載兩項實驗技術。

目前國內外普遍采用黏接、冷卻、預制紙張等方式模擬天然裂縫[34]，無法實現對節理面膠結性能的定量模擬，且垂向上水平應力采用單一通道加載，無法模擬儲層上下隔層的應力遮擋情況。本實驗通過澆筑人工樣品并預制篩網的方式實現層理面膠結性能可控，基于實驗室獲得頁巖強膠結層理的內聚力為6.4 MPa，內摩擦角為40.6°[35]，因此本實驗方法制備的人工弱面剪切強度（內聚力0.8 MPa，內摩擦角38°）模擬頁巖層理面弱膠結強度適宜；在地應力加載方面，采用柔性加壓方式，即在巖樣表面與框架間放置1 cm厚度的中空加載板，通過內部流體加壓，加載板膨脹后會與巖石表面完全接觸，流體壓力完全傳遞到巖石表面，最高應力可達69 MPa，與傳統剛性加載[35]方式相比，克服了應力加載不均勻、垂向多層應力控制難度大的缺點。

2 數值模擬技術

2.1 三維離散格子理論

三維離散格子方法是基于離散元方法的簡化黏結顆粒模型[31]。模型中巖石顆粒等效為有質量節點，顆粒間接觸等效為節點間的彈簧連接。通過賦予彈簧抗拉強度和抗剪強度來模擬基質的抗拉和抗剪破壞，賦予彈簧法向剛度和剪切剛度來模擬顆粒拉壓和剪切變形。流體在流體單元之間的管網中流動，流體單元位于兩節點中間，連接相鄰流體單元的流動通道為管道，多個連通的管道形成管網，新生微裂紋處生成的新流體單元將自動與已有流體單元連接并生成新的管道，同時也將更新流體網絡。由于裂紋、滑移和節理張開、閉合等具有高度的非線性特征，模型使用顯式差分方法進行求解計算，計算穩定性強，效率高，任意尺寸和方向的天然裂紋能在格子模型中進行插入計算。

每個節點由3個平動自由度和3個角度自由度構成，如下為平動自由度的中心差分公式：

為了消除計算過程中的不平衡力矩，需計算角速度（ωi），其計算公式如下：

通過節點的相對位移計算彈簧法向力和切向力的變化，即計算關系如下：式中表示t時刻i節點法向力，N；表示t時刻i節點法向速度，m/s；表示t時刻i節點切向速度，m/s；kN、ks分別表示彈簧的法向剛度和切向剛度，N/m。

當FN超過抗拉強度或FS超過抗剪強度時，彈簧發生破壞，因此彈簧破壞模式有拉伸破壞和剪切破壞兩種，彈簧破壞后產生微裂紋，此時FN=0，FS=0。

預制裂紋和新生成裂紋（格子模型中網格破壞）在流體節點網絡中通過管道相連接，用經典的潤滑方程來描述管道內流體流動，管道從流體節點“A”到節點“B”的流量計算公式為：

式中q表示流體流量，m3/s；β表示無量綱修正參數；kr表示相對滲透率，無量綱；a表示裂縫寬度，m；μ表示流體黏度，Pa·s；pA、pB分別表示節點A和B處壓力，Pa；zA、zB分別表示節點A和B處高度，m；ρw表示流體密度，kg/m3；g表示重力加速度，m/s2。

使用顯式數值方法求解隨時間變化的流動演化模型，在流體時間步Δtf中，壓力增量Δp為：

式中Δp表示流體壓差，Pa；Q表示單位時間內與節點相連管道的所有流量之和，m3/s；V表示節點處流體體積，m3；表示流體模量，Pa；Δtf表示流動時間步長，s。

2.2 數值模型建立及驗證

針對均質砂巖、分層應力加載砂巖和含層理人工樣品開展三類水力壓裂實驗，建立了相應等尺度數值模型，巖石力學性能參數與壓裂參數均與實驗保持一致，如表1、2所示，最后將模擬結果與實驗結果進行對比，以驗證數值模型的可靠性。

