疏松砂巖儲層微壓裂機理與應用技術研究

林伯韜

1 中國石油大學(北京)油氣資源與探測國家重點實驗室，北京 102249

2 中國石油大學(北京)石油工程學院，北京 102249

3 中國石油大學(北京)人工智能學院，北京102249

0 引言

疏松砂巖普遍具有弱膠結、高孔高滲、強度低、塑性強的特點，裂縫起裂與延伸機理較為復雜[1-5]；無法用傳統的脆性、線彈性斷裂力學理論來解釋、預測其壓裂裂縫的發育及擴展行為[6-8]。雖然“壓裂”、“裂縫”常用于描述疏松砂巖的儲層改造機理及變形性狀，但其縫尖的擴展延伸與傳統強膠結巖石的壓裂過程存在本質區別，體現明顯的塑性變形特征。縫尖塑性變形特征越明顯，裂縫起裂的縫內凈壓力越高，縫尖區域的剪切破壞作用愈強[9]。砂的剪脹性對疏松砂巖巖層的裂縫延伸有重要的影響，剪脹性(體現為剪脹角)越強，保持裂縫延伸的壓力越高[10]。弱膠結疏松砂巖的水力裂縫屬于密集型裂縫，在流體侵蝕和孔隙壓力升高的共同作用下使裂縫尖端發生塑性剪切破壞，隨后尖端在拉伸應力的作用下擴展延伸[11]。而在較低排量下通過微壓裂在疏松砂巖中起裂時，弱膠結疏松砂巖呈現與地應力方向無特定規律的迂曲微裂縫形態，寬度為40 μm～1 mm[12]。為與宏觀裂縫/線性裂縫區分，將寬度小于1 mm的裂縫稱為微裂縫[12]。

微壓裂指向裸眼完井、篩管完井或套管射孔完井的井筒控壓或控排量分階段注液，建立井周擴容帶和微裂縫，以增加井周孔隙度、滲透率，提高井的可注性，建立井間的水力連通，并改變井周地應力原始分布的工程技術，目前多用于疏松砂巖儲層的改造。通過對疏松砂巖儲層開展微壓裂施工，可達到擴容增滲、解堵、及改變原始井周地應力場的作用效果。擴容增滲可提高儲層可注性；解堵能夠有效解除井壁污染，恢復井的注采能力；改變井周應力場則有利于后續大規模壓裂造復雜縫網。

疏松砂巖儲層開展微壓裂時，前期注水階段維持井底壓力低于地層破裂壓力約0.5 MPa內，在后期造微裂縫階段，提高井底壓力使其略微高于破裂壓力約0.5 MPa內[13-14]。在微裂縫產生前，首先在井周產生擴容帶，即孔隙骨架被撐大、滲透率增加的區域；隨著液體持續進入儲層，擴容帶動態擴展，經歷一段時間后井周地層起裂產生微裂縫[15-20]。井周的擴容帶發育程度、微裂縫是否產生與產生時機、以及擴容與造縫的競爭機制，則取決于疏松砂巖儲層的泥質含量、瀝青質含量、孔隙度及滲透率、砂巖彈塑性力學屬性和施工的壓力、排量[5,21]。因此，不能基于單一的儲層巖性識別來評價其擴容或微裂縫的機理及程度。

本文引入土力學的概念與方法，結合地質力學機理，全面探討疏松與砂巖儲層在微壓裂注水過程中儲層擴容與井周微裂縫起裂擴展的力學機理。在此基礎上，逐一介紹已有的擴容效果定量計算方法和微裂縫產生情況分析方法，并闡述微壓裂的現場應用技術與成功案例。最后，特別提出針對儲層實時微壓裂效果的自動化評價及預測方法。

1 疏松砂巖儲層微壓裂擴容及微裂縫起裂機理

1.1 微壓裂擴容及造縫機理

微壓裂為井筒注水與地應力差共同作用的結果，目的是在井周撐大孔隙空間、形成擴容帶和造微裂縫。井周儲層由此產生的力學變形行為包括孔隙彈性、塑性和斷裂，如圖1所示。孔隙彈性變形主要體現為張性擴容的彈性部分，即孔隙骨架的彈性體應變，或近似表達為單元體積流體的增量。塑性變形包括剪切擴容(剪脹)和塑性張性擴容：(1)剪切擴容為剪切作用下砂粒發生不可逆的翻轉；(2)塑性張性擴容為增大孔壓至撐開砂體骨架并產生塑性體應變，實為張性擴容的塑性部分。斷裂變形為當井筒注液程度較高時，孔隙壓力與地應力差共同作用產生不規則的剪切型、拉張型微裂縫，寬度小于1 mm。同時存在一臨界注液程度(注液量或注液排量)，當超過這一程度時，地層產生類似于致密地層的宏觀線性主裂縫。

圖1 微壓裂力學變形機理分類Fig. 1 Classification of mechanical deformation mechanism of microfracturing

疏松砂巖儲層在微壓裂中的擴容力學機理見圖2。為進一步說明微觀結構的影響，圖2列舉了兩類疏松砂巖，砂粒內嵌咬合的疏松砂巖和砂粒接觸點少或基本不接觸的疏松砂巖，兩者的擴容行為。出于疏松砂巖結構成分一般性的考量，圖2中將砂粒簡化為圓球，并且暫時忽略膠結物的作用。由圖1可知，擴容包括孔隙彈性變形和塑性變形兩部分，為除裂縫以外的力學變形。

圖2 砂粒內嵌程度高低情況下的剪脹和張性擴容Fig. 2 Shear dilation and tensile dilation of sand grains when they are either weakly or strongly interlocked

圖2(a)為內嵌咬合、砂粒排列較為緊密的弱膠結疏松砂巖的結構示意圖。為方便對比，取平行四邊形表示的代表性單元體積展開討論。圖2(a)中的體積Va=LaHa。當發生剪脹時，上下層砂粒錯動并發生翻轉，平行四邊形的體積變為Vb=LbHb(圖2(b))。忽略同層砂粒間的相對位移，則有Lb≈La；同時，Hb＞Ha，所以有Vb＞Va，對應的體應變即為εv1=(Vb-Va)/Va。圖2(c)為砂粒排列松散、彼此接觸點少或不接觸的疏松砂巖(例如砂粒間為泥、蠟、瀝青、膠質等膠結物充填)。類似存在Ld≈Lc，Hd＞Hc，但Hd僅略大于Hc(對比圖2(c)和(d))；因此，Vd僅比Vc稍大，對應的體應變εv2小于εv1。圖2(e)、(f)分別為兩類疏松砂巖的張性擴容圖示；即注液導致孔隙壓力增加，平均有效應力(有效圍壓)減小，骨架被等向撐開。由于砂粒不接觸的疏松砂巖(圖2(f))在排水條件下骨架的體積模量K較小，其對應的彈性張性擴容程度較高(詳見1.2節)，后續的塑性張性擴容量也較大。

