非常规致密油气藏（致密砂岩油气、页岩油气、煤层气）逐渐成为化石能源勘探开发的重点对象^［1-9］。此类油气藏仅靠单一的压裂主裂缝很难取得预期增产效果，复杂缝网体积压裂技术通过利用新张开的裂缝和再次张开的次生裂缝来增大单井泄流体积，形成复杂缝网并实现了储层立体改造，达到了提高单井产量和动态控制储量的目的^［10-16］。

基于数值模拟和物理模拟实验研究方法，国内外学者在水力裂缝起裂及扩展延伸方面取得了丰富的研究成果。通过建立三维裂缝起裂扩展数值模型，考虑完井方式、地应力及天然裂缝、簇间距、排量等压裂参数和暂堵压裂等工艺对压裂裂缝起裂及扩展的影响规律，克服了室内常规实验受限于岩石及裂缝规模小、边界效应影响大的困难，但所建岩体和裂缝数模大都基于理想假设条件，与实际工况有一定差距^［17-24］。国内外学者^［25-33］根据复杂缝网形成机制，围绕裂缝起裂及扩展取得了丰富实验研究成果，明确了地质因素和工程因素对裂缝起裂及延伸的影响规律。程远方等^［34］通过建立的主裂缝拟三维扩展模型、次生缝几何形态计算模型和压裂液滤失模型组成的缝网扩展数学模型，计算并预测了复杂缝网几何形态参数，有助于优化体积压裂设计。许露露等^［35］研究了水力压裂时间、压裂液流量、压裂液黏度与压裂裂缝长度的关系。侯冰等^［36］物理模拟了储层中砂泥互层条件下不同钻完井参数及地应力条件下水力裂缝起裂、转向和垂向扩展形态。金智荣等^［37］基于大尺寸真三轴物模系统开展了暂堵压裂水力压裂物理模拟试验，模拟了施工排量、地应力差、压裂液黏度和暂堵等不同参数对压裂裂缝扩展形态的影响。肖阳等^［38］基于改进的水力裂缝与天然裂缝相交作用准则，开展了水力裂缝与天然裂缝相交延伸的真三轴物理模拟实验，建立并论证了相交作用图版的正确性。曾义金等^［39］利用大型真三轴水力压裂物理实验模拟了脉冲升排量、阶梯升排量和恒定排量3种压裂模式下的水力裂缝起裂及扩展行为，为现场深层页岩气藏复杂缝网体积压裂设计提供了技术指导。HOU等^［40］实验研究了地质和工程因素对水力裂缝扩展的影响，提出“激活岩体面积”作为水力压裂效果的评价指标。蒋廷学^［41］针对非均质性强的水平井分段压裂多簇裂缝非均匀起裂与延伸的特点，系统地提出了变排量酸预处理、低黏滑溜水变排量注入、变黏滑溜水及胶液交替注入、暂堵球选择性封堵、段内限流及增大小粒径支撑剂比例等现场工艺控制方法，并取得了显著的现场试验效果。林伯韬等^［42］、唐鹏飞等^［43］分别通过混凝土相似模拟实验对预制天然裂缝的30 cm、50 cm水泥立方体岩体进行真三轴水力压裂实验，研究了天然裂缝发育、倾角及走向、不同应力差对压裂裂缝扩展的影响。针对储层特征及大物模压裂实验模拟结果，建议采用“大液量、大排量、扩大波及体积”为主的体积压裂思路及工艺技术，以获得复杂缝网的改造目标。

关于压裂裂缝