表1 壓裂實驗巖石力學參數表

表2 壓裂實驗參數表

第1組均質砂巖壓裂實驗及模擬，優化砂巖Carter濾失系數為采用30 mL/min相同排量注入，累計注入15 min，模擬壓力曲線與實驗曲線誤差小于10%，裂縫形態與最終實驗裂縫結果相一致，如圖1所示，裂縫半長尺度約350 mm。模擬結果表明，針對均質砂巖壓裂，天然裂縫不發育、無層理和層間應力干擾條件下，壓裂裂縫沿著最大主應力方向擴展，呈現單一、垂直徑向裂縫形態，即經典Penny硬幣模型。

圖1 1號實驗壓裂及數值模擬結果對比圖

第2組分層水平應力砂巖壓裂實驗及模擬，采用直井壓裂，參考鄂爾多斯盆地致密氣儲層地質條件[12]，模擬上下隔層與中間儲層水平應力差異對縫高的抑制情況，儲隔層厚度在巖石高度方向上均分。層間水平應力差值設置為7 MPa，采用線性膠液體。為了詳細觀察縫高擴展尺度，實驗結束后沿著最大水平主應力方向，對巖樣進行切片測量縫高，將不同切片處縫高繪制成面，得到水力裂縫三維空間形態圖，如圖2-a～b所示，結果表明裂縫高度由井筒向巖石兩側邊界逐漸降低，同時井筒附近裂縫高度延伸出中間儲層，整體呈現橢圓形態，與數值模擬結果（圖2-c）具有一致性。為了進一步明確層間應力差對裂縫形態影響，開展了一組不考慮層間應力差條件下的數值模擬，其他條件與模型（圖2-c）保持一致，如圖2-d所示，裂縫垂向延伸不受控，呈現徑向裂縫形態，與1號實驗結果相似，可見7 MPa層間水平應力差值對縫高抑制作用明顯。

圖2 2號實驗壓裂及數值模擬結果對比圖

第3組含層理人工樣品壓裂實驗及模擬，采用水平井型設計，井筒上下兩側150 mm處分別設置兩條600 mm×800 mm矩形水平層理，層理面力學強度低于人工樣品和砂巖基質。為了研究層理面對裂縫高度延伸的影響，地應力場設置為走滑模式，壓裂液采用低黏滑溜水體系（黏度為5 mPa·s）。模擬結果表明水力裂縫雖然在垂向上突破上下層理，但本組裂縫形態沿著水平方向擴展尺度更大，整體呈現橢圓形態，實驗和數模結果分別如圖3-a～b所示，裂縫形態相一致。同樣，不考慮層理因素，其他條件不變，開展類比模擬計算，如圖3-c所示，裂縫形態同樣呈現與圖1-b、2-d相同的徑向裂縫形態特征，可見層理面對裂縫垂向延伸也起到一定的抑制作用。

圖3 3號實驗壓裂及數值模擬結果對比圖

通過開展上述3種不同類型大物模實驗進一步驗證了離散格子壓裂數值模擬結果的合理性，并在此基礎上針對致密氣和頁巖氣兩類不同地質條件建立現場尺度數值模型，并開展影響因素敏感性分析，為上述儲層縫高改造工藝優化設計提供技術指導。

3 縫高敏感性因素分析

3.1 薄層致密砂巖氣藏壓裂縫高影響因素分析

3.1.1 薄層致密砂巖氣藏壓裂模擬方案

蘇里格致密砂巖氣藏具有砂體規模小，厚度薄、水平應力差大、脆性條件中等的特點，砂巖、泥巖交互，層理不發育，對裂縫縱向延伸控制作用小，在壓裂過程中較小的儲層厚度極易導致縱向縫高突破隔層。因此參考下石盒子組盒8段、山1段主力產層地質特征，建立現場尺度直井壓裂數值模型，如圖4所示，模型的基礎力學參數及施工參數取值范圍與現場條件一致，如表3、4，為了提升計算效率，本模型不考慮壓裂液在基質中的流動，注入總液量不變，儲隔層兩向水平主應力差值均為8 MPa。重點聚焦于影響縫高延伸的儲層厚度、垂向儲隔層水平主應力差、儲隔層楊氏模量差和施工排量、流體黏度等共計5類參數，每類參數分別考察3組水平值，累計11組模型。其中1號模型為基礎模型，各類參數取中間水平值。為了便于分析，基于模擬結果，定義了裂縫有效擴展面積系數，即儲層內裂縫擴展面積/裂縫擴展總面積。圖4所示為模型示意圖及模擬的裂縫穿層形態結果。