1.2 孔隙彈性機理

若從連續介質力學角度出發(即暫不考慮裂縫的產生)，疏松砂巖儲層擴容的彈性部分可采用Biot孔隙彈性力學的理論來描述其物理機理。若不考慮熱學及化學作用，各向同性疏松砂巖孔隙介質的線彈性本構方程(柔度方程)可表示為[22]：

其中，εv為體應變(無量綱)；ζ為單位體積的流體體積增量(無量綱)；σ為平均應力(Pa)；pp為孔隙壓力(Pa)；K為排水條件下孔隙介質骨架的體積模量(Pa)；1/K為排水條件下的壓縮系數(Pa-1)；α為Biot系數(無量綱)；B為Skempton系數(無量綱)。式(1)和(2)隱含了有效應力原理的應用，即只有孔隙介質的骨架上傳遞的應力才能導致其發生變形。對于疏松砂巖而言，Biot系數α可取值為1.0[23]，應用于巖石力學的Biot有效應力原理即簡化為土力學中的Terzaghi有效應力原理。在飽和條件下，其Skempton系數B也取值為1.0，由此，體應變ε等同于單位體積孔隙流體體積的變化ζ。

孔隙介質力學的應力符號習慣與材料力學一致，即拉伸應力為正，壓縮應力為負。因此，式(1)與(2)中的平均應力為負值代表介質受壓縮應力作用。由兩式可知，當儲層某處的平均應力(圍壓)σ增加(以負值表達，絕對值減小)或孔隙壓力p增大時，該處ε體應變和體積增量ζ均為正值，表明此處孔隙體積增大，流體流入，且圍壓減小和孔隙壓力增大的作用相等。同時，壓縮系數1/K越大(體積模量K越小)，儲層的彈性擴容程度越高。

1.3 塑性變形機理

摩爾—庫倫(Mohr-Coulomb，簡寫為MC)模型較適用于剪切變形行為受內聚力—摩擦力控制的材料，如致密砂巖；并不適用于描述材料特殊的塑性行為，包括幾乎不能承受拉張應力、只能承受有限圍壓、膨脹和壓縮取決于剪應力與有效圍壓的比例[24]，且未能考慮中間主應力的作用。在描述疏松砂巖的塑性變形時，德拉克—普拉格(Drucker-Prager，簡寫為DP)模型為較合適的彈塑性力學本構模型，能克服摩爾庫倫模型的上述不足之處，更加符合疏松砂巖的彈塑性行為表征[25]。最常用的DP模型為其線性模式，屈服面為[26]：

式(3)中各參數表達式為[26]：

式(3)～(7)中，p為應力張量σ的跡(tr)的平均值，即平均應力(Pa)；q為屈服應力(Pa)；β和d分別為線性DP模型的摩擦角(°)和黏聚力(Pa)；σeff為米澤斯等效應力(Pa)；r為第三應力不變量(Pa)；κ為表述中主應力σ2對屈服面形狀影響的系數(無量綱)：如認為常規三軸拉伸和剪切的屈服應力q無區別，則κ= 1；在常規三軸實驗中，q=σ1-σ3；sij為偏應力分量(Pa)。若考慮孔隙流體的影響，上述各應力分量均為有效應力。當應力路徑未達屈服面時，巖石僅發生彈性變形，彈性應變可由式(8)計算[26]：

其中，εije和σije為應變和應力分量的增量，Sijkl為柔度張量的分量。當計算塑性應變增量時，采用非關聯的流動法則(流動法則為塑性應變率的度量，非關聯指塑性勢面與屈服面不一致)[27]：

式(9)～(11)中，g為表征塑性勢面的函數(Pa)；ψ為剪脹角(o)；λ為塑性乘子(無量綱)；εijp為11方向的塑性增量，可通過單軸抗壓實驗(軸向即為11方向)的硬化曲線得出[26-27]。剪脹角ψ可由曲線的線性擬合的軟化階段與水平軸的夾角φs獲取[26-27]：

由式(3)可知，線性DP模型的臨界破壞線投影到p-q平面為一條直線(圖3)。排水條件下，剪脹、剪縮和彈性張性擴容的應力路徑亦見圖3。

圖3 線性DP準則投影到p-q平面的屈服面及3種應力路徑Fig. 3 The yield surface of the linear DP criterion when projected to the p-q plane and the three stress paths

考慮地層某深度具有初始三向應力狀態σv，σH和σh，地層孔隙壓力為pp；其初始平均圍壓為pT=(σv+σH+σh)/3=(σ1+σ2+σ3)/3=tr(σ)/3，初始平均有效圍壓為p=pTpp=p0，如圖3中的點A所示。點A代表地層該深度處的常規三軸力學實驗試樣，當對其剪切時，若初始有效圍壓p0較低，則試樣沿AB到達破壞線fs時發生塑性屈服，產生剪脹，應力路徑沿BC行進。若p0較高，則試樣(A’)發生剪縮(體積隨剪切軸應變增加而減小)，應力路徑為A’B’ C’(見圖3)。剪脹對應應變軟化(q減小)，而剪縮對應應變硬化(隨著軸應變增加q增大)。同時，AB與A’B’的斜率均為3，這是因為在常規三軸力學實驗進行剪切時，圍壓σ3不變，Δp=Δ[(σ1+2σ3)/3-pp]=Δσ1/3(排水條件下孔隙壓力不變)；Δq=Δ(σ1-σ3)=Δσ1。當 發 生 等 向 張 性 擴 容 時，σ1=σ3，Δq=0，Δp=Δ[(σ1+2σ3)/3-pp]=Δp=Δ(σ3-pp)，應力路徑沿水平AD行進。然而，由于常規三軸力學實驗設備的限制，試樣內的孔隙壓力不可能大于圍壓，因此試樣的應力路徑最多只能到達O點(圖3)。若現場針對儲層某處繼續增大孔壓，則應力路徑延伸至F點超過抗拉強度St，該處產生微裂縫。需要指出的是，由常規三軸力學實驗獲取的屈服點擬合的fs破壞線與p軸相交得到的St通常高于實際地層的抗拉強度[27]。比如，新疆風城某區塊超稠油儲層通過現場微壓裂儲層改造壓力曲線估算出的St為0.64 MPa，而DP破壞線擬合出的St值為1.74 MPa[4]；后者為前者的兩倍多。因此，有學者提出DP模型在拉伸階段應為內彎的曲線，這樣可使破壞線fs更準確地刻畫實際的抗拉強度[27]。