表3 模型1基本力學參數表

表4 各模型研究參數設計表

圖4 致密砂巖多層壓裂數值模型和三維裂縫形態主視圖

3.1.2 薄層致密砂巖氣藏壓裂模擬結果分析

地質參數方面，分別設置儲層厚度為5 m、10 m和15 m，儲隔層厚度比分別為1∶2.5、1∶1、1∶0.5，模擬結果如圖5所示。隨著儲層有效厚度增大，裂縫高度增加，縫長減小，但縫長變化幅度較縫高變化更為明顯，裂縫面形態由橢圓形向長方形過渡，即裂縫長高比由2.20降低至1.68。裂縫在儲層內有效擴展面積系數由38.99%大幅提高到91.9%。在1號模型基礎上，分別設置儲隔層應力差5 MPa和10 MPa，模擬結果如4、5號模型所示。隨著層間水平應力差的增大，裂縫高度顯著降低，裂縫長度明顯增加，裂縫形態由圓形向長方形過渡，裂縫長高比由0.99提高到2.22。裂縫在儲層內有效擴展面積系數由56.59%提高到78.83%。在1號模型基礎上，分別設置隔層楊氏模量25 000 MPa、35 000 MPa，如模擬結果6、7號模型所示。隨著隔層楊氏模量的增加，裂縫高度增大，長度減小，裂縫形態由窄長方形向寬長方形過渡，裂縫長高比由2.35降低為1.65。上述認識與部分學者的研究認識一致，當裂縫擴展進入儲隔層后，較高的楊氏模量會促進縫高的延伸，礦場試驗和前人研究也多次證實了上述認識[29]，這是由于較高的隔層楊氏模量，導致縫寬較小，流體注入壓力增大，在相同的注入液量下，會造成更高的裂縫延伸尺度。

在施工參數方面，分別設置施工排量為2 m3/min，6 m3/min，10 m3/min，流體黏度為 2 mPa·s，20 mPa·s，150 mPa·s，模擬結果如8～11號模型所示。隨著施工排量的提升，裂縫高度略有增長，縫長方向減小明顯，裂縫形態由長方形向橢圓形過渡，長高比由2.02降低為1.65，同時裂縫在儲層內有效擴展面積系數由71%降低到65.84%。隨著流體黏度的提高，縫高略有增加，但縫長減小的程度更明顯，裂縫整體形態由長方形向橢圓形過渡，裂縫長高比由2.09降低為1.69，裂縫有效擴展面積系數由72%降低為60.96%。

圖5 不同模型條件下的裂縫尺寸圖

3.2 層理頁巖儲層壓裂縫高影響因素分析

3.2.1 層理頁巖儲層壓裂模擬方案

相比致密砂巖儲層，四川盆地頁巖氣具有層理發育、構造應力強等特點[36-37]，裂縫高度容易受層理限制，導致縱向上改造程度不理想，影響改造效果。因此，為了深入研究縫高延伸機理，參考四川盆地長寧—威遠地區志留系龍馬溪組頁巖走滑應力構造特征，建立現場尺度多層理水平井壓裂數值模型（50 m×50 m×30 m），如圖6所示，模型的基礎力學參數及施工參數取值范圍與現場條件一致，如表5、6所示。為聚焦裂縫垂向擴展規律，提升計算效率，本模型僅考慮單簇裂縫擴展，不考慮壓裂液在基質中的流動，注入總液量不變，不考慮儲隔層兩向水平主應力和楊氏模量差異。本部分重點關注影響縫高的構造應力、層理面間距、層理面強度和施工排量、流體黏度等共計5類關鍵參數，每類參數分別考察3組水平值，累計11組模型。其中1號模型為基礎模型，各類參數取中間水平值開展，5類模型模擬結果均與1號模型進行對比。為了便于分析，定義了裂縫垂向擴展面積系數，即垂向上裂縫擴展面積/裂縫擴展總面積。圖6為裂縫三維空間擴展形態側視圖。