圖3中張性擴容的應力路徑AD在fs破壞線下方，止于F點，表示在到達F前僅發生彈性變形。顯然，線性DP模型無法刻畫塑性張性擴容或壓實的力學行為。描述塑性張性擴容(即塑性體應變)需要借助帶蓋帽的DP模型；相關細節可參考Lin等人[21]的論述。同時需要指出的是，實際儲層在微壓裂階段處于復雜的有效應力狀態，其變形可能為張性擴容與剪脹或剪縮的混合模式，不同于圖3中純粹的張性擴容或剪脹、剪縮的模式。

疏松砂巖彈塑性變形帶來孔隙體積的變化，伴隨的水相有效滲透率的演化規律可近似采用Kozeny-Poiseuille方程來描述[21,28]。考慮熱膨脹效應的Kozeny-Poiseuille方程可由式(13)表示[4,29-30]。

其中kw為水相有效滲透率(m2)；kw0為初始水相有效滲透率(m2)；φ0為初始孔隙度(%)；αT為砂巖骨架的體積熱膨脹系數(K-1)；ΔT為溫度增幅(K)；式(13)中，體應變εv壓縮為正，膨脹為負。顯然，式(13)刻畫的是滲流各向同性的情況，所計算的滲透率隨擴容和溫度動態演變。事實上，由于地層與地應力的力學各向異性，在微壓裂注液過程中，疏松砂巖儲層中相對井筒各區域的滲透率呈現完全各向異性，且其大小和方向均隨時間發生動態變化。針對滲流的完全各向異性，Lin等[5]建立了考慮溫度并基于應變張量動態演變的滲透率張量模型，可用于非均質儲層全井段微壓裂時的滲透率動態剖面計算。

1.4 斷裂力學機理

已有的針對疏松砂巖壓裂的研究多集中于研究疏松砂巖裂縫起裂及延伸機理，最常用的實驗手段為擬三軸[9-10,30-32]或真三軸[1-3,33-34]加載條件下的注液壓裂實驗，思路仍近似致密儲層壓裂的相關研究。上述兩類實驗的相應文獻中[9-10,30-34]，實驗樣品通常由混合不同比例的高嶺土和石英砂而成，楊氏模量為1.8～3 GPa，泊松比為0.3～0.4，孔隙度為37%～42%，水的有效滲透率為500 mD～20 D，平均圍壓為0.8～24 MPa，排量為7.5～50 mL/min。

在疏松砂巖壓裂裂縫形態及擴展規律方面，諸多學者存在不同的認識。Bohloli等[10]認為與致密巖層中的拉伸裂縫為主導形式不同，疏松砂巖中裂縫以剪切型裂縫為主。強膠結的致密巖層壓裂后，裂縫尖端附近為拉張區域，且縫內存在液體的滯后區(壓裂液前端滯后于縫尖)。Germanovich等[35]采用硅酮/瓜膠壓裂細石英砂發現，弱膠結的疏松砂巖壓裂后，裂縫附近區域均為受壓狀態，且不存在液體的滯后區。他們取出壓裂后的裂縫體，發現該固結體呈現為包括裂縫開度和壁面濾失/擴容層的“厚裂縫”形式，呈現明顯的塑性變形特征。Omori等[32]發現井筒割縫附近儲層區域具備較高的滲透率時，壓裂不會形成裂縫而是造成一個圍繞割縫的橢球狀擴容體；而當其滲透率較低時，形成附帶擴容區域的線性裂縫；后者亦為Ito等[2]通過真三軸壓裂實驗證實。Zhou等[31]開展了聚合物壓裂人工壓實砂樣的實驗，發現砂樣發生剪脹擴容，絕對滲透率的增加幅度達40%；而泵壓達到最小外界施加應力2.5倍時其內部才發生線性裂縫的起裂，且裂縫的迂曲度較高。

大量文獻資料表明，在膠結強的致密儲層中，壓裂裂縫以垂直于最小地應力方向的拉張型宏觀裂縫為主[30]。同樣，疏松砂巖儲層中裂縫方向一般亦垂直于最小地應力方向，但在高排量或低砂比條件下容易產生多分支縫或雁行短縫[36-37]。同時據Saeedi等[38]統計，加拿大阿爾伯塔地區350 m以上深度具有較高地應力的超稠油儲層壓裂能夠在油砂層中產生垂向裂縫。Yuan 等[18]則認為，油砂壓裂不僅產生井筒周圍的微裂縫，還形成類似橢圓狀的垂直于水平最小地應力方向的擴容帶。由于研究的試樣材料和實驗條件的區別，和現場壓裂裂縫監測資料的匱乏，國內外針對疏松砂巖儲層壓裂裂縫的形態及擴展規律并未形成統一的認識。

在裂縫起裂擴展的影響因素方面，關鍵因素包括巖石力學參數、濾失系數(或滲透率)、原位地應力、壓裂液類型與黏度、加砂比例與排量[30,35]；特別針對砂體材料、壓裂液類型、壓裂液黏度和壓力對裂縫起裂擴展的影響已有較為深入的實驗研究。砂粒粒徑、級配和黏土的比例對裂縫的延伸具有重要影響，比如在石英砂中混入硅粉則會導致裂縫壁面的濾失性降低、脆度增大、起裂壓力減小，而混入黏土會導致濾失和脆度同時降低、起裂壓力增高[35]。隨著砂體中粉土和黏土含量的增加，砂體的滲透率各向異性增強。瀝青質與其它膠結物若在孔隙空間存在，造成的砂體(例如油砂)的巖石物理、力學性質與上述石英砂和黏土的混合物存在明顯的區別：其楊氏模量僅為282～673 MPa，水的有效滲透率僅為0.008～2.9 mD，遠低于大多疏松砂巖的剛度和滲透率[4]。泥質含量對壓裂裂縫形態也有顯著影響。針對泥質疏松砂巖開展室內真三軸物模實驗發現，隨著泥質含量增加，巖樣塑性增大，裂縫開度變小，形態越來越彎曲，呈現羽狀分支縫[34]。泥質含量越高，滲透率越低，越容易起裂，且裂縫延伸壓力越低，剪切與拉伸破壞同時發生；相反，泥質含量較低的疏松砂巖滲透率較高，濾失量較大，延伸壓力一直維持在高于破裂壓力的水平[3]。在壓裂液性質的影響方面，通過對圓柱狀砂體施加圍壓與軸壓后(軸壓為圍壓1.5倍)開展壓裂實驗發現，注入二甲基硅油或交聯液在多數情況下會導致井周的濾失、井眼附近剪脹帶的形成與井眼的擴張，而注入膨潤土泥漿或混合石英粉砂的交聯液則容易產生明顯的剪切裂縫，同時主裂縫周圍伴隨有交叉狀的細小分支縫。此外，容易在井筒射孔或篩管處造泥餅的壓裂液能夠憋壓造明顯的線性縫，而較易滲入砂體內部的壓裂液則不容易造縫[11,30,39-40]。造壁性能好的高黏壓裂液容易在高滲疏松砂巖中造長直縫；相反，低黏度壓裂液則傾向于造短彎縫；同時，疏松砂巖裂縫起裂時的縫內凈壓力一般也較同等圍壓下的致密儲層高；其大小主要決定于圍壓，圍壓越大，靜壓力越高；縫內凈壓力受儲層滲透率、排量、流變性影響微小[10,35,41]。此外，亦有學者認為淺層疏松軟巖中的裂縫延伸規律主要受巖石斷裂韌性而不是壓裂液黏度控制[35,42-43]。林伯韜等[12]通過對稠油油砂試樣開展真三軸壓裂發現，黏度低時易形成多條垂直縫，而黏度高時傾向于形成單條穿層裂縫和沿界面延伸的線性縫。對于純砂樣而言，裂縫的起裂及延伸僅受泵壓而不受壓裂液黏度的影響[31]。

除了三軸壓裂實驗，有學者還嘗試通過剪切實驗研究疏松砂巖的裂縫性狀。例如Franquet等[44]通過剪切實驗和KGD模型分析發現，疏松砂巖水力壓裂造成的應力路徑能導致儲層楊氏模量發生變化；差應力系數越大，楊氏模量減小幅度越大，形成的裂縫越寬。一些學者亦從微觀層面通過滲流實驗及有限體積、有限差分法模擬研究砂粒在注水過程發生的運移和其造成的砂體侵蝕，發現當局部流體的拖曳力超過臨界值時，較小的砂粒開始移動、運移和再沉積，造成微觀滲流通道的形成和沿滲流通道區域的孔隙度、滲透率的改變[45-47]。值的一提的是，與致密儲層形成線性宏觀裂縫不同，疏松砂巖儲層由于質地松軟，顆粒間距大，膠結強度低，支撐劑嵌入嚴重，裂縫的導流能力未能有效通過支撐劑的作用來保證。

疏松砂巖壓裂、微壓裂儲層力學變形及裂縫擴展規律可總結如表1所示。由于各因素相互關聯且作用復雜，目前尚未具備多因素影響下刻畫裂縫擴展規律的定量化表征。此外，若儲層產生微裂縫，則微裂縫發育區域的水相有效滲透率平均約為未有微裂縫區域的6倍左右[13]。然而，針對不同地質類型、不同微裂縫發育程度的疏松砂巖地層，其水相有效滲透率的增幅情況究竟如何，還需開展進一步的實驗研究。

表1 疏松砂巖壓裂/微壓裂儲層力學變形及裂縫擴展規律匯總Table 1 Summary of mechanical deformation and fracture propagation principles

2 微壓裂擴容及微裂縫起裂分析方法

2.1 實驗分析方法

研究微壓裂擴容力學行為的實驗方法主要借助常規三軸巖石力學實驗，借此分析其彈塑性應力應變特征，獲取相應的力學本構參數和滲流參數，細節步驟可見Agar等[48]、Wong等[49]、Lin等[21]的實驗工作。探索微裂縫起裂、擴展及擴容帶發育規律，則需要借助真三軸壓裂實驗，詳見Ito等[2]、林伯韜等[12]、Wang等[50]的實驗工作。若要直接觀測微裂縫和擴容帶，真三軸壓裂實驗需要測試小尺寸巖樣(例如100 mm×100 mm×100 mm)和同時采用X射線CT掃描[8,12]，因為疏松砂巖無法通過敲開樣品暴露渲染示蹤劑的裂縫面。Wang等[50]針對1050 mm×410 mm×410 mm尺寸的壓實油砂試樣開展了微壓裂實驗，通過溫度傳感器監測連通系數的增長情況，間接刻畫了擴容帶的發育情況。調研與疏松砂巖微壓裂力學研究相關的文獻[12,21,50-54]，可總結研究該力學行為的實驗類型及實驗目的列舉如表2所示。

表2 疏松砂巖微壓裂力學研究相關的實驗類型及其目的Table 2 Types and targets of laboratory tests related to investigation on microfracturing behavior in unconsolidated sandstone

2.2 解析分析方法

若不考慮疏松砂巖的塑性變形、蠕變行為和裂縫發育，孔隙彈性力學的解析分析方法可用于分析疏松砂巖注水擴容行為，計算時間域和空間域下的儲層單井應力、應變、位移、壓力分布。在處理三維各向同性孔隙彈性力學問題上，Detourney等[55]較早推導出了直井在非靜水壓應力場、定壓條件下的井周圍巖孔隙彈性響應解析解。Abousleiman等[56]應用Cui等[57]提出的井周應力邊界條件，建立了可用于定向井和水平井的有限井段定排量注水引發的井周圍巖孔隙彈性響應解析解；進一步地，Chen等[58]給出了更準確的應力邊界條件下的解析解(考慮井壁處的徑向應力σrr不為零)。針對橫觀各向同性孔隙彈性巖體，Abouleiman等[59]、Ekbote等[60-61]提出了定壓注入情況下，Chen等[62]推導了有限井段定排量注入情況下的解析解；然而，該類各向異性的限定條件為井筒必須正交于巖層。在熱及化學—力學耦合方面，Cheng[63]探討了各向同性彈性體孔隙熱彈性的解析解，而Ghassemi等[64]、Ekbote等[60-61]則給出了耦合熱傳導、化學滲吸力和各向異性(即橫觀各向同性，如前所述)形式下的解析解。需要說明的是，上述解法均為靜力條件的解(定壓或定排量)；Xia等[65-66]考慮運動方程的慣性項，推導了各向同性孔隙彈性巖體、水泥環、套管組合在3種瞬態井筒壓力加載(瞬時定壓加載、線性加載至定值、三角形脈沖)作用下的動力條件解析解。

上述解析方法在解法上均采用傅立葉變換處理時間域、應用拉普拉斯變換處理空間域問題，分別將對應的偏微分方程轉換為線性方程組求解，最后用半無限積分開展傅立葉反變換和使用Stehfest方法進行拉普拉斯反變換。解析方法的優勢是計算迅速快捷，不存在迭代和收斂的系列問題，計算結果可作為數值解的驗證基準。在工程應用上，解析方法存在幾點明顯的局限性：(1)暫時無法應對多井同時注水情況；(2)目前無法解決分階段注水(比如提壓、提排量)的分析問題；(3)地層滲透率為常數，未考慮儲層不同區域的滲透率隨擴容產生的增幅，也無法刻畫滲流的各向異性。在分析疏松砂巖地層時，該局限性容易帶來顯著的計算誤差；(4)無法準確處理離井筒較近的滲流邊界問題；(5)無法完全考慮水平井的井周應力各向異性；(6)若考慮地層的彈性力學各向異性，無法處理井眼與地層不正交的情況，也無法處理多地層合壓、同時注水情況；(7)暫時無法解決彈塑性力學變形及蠕變問題。這些局限性均可通過數值方法，特別是有限差分、有限元和離散元方法來克服。