圖6 含層理頁巖壓裂數值模型和三維裂縫形態側視圖

表5 模型1基本力學參數表

施工參數方面，隨著施工排量減小，如8號模型所示，水力壓裂主縫縫高受層理控制較為明顯，但與之前裂縫形態不同，本次低排量使得井筒上部第1層理面張開，又同時在局部穿過了該層理面。而隨著施工排量增大，如9號模型所示，水力壓裂主縫縫高穿層明顯，裂縫高度突破了井筒上下4條層理面，雖然此模型裂縫垂向上有溝通層理跡象，但整體呈現垂直主縫“1”字擴展形態。根據流體流動方程，施工排量、黏度提高會產生較高的施工凈壓力，裂縫前緣到達層理面時，施工凈壓力在裂縫前緣產生更高的誘導拉應力，更容易導致層理面的剪切破壞以及基質破裂，因此裂縫更容易穿過層理面繼續擴展。

表6 各模型研究參數設計表

3.2.2 層理型儲層壓裂模擬結果分析

在走滑斷層模式下，隨著垂向主應力減小，水力壓裂受層理控制更為明顯，如2號模型所示，壓裂液開啟井筒下部第3層理面，并在此層理面上規模擴展，呈現倒“T”字形態。導致井筒上下部裂縫非對稱擴展的主要原因是模型層理面強度賦值采用高斯正態隨機分布函數，層理面間的強度賦值不是完全一致。當水力裂縫與層理接觸時，膠結強度弱的層理面會更容易先張開，包括4號、8號、10號模型的“T”字形態也是該原因。而隨著垂向應力增大（3號模型），水力壓裂主縫縫高穿層明顯，裂縫高度突破了井筒上下4條層理面。根據摩爾庫侖準則，垂向應力增大，層理面上發生剪切破裂的臨界應力提高，裂縫更容易穿層擴展。

隨著層理面發育程度提高，如4號模型所示，層理面距離減小至3.33 m，相較1號、5號模型，水力壓裂縫高受層理的控制更為明顯，分別在井筒上部第1和下部第3層理面處止裂。同時壓裂液開啟井筒上部第1層理面，并在此層理面上呈現規模擴展，呈現“T”字形態特征。隨著層理面距離增大至10 m，如5號模型所示，相比1號和4號模型，水力壓裂主縫縫高穿層趨勢更為明顯。這是由于較高的層理面發育密度加劇了單位儲層厚度上的層理面剪切滑移程度，裂縫在層理面處的“鈍化效應”[38]更加明顯，裂縫擴展壓力增大，導致了層理面開啟。

隨著層理面膠結強度減小，如6號模型所示，與1號模型相比，水力壓裂縫高完全受控于井筒上下兩條層理面，縫高僅為層理面間距（6 m），裂縫呈現典型的“工”字形態特征，即縫高未突破任何層理面，并造成了上下兩條層理面張開。而隨著層理面膠結強度的增大，如7號模型所示，水力壓裂主縫縫高穿層明顯，裂縫高度突破了井筒上下4條層理面，縫高達到22.5 m，為三組模型最大。根據摩爾庫倫準則，層理面膠結強度增大，層理面發生剪切破裂的臨界剪切應力增大，裂縫更容易穿層擴展。

隨著流體黏度減小，如10號模型所示，與1號模型相比，水力壓裂主縫縫高受層理控制更為明顯，分別在井筒上部第1和下部第2層理面處止裂。同時壓裂液開啟井筒上部第1層理面，并在此層理面上呈現規模擴展，呈現“T”字形態特征。而隨著流體黏度增大，如11號模型所示，水力壓裂主縫縫高穿層明顯，裂縫高度突破了井筒上下4條層理面。雖然此模型裂縫略有溝通層理跡象，但整體呈現垂直主縫“1”字擴展形態。