2.3 有限元及有限差分分析方法

有限元及有限差分是處理巖體流固耦合滲流及變形計算的常用方法，可靈活處理復雜地質構造、巖性分布和工程步驟帶來的數值計算問題。Yuan等[17-18]、Xu等[19]基于擴展型(線性)德拉克—普拉格(DP)彈塑性力學本構模型，采用有限元流固耦合計算分析直井小型壓裂引起的疏松砂巖儲層孔隙彈塑性力學響應及井周儲層變形，由此刻畫擴容帶的發育特征。Lin等[25]評價了線彈性、擴展型和帶蓋帽的DP模型的計算結果，發現雖然實驗表明疏松砂巖儲層如油砂能夠呈現明顯的剪脹擴容和塑性體應變特征[21]，但現場的地應力和排量條件難以引發塑性變形。Lin等[5]應用有限元定量評價并展現了疏松稠油油砂儲層雙水平井全井段井周三維微壓裂擴容效果；采用帶蓋帽的DP本構模型，考慮了塑性體應變(塑性張性擴容)、沿井段的非均質性和巖體的彈性力學、滲流各向異性，其中滲透率張量為應變張量動態變化的函數。通過將現場施工的分階段變排量數據作為有限元計算的邊界條件，發現有限元預測與現場監測的井底壓力BHP吻合良好，由此驗證了方法的可靠性[5]。如前所述，現場疏松砂巖儲層微壓裂的排量、壓力條件多在微裂縫產生前造成彈性擴容(彈性張性擴容)；若在設備條件允許的情況下，繼續緩慢增大排量或壓力，則最終將在井壁處產生塑性擴容，即剪切擴容(剪脹)和塑性張性擴容[67]。

上述研究大多將儲層某處的滲透率設為隨孔隙度變化(彈塑性擴容)的單調標量函數，未同時考慮變形和滲流的各向異性。Lin等[5]的方法能夠刻畫彈性、塑性和隨變形與滲流呈現各向異性的擴容，以及隨之產生的各方向的滲透率演變規律；從孔隙介質力學角度來看最接近真實儲層的力學行為，但未能模擬微裂縫起裂的行為及其對儲層變形、滲流及傳熱的影響。進一步地，Lin等[13]提出了發生剪切屈服和產生微裂縫的兩種井周儲層破壞模式，有效刻畫了擴容、微裂縫起裂與擴展區域、通過微裂縫提升的滲流能力和導致的熱對流作用。該方法基于平面應變幾何模型和摩爾庫倫力學本構的有限差分解法，可適應于多水平井注水、微壓裂和分階段注水的各類工況，但需要進一步拓展為三維情況。

雖然非線性有限元在處理流固及力化耦合方面呈現更強的算力和收斂性，考慮到油藏模擬器多基于有限差分，后者亦有獨特的適用性。例如，Chalaturnyk等[68-69]在稠油油藏壓裂改造和后期熱采計算上，開展了地質力學和油藏模擬的有限差分耦合計算；相較基于有限元的地質力學分析與基于有限差分的油藏模擬耦合[70-71]，全部采用有限差分計算方式在地質模型網格劃分和節點設置上呈現出更高的一致性。

2.4 離散元分析方法

離散元方法是研究疏松砂巖水力壓裂的有效手段之一。離散元方法屬于非連續數值方法，其優勢為無需預設裂縫延伸方向，能真實反映疏松砂巖的非連續性和非均質性[72]。Cook等[73]應用二維離散元模擬平臺MIMES(Modeling Interacting Multibody Engineering Systems)還原了弱膠結疏松砂巖的注液及裂縫擴展過程，發現水力裂縫的走向與水平最大地應力方向一致，仍然呈現致密地層的壓裂特征。Gil[74-75]通過PFC(Particle Flow Code)建立了疏松砂巖壓裂離散元模型，研究剪切及漏失對弱膠結疏松砂巖的影響，顯示其剪切破壞較拉伸破壞更為明顯。Manchanda[76]獲得的不同圍壓作用下弱膠結疏松砂巖微裂縫擴展的離散元計算結果也顯示了類似規律。李寧靜[34]等通過PFC2D模擬不同泥質含量疏松砂巖在流固耦合作用下的壓裂裂縫擴展規律，發現泥質含量的升高導致水力裂縫分支作用加強，形成的破碎帶愈加明顯。針對膠結更弱甚至未固結疏松砂巖的壓裂過程及裂縫擴展規律，de Pater等[30]，Zhang等[77]開展了實驗及離散元數值模擬研究，探討了流體黏度、排量，滲透率及彈性模量等因素對砂巖壓裂效果的影響模式。此外，Li等[78]建立了描述疏松砂巖水力壓裂過程的流—固—熱耦合離散元模型，探究了注入流體與地層間的熱對流及熱傳導，揭示了熱應力對裂縫起裂延伸及應力交換具有顯著影響，展示了離散元方法應用于多場耦合復雜工程問題的可能性。可見，離散元方法在疏松砂巖壓裂的研究中具有廣泛的適用性，能夠反映不同骨架結構及礦物組成的疏松砂巖的力學特征。然而，僅基于離散元方法難以建立特定力學性質的堆積模型，多場耦合理論尚不完善，且計算量大、計算效率低，限制了其大規模的工程應用[79]。

從疏松砂巖微壓裂力學研究的角度出發，歸納2.2～2.4節所述各類計算方法的特點、優點、不足之處和處理裂縫擴展的能力，可列表如表3所示。

表3 疏松砂巖微壓裂力學研究相關的計算方法對比分析Table 3 Comparison of calculation methods related to microfracturing in unconsolidated sandstone

3 微壓裂技術的現場應用

目前已有的微壓裂技術的現場應用場景主要可分為3塊：超稠油儲層改造、疏松砂巖井筒解堵和致密地層地應力場主動干預。以下分章節闡述相關技術應用并給出現場的實際工程案例。

3.1 在超稠油儲層改造中的應用

微壓裂最早被應用于超稠油儲層的擴容改造中。超稠油儲層一般是指油層溫度下脫氣原油黏度高于5×104mPa·s的稠油儲層[80]，其泥質含量、密度、黏度高，孔隙骨架充填硅膠質、瀝青質及蠟，蒸汽輔助重力泄油(SAGD)熱采為主流的開發方式[20,81]。SAGD開采主要分為預熱與生產兩個階段。在預熱階段，向上下平行的兩口篩管完井的水平井(間隔4～5 m，上下井分別稱為I、P井)井筒注220～250oC的蒸汽并使其循環，通過熱傳導和熱對流方式使I、P井附近區域的超稠油降黏至流動狀態，形成包圍兩井的蒸汽腔，為生產階段提供原油流動條件。該過程通常持續幾個月至1年，若超稠油儲層泥質含量較高、夾層發育，則預熱時間更長。在生產階段，I井持續注汽，P井轉抽采油，蒸汽腔內原油在蒸汽壓力和重力雙重作用下沿平行于倒水滴狀汽腔外緣流向生產井，持續幾年至幾十年不等[68,82]。