3.3 縫高敏感性分析

為了進一步明確薄層致密砂巖壓裂縫高延伸規律及各因素影響程度，將裂縫高度和裂縫有效擴展面積系數統計并繪制圖7。通過曲線對比可知，在1號模型基礎參數條件下，影響裂縫擴展形態和造縫效率主控因素略有不同，擴展形態影響以儲隔層應力差最為明顯，其次為儲隔層楊氏模量差異、儲層厚度、流體黏度和施工排量。而對造縫效率影響則以儲層厚度最為明顯，其次為儲隔層應力差、儲隔層楊氏模量差異、流體黏度和施工排量。整體而言，工程因素影響程度要明顯低于地質因素影響。本研究是以層間水平主應力差值5 MPa、儲層厚度10 m、儲隔層厚度比1、層間巖石楊氏模量比1為基準參數進行的對比分析，從1號模型穿層效果看，以縫高受控的長方形為主，而如果將層間應力差值降低，則工程參數影響程度會有所提升。

圖7 不同影響因素條件下的裂縫延伸變化趨勢圖

為了進一步明確層理頁巖儲層壓裂縫高延伸規律及各因素影響程度，將裂縫高度和垂向裂縫面積系數統計并繪制圖8。通過曲線對比可知，在1號模型基礎參數條件下，影響裂縫延伸形態和穿層效率主控因素以層理面膠結強度最為明顯，其次影響因素依次為層理面間距（發育程度）、垂向應力、流體黏度和施工排量，但后四類因素對縫高影響程度基本相當。需要指出的是，本研究是以垂向應力和水平最小主應力差值（8 MPa）、層理面間距（6 m）、層理面膠結強度是基質的0.5倍為基準參數進行的對比分析，從1號模型穿層效果來看，仍然是以垂直裂縫形態為主，相對地質參數，工程參數影響程度要低，而如果將基準模型的整體地質參數降低，則工程參數影響程度會有所提升。

圖8 不同影響因素條件下的裂縫延伸變化趨勢圖

4 施工設計討論與建議

4.1 致密砂巖壓裂施工設計討論

蘇里格薄層致密砂巖儲層（盒 8 段、山 1 段）具有儲隔層應力差異小特征[36]，介于5～8 MPa，從模擬結果來看，在井筒附近縫高擴展進入上下隔層5 m，即裂縫高度的30%及裂縫面積的20%進入上下隔層，因此水力裂縫極易穿過儲層進入隔層擴展。如何控制縫高過度延伸則是該類儲層壓裂工藝優化設計的關鍵問題，提出3條建議：①開展對儲隔層厚度、層間楊氏模量和水平應力差異三類地質參數的精細評價，以“實現有效改造范圍和體積最大化”為設計目標；研究表明儲層厚度小于5 m，儲隔層應力差小于10 MPa，隔層楊氏模量大于30 000 MPa時，裂縫在儲層內的有效擴展面積系數普遍低于70%，甚至小于40%，提升裂縫在儲層內有效延伸規模難度較大。②對于薄互層改造開展多層合壓工藝技術論證，研究表明，在該類儲層條件下，裂縫模擬高度在14～23 m，因此對于跨度小于20 m的多薄層可探索多層合壓工藝，通過一縫穿多層的改造效果提升縱向剖面油氣資源的有效動用。③在施工參數方面，采用適度施工排量和增加滑溜水比例策略，模擬研究結果表明，施工排量控制在6 m3/min以內時，裂縫高度變化幅度較小，有利于在儲層內縫長方向延伸；現場實踐也得到證實，施工排量超過6 m3/min時縫高易突破薄隔層遮擋。同時，當高黏流體變為低黏滑溜水時，縫高尺度雖然略有降低，但縫長方向增長明顯，特別是黏度降低到20 mPa·s以內時，上述趨勢更為明顯。當前北美致密氣壓裂滑溜水比例已經達到80%～100%，因此在鄂爾多斯盆地致密砂巖氣儲層滑溜水應用比例還有進一步提升空間。