超稠油儲層滲透率低、非均質性強，導致預熱周期長、能耗高、產出液處理成本大，嚴重制約SAGD預熱及開發效果。預熱前對雙水平井微壓裂改造，可有效改善井間區域的孔滲性能，快速建立兩井的水力、熱力連通，大幅縮短預熱周期，從而顯著減小經濟成本和環境污染。Collins[15-16]針對加拿大阿爾伯塔海相超稠油儲層最早提出了微壓裂儲層改造技術，認為通過注液提高井周壓力，可利用地應力差造成儲層擴容，通過宏觀剪切裂縫面與井眼走向的相對角度來探討井間是否建立連通。Yuan等[17-18]，Xu等[19]進一步針對該類儲層，計算分析了直井注水導致的張性和剪切擴容，通過小型壓裂試驗的壓力曲線開展歷史擬合分析，模擬井周孔隙度的動態擴容情況。Lin等[4-5,13,21]、林伯韜等[12,20,67]針對陸相非均質超稠油儲層開展了系列室內力學實驗和數值計算分析，揭示了SAGD雙水平井分階段微壓裂過程中的儲層地質力學響應，分析了油藏幾何形態、儲層物性、注液溫度、力學及孔滲參數對儲層擴容效果(包括孔隙壓力、孔隙度、滲透率剖面)的影響，并刻畫了井周微裂縫的發育區域，提出了表征井間水力連通程度的系數及其計算方法。超稠油SAGD雙水平井微壓裂導致的儲層力學響應機制如圖4所示。

圖4 超稠油SAGD雙水平井微壓裂導致的儲層力學響應[21]Fig. 4 Mechanical response of the ultra-heavy oil formation upon microfracturing in SAGD dual wells[21]

雖然常規三軸剪切實驗表明新疆風城陸相超稠油油砂剪脹量可高達7%，靜水壓實驗表明張性擴容量高達10%，但現場微壓裂的施工壓力、排量和總注液量難以造成實驗室呈現的擴容效果。林伯韜等[67]通過有限元分析新疆風城某均質超稠油儲層的現場擴容效果(微裂縫起裂前，已注102 m3)發現，孔隙度增長最大量僅為0.28%，集中在緊貼井筒處；同時，剪脹程度極低甚至可忽略不計，擴容的主要部分為彈性的張性擴容量。即便后期加大注液直至微裂縫產生，最終注入量達300～400 m3，亦難以產生超過1%的擴容量[5,13]。換句話說，在微裂縫產生前，儲層的力學響應基本處于孔隙(熱)彈性力學響應的范疇。由此可以推測，微壓裂的效果并不像早期業界預想那樣可高效改造儲層，而是通過使原本不連通的束縛水轉化為可流動連通的自由水，致使后期開始注汽時，井間連通的孔隙水快速汽化并相互溝通，形成區域的熱對流效應。同時，Lin等[13]發現，微裂縫的產生顯著加快了熱對流作用，使得80oC注入液迅速降至接近地層原始溫度(20oC)，地層溫度增加幅度很小，最大值僅為緊貼井筒的9.4oC，無法有效降黏瀝青質成分，即超稠油的原油介質未發生相變。

微壓裂施工后，判斷I、P井間的水力連通可通過關閉其中一口井，另一口提壓，觀測關閉的井的壓力響應。比如新疆風城某SAGD雙水平井微壓裂施工后關閉P井，保持I井注液并提壓400 kPa，在25 h后觀測P井壓力升高350 kPa，則水力連通程度較高，連通系數為350/400=0.88。兩井的熱力連通可通過關閉P井，I井繼續注液，若P井中預埋的熱電偶監測到回溫響應，則具備響應的熱電偶長度范圍對應儲層的熱力連通效果凸顯[5,13]。一般來說，水力連通可視為等同于熱力連通，因為前者造成的熱對流即表現為后者呈現的溫度響應(可視后者為前者的另一種表現形式)。若沿儲層中井筒方向下入分布式光纖測溫傳感器，可通過井筒注水、關井回溫階段的溫度分布反演沿井筒方向的吸水剖面、地層溫度及地層孔隙壓力分布[83]，由此可動態、定量地評價沿井筒注入流量的分布規律和往儲層注液導致的擴容效果。

自2012年起，超稠油儲層的微壓裂技術(亦稱快速啟動技術)在新疆準噶爾盆地風城油田陸續推廣應用。該油田2012開始首次現場試驗，2014年起逐步推廣微壓裂技術。現場采用“循環洗井—低壓擠注—提壓擴容—連通判斷—深化改造”5階段啟動模式，以壓力和流量為核心控制參數，逐步形成擴容高滲帶，并力求在井周形成微裂縫。前3階段持續50～70 h，通過緩慢提壓、提排量，控制井底壓力增長至小于破裂壓力約0.5 MPa(擴容階段)；在判斷連通之后的深化改造階段持續10 h以內，于較短時間內加大排量使得井底壓力略微大于破裂壓力并小幅波動(造微裂縫)。結合微壓裂作業專用的多功能撬裝管匯系統及工藝流程，配套壓力、排量數據實時采集儀器與分析軟件，精細調控施工過程的SAGD注采水平井壓差、擴容半徑，保障了不同類型的超稠油儲層的高效連通。截止2020年，已應用于5井區61井組(122井次)，以I、II類超稠油油藏為主，施工的SAGD井微壓裂成功率100%，井周形成3～5 m帶微裂縫的高滲擴容帶，平均縮短時間153天，縮短預熱周期60%，減少蒸汽用量54%。目前，新疆油田計劃加大該技術在非均質性更強、滲透率更低的III類油藏的應用(I、II、III類超稠油油藏主要以原油黏度劃分，III類最高)。

III類劣質陸相超稠油儲層通常分布大量泥夾層，水測有效滲透率均遠低于儲層，其可分為泥巖夾層和泥質夾層兩類：泥巖夾層的固結成巖程度明顯，而泥質夾層的剛度接近儲層。例如新疆風城的疏松砂巖儲層，泥巖夾層的彈性模量為1.1～2.5 GPa，而泥質夾層的模量為282～476 MPa，對應儲層的模量為652～673 MPa[4,20]。兩類夾層需采用不同的實施方法進行改造。針對泥巖夾層，可在套管完井的直井中的夾層位置下封隔器，在封隔段(夾層厚度范圍內)射孔并壓裂夾層，施工排量大于600 L/min。宜采用低黏壓裂液，比如鄰近SAGD井生產階段的產出液；同時增加射孔密度，以增強裂縫的復雜度和穿層能力，從而在局部有效溝通上下儲層部分[12]。需要特別指出的是，從油砂層中壓裂無法突破上下方的泥巖夾層[12]。即便嘗試采用多分支井(魚骨井)穿透夾層后開展微壓裂改造，也僅能影響分支井貫穿夾層附近區域的油砂儲層。針對泥質夾層，可在直井中下封隔器封隔包括上儲層、夾層和下儲層的區域，射孔后開展微壓裂，排量可略大于儲層微壓裂施工的排量，壓裂液同樣采用前期SAGD產出液[84]。

3.2 在井筒解堵中的應用

疏松砂巖儲層膠結性差，出砂造成的儲層孔道嚴重堵塞和產層砂埋，以及微粒運移造成的近井地帶污染，均會對油井生產造成不良影響[85-87]。特別是在注水過程中，以點狀接觸為主的碎屑顆粒在拖曳力作用下克服顆粒間的摩擦力和膠結作用，容易脫落運移；微粒成分尤其是黏土礦物水化分散運移，造成井筒附近儲層污染，地層的可注性(地層對注入液的吸收程度，英文為injectivity)降低。該類地層的解堵方式多用反洗沖砂、酸化解堵、脈沖射流、機械振動等方式。酸化解堵是目前疏松砂巖注水井污染的常用處理方式，如應用稠化酸多級注入、暫堵轉向酸化、機械分段酸化等水平井酸化方式[88]，但隨著注水進行其有效性逐漸降低，且成本高昂[86-87]。酸化解堵試圖溶蝕井周污染區域，雖然短期內能建立高滲通道，但溶蝕殘余的巖石及黏土微粒隨著注水運移，仍傾向于聚集成團并重新造成污染。

應用微壓裂技術，可對井筒造成3種解堵作用：(1)注水反洗井筒，流體拖曳黏土等微粒，使其重新從井筒回歸儲層的孔隙中，如圖5(a)所示。(2)利用孔隙彈性力學效應，形成井周擴容帶，在壓力下降后仍舊能夠在較長時間內維持擴容后的井周孔隙體積。(3)預處理井周地應力制造微裂縫網絡，形成迂曲高滲通道，在井周局部恢復流體通道。作用(2)、(3)的原理如圖5(b)所示。為了更好地刻畫微裂縫，采用直井的例子展示。林伯韜等[12]發現，疏松砂巖微壓裂后微裂縫可同時在σH、σh兩個方向產生，且發育不規則；而在σH延伸較廣(見圖5(b))。然而，這3種作用機理對解堵效果的貢獻程度與它們的控制因素尚不明朗，亟待通過設計特定的室內實驗來深入研究。

圖5 3種微壓裂應用于解堵的作用機理Figure 5 Three mechanisms that occur in plug removal during microfracturing

微壓裂技術在2016年應用于渤中油田8口注水井的解堵施工中，其中5口注水井的注水量大幅提高，3口注水井的注入壓力顯著降低，注水量略有提高或保持不變；8口井的視吸水指數提高比在1.5～3之間[86]。據與現場工程師溝通了解，這些井擴容增注的有效期大多維持在半年至一年左右。

3.3 在人工干預地應力場中的應用

通過往井筒注水改變井周區域地應力的大小及方向已是業內共識[89]。微壓裂亦可應用于致密儲層的壓裂改造，其核心思想是通過人工干預井周、井間、段簇間的有效地應力場，使其有利于后期大規模加砂壓裂，實現預期造縫目標。針對致密儲層，可在射孔后先行嘗試可控小規模注液，使壓裂液先行擠入井周儲層的層理與天然裂縫等巖體缺陷中，開啟層理與天然裂縫面并溝通多個相鄰層理或裂縫間的壓力。同時逐漸滲入孔隙空間，人工干預井周有效地應力場的分布，促使宏觀裂縫朝有利方向擴展。同時，通過在孔壁注液擴容并造微裂縫，亦可降低孔間的應力陰影效應，減小射孔磨阻，降低起裂壓力。

本文作者采用前期建立的考慮復雜縫網流固耦合計算的有限元法[90]，初步分析了通過微壓裂人工干預井間地應力場的現場案例。研究對象為新疆瑪湖油田某砂礫巖油藏井區兩口已生產5年多的水平井。老井的長期生產會導致老井(母井)之間的地層壓力虧空，見圖6(a)；地應力的大小降低且方向發生偏轉，嚴重的區域地應力方向會發生90°轉向，見圖6(b)。因此，若直接壓裂部署在地應力方向嚴重偏轉的加密井(子井)，則會導致裂縫沿井筒方向擴展，無法有效改造井周儲層。通過應用微壓裂技術對加密井區域注水增能，一方面可以補充老井生產導致的地層壓力虧空，補充地層能量(圖6(c))；另一方面可以改造儲層地應力，緩解老井長期生產導致的地應力方向偏轉(圖6(d))，并且可以縮小兩向應力差(圖7)，主動創造更有利于復雜縫網形成的地應力條件。同時，若在老井井壁造微裂縫，亦有助于降低后期重復壓裂時的起裂壓力，優化壓裂施工條件。

圖6 微壓裂對地層壓力和地應力方向的影響Fig. 6 Influences of microfracturing on formation pressure and geostress orientation

圖7 微壓裂對水平應力差的影響Fig.7 Influences of microfracturing on the horizontal stress difference

4 微壓裂效果自動化預測及評價技術

地層的可注性不僅受其固有的巖石物理、力學性質和非均質性影響，還與生產操作息息相關[90-91]。地層的可注性(injectivity)通常用吸水指數和視吸水指數表示。前者為日注水量與生產壓差的商數；后者為注入量與井口壓力的商數。由于井口壓力與生產壓差相比較易獲取，注入液為水時，可適當忽略井筒磨阻，采用視吸水指數來表征地層的可注性。疏松砂巖地層的視吸水指數常常可用于評價注水井的注入效果，或可注性的高低程度，因此可用于表征儲層井周微壓裂改造或是解堵的效果。由于井口壓力和排量可以實時監測，產生大量的工程數據；因此，可基于物理規律，借助數據分析與處理技術實時、動態地分析視吸水指數(以下簡稱吸水指數)，定量評價井周儲層的微壓裂效果。下面以SAGD雙水平井微壓裂改造儲層、建立井間水力連通性為案例，介紹自動化方法在效果評價中的應用。