4.2 頁巖壓裂施工設計討論

四川盆地志留系龍馬溪組頁巖儲層部分地區，層理發育，走滑應力構造模式下裂縫垂向延伸受控明顯，極大地降低了垂向改造程度。從模擬結果來看，呈現多種縫高受控形態，如何有效突破層理成為該類儲層壓裂優化設計的重要原則，提出4條建議：①加強地質力學研究，實現對三向地應力場量化評估。模擬結果表明，同為走滑構造模式，三向構造應力差值不同，導致裂縫穿層差異性較大，當垂向應力與最小水平主應力差值大于8 MPa，裂縫可實現穿層擴展，而當該差值小于4 MPa時，極易造成層理開啟。②探索厘米級層理交互裂縫擴展模擬技術，提升縫高模擬準確性。模擬結果表明，當層理面發育密度由10 m/條降低到3.33 m/條時，裂縫高度減小一倍，而考慮到實際層理面呈現厘米級交互特征，裂縫高度會更小，因此亟需建立厘米級層理交互下壓裂數值模型，提升頁巖縫高預測準確性。③完井設計需要兼顧垂向改造程度與橫向波及范圍；頁巖油氣儲層改造普遍采用長水平井分段多簇完井模式，單段簇數達到10～15簇，施工排量提升到12～18 m3/min，考慮到分簇射孔裂縫起裂效率，單簇裂縫有效進液排量大致介于2～6 m3/min，在施工總排量不變的情況下，單段完井簇數的增多降低了單簇裂縫進液量，不利于縫高方向延伸。④探索不同黏度流體“逆混合”泵注技術模式[30]，即先注入高黏流體突破層理造主縫，實現縫高方向上有效延伸，后期注入低黏滑溜水激活與主縫相交的層理面，提高橫向裂縫改造程度，從而實現儲層三維空間有效改造。

5 結論

1）致密砂巖和頁巖裂縫擴展形態具有顯著差異。鄂爾多斯盆地致密砂巖壓裂裂縫形態以圓形、橢圓、長方形為主，分別對應縫高不受控，縫高部分受控和完全受控三種情況；由于頁巖層理面存在，壓裂裂縫三維空間形態更復雜，裂縫垂向擴展分別呈現“1”“豐”“T”“十”和“工”共五種形態，裂縫面形態分別對應圓形、橢圓、半橢圓、長方形和非規則，對應縫高完全不受控、縫高略有受控、縫高部分受控和完全受控四種情形，其中“T”字半橢圓形和“十”字非規則復雜裂縫形態均屬于縫高部分受控模式。

2）地質條件是致密砂巖和頁巖中三維裂縫空間擴展形態主控因素。鄂爾多斯盆地致密砂巖以儲隔層應力差和厚度差異影響最為明顯，其次為儲隔層楊氏模量差異、流體黏度和施工排量；針對走滑斷層機制下頁巖，以層理面膠結強度影響最為明顯，其次為層理面間距（發育程度）、垂向應力、流體黏度和施工排量。因此針對目標區塊，強化地質工程一體化研究，明確儲層地質力學特征，是準確認識致密砂巖、頁巖裂縫穿層形態，及優化壓裂工藝設計的重要保障。

3）根據不同氣藏地質特征應采用不同壓裂工藝設計模式。薄層致密砂巖以控縫高為目的，采用適度施工排量，并增加低黏膠液或滑溜水等前置液使用比例，可控制縫高在不過度延伸前提下，實現橫向擴展程度最大化；對于層理控縫高顯著的頁巖，以提高垂向改造程度為目的，可采用前置高黏液造主縫，后期低黏滑溜水溝通水平層理“逆混合”改造技術模式，提升儲層垂向改造程度，同時激活與主縫相交層理面，最終實現儲層三維空間有效改造。