首先，自動識別擴展型地破試驗和小型壓裂試驗所得的關鍵壓力點，獲得破裂壓力和水平最大、最小地應力。由于SAGD雙水平井所在的超稠油儲層質地松軟、塑性強，現場測試一般選取較為致密的泥巖夾層中進行，以取得較為典型的試驗曲線進行分析。以擴展型地破試驗的壓力自動識別為例。濾除壓力的微小波動，當相鄰數據差值小于給定閾值時，視當前數據未發生變化；同時當數據小于另一給定閾值時，視當前數據為零。繼而通過排量識別出實際泵注的工作區間，破裂壓力與裂縫重張壓力即為兩次開泵后的數值最高點；濾波處理后的泵注區間內連續出現同一值最頻繁處則視為裂縫延伸壓力階段。關井后，取終點為閉合壓力，第一個相對平穩段的起點為瞬時停泵壓力。

其次，使用Python語言編程數據處理的算法。調用NumPy和Pandas模塊，針對現場數據開展數據清洗和數據預處理，去除雜亂無效數據，提取有用參數為后期數據處理做準備。設定微裂縫起裂的準則為：(1)吸水指數顯著上升；(2)井口出現明顯壓降；(3)井底壓力短暫超過地層破裂壓力。新疆某SAGD井I井垂深366 m，P井垂深371 m，平均深度為368.5 m，水平段長390 m。三向地應力梯度分別為0.021，0.017，0.014 MPa/m，鄰近地層擴展型地破試驗測得抗拉強度為0.23 MPa。基于傳統致密地層計算方法可得破裂壓力為6.04 MPa，而基于疏松砂巖計算方法可得破裂壓力為6.63 MPa[13]。將上述3個準則寫成函數程序并通過Matplotlib模塊，使吸水指數、井口壓力和注液時間的關系曲線自動成圖，見圖8。程序自動識別在51～55 h時(見圖8中的深紅虛線方框)，P井同時滿足3個準則，在大部分井段產生了微裂縫；I井不滿足條件(3)但滿足(1)和(2)，表明在局部薄弱區域可能造成微裂縫。

圖8 新疆風城某SAGD井的吸水指數隨井口壓力和注液時間的變化Fig. 8 Evolution of injectivity indices of a SAGD well in Fengcheng oilfield, Xinjiang, with wellhead pressure and injection time

該井深化改造后才開展連通判斷。I、P井關井后3 h，記錄井底壓力降至4.94 MPa和4.78 MPa。繼而，現場工程師重新打開P井注液，提升井底壓力至6.4 MPa，持續20 min后，迅速停止注液并關閉P井。P井井底壓力維持在6.1 MPa左右，持續78 min；觀察到I井井底壓力在20 min內略微上升，從40 kPa升至94 kPa。這說明井間具備壓力響應條件，可視為兩井局部連通。但是，從上述分析可知，由于I井未能均勻沿全井段產生微裂縫，P井注液未能迅速地傳遞大部分壓力增幅至I井，導致短時間內體現的兩井之間的連通系數較低。需要指出的是，若靜置等待更長時間，則I井壓力會繼續上升，連通系數將繼續增加。通過NumPy數組計算模塊和Pandas數據分析模塊，可方便地計算連通系數等效果評價參數。

上述微壓裂的應用基本還停留在信息化、自動化程度，由于現實條件的諸多限制，尚未能實現軟硬件耦合的智能化方案。未來可嘗試在地質及工程資料搜集、現場測試、室內實驗及數值模擬分析的基礎上，搜集整理大量地質力學數據，綜合應用多種機器學習算法，訓練這些數據，建立多因素預測變量(如連通系數，或吸水指數)的前饋神經網絡(BP-ANN)和預測變量隨時間變化的循環神經網絡(RNN)。將智能算法寫入控制器，可代替人工方式，智能動態監測與控制現場施工設備(如閥門、泵)。同時，實現基于智能專家決策系統的施工日志的自動生成、上傳和展示。

5 結論

本文系統分析了疏松砂巖儲層微壓裂的力學機理，闡述了評價微壓裂效果的實驗及數模研究方法，介紹了微壓裂技術在儲層改造、解堵、地應力場干預中的應用方法及現場案例；最后，提出了微壓裂效果自動化評價技術，引出智能化研究的展望。研究所得主要結論如下。

(1)微壓裂指通過控壓、控排量方式分階段向井筒注液擴容井周儲層，后期在略高于地層破裂壓力的條件下略微壓開井周儲層造微裂縫，從而達到建立井間連通、解除井壁儲層污染、主動干預儲層地應力場的目的。其力學變形行為包括孔隙彈性、塑性和斷裂變形。孔隙彈性變形為由有效圍壓改變導致的彈性張性擴容，具備時間效應且受儲層滲透率影響。塑性變形包括塑性張性擴容和剪脹。斷裂變形為生成剪切及張性微裂縫，體現為形狀不規則的微裂縫帶。若繼續增大排量和注液量，則最終導致宏觀線性裂縫的產生。

(2)室內實驗為研究微壓裂機理不可或缺的步驟。解析解為數值計算結果驗證的標準，但其適用性和魯棒性較為欠缺。在數值計算上，有限元為評價宏觀工程尺度問題的最優手段，但未能描述微裂縫起裂的行為。有限差分可提供與后期油藏模擬完全耦合的網格模型，但計算精度較低。離散元能夠刻畫微觀尺度砂粒的運移和基質的破壞，在微裂縫表征上具備天然優勢。針對某一特定工程案例，建議綜合應用多種數值方法，以全面分析儲層多尺度的微壓裂力學行為。

(3)在超稠油SAGD雙水平井間儲層改造的應用中，現有施工的井底壓力、排量、注液量和儲層油砂的剪脹潛力，使井間區域基本產生彈性張性擴容而不足以激發剪脹作用。短期超過破裂壓力的井底壓力可在井周造微裂縫，但彈性擴容和微裂縫隨井口壓降緩慢閉合，因此應在改造結束后立刻對雙水平井注汽。此外，微壓裂無法通過擴容或微裂縫擴展突破泥巖或泥質夾層。微壓裂解堵主要通過反洗井筒、擴容儲層和造微裂縫開展，在維持解堵效果上比酸化解堵更為持久，建議將該技術與酸化解堵同時開展。通過微壓裂的持續注液可主動干預、改造老井的井周應力場，為新井規模壓裂創造有利于造縫的地應力條件。此外，微裂縫的產生可以降低井周的起裂壓力，利于重復壓裂。

(4)通過數據分析與處理技術，可自動識別擴展型地破試驗等現場測試的關鍵壓力點，客觀求解水平最大、最小地應力和破裂壓力。進一步地，通過開發判斷擴容至微裂縫起裂的決策程序，可實時分析井周微裂縫產生事件和井間的連通程度，達到“自動化分析與評價”的應用階段。未來需要拓展智能化技術的應用，比如使用機器學習算法實時預測微壓裂效果，并結合硬件設備，最終上升至“定制化智能微壓裂施工”的應用階段，全面取代人工決策與操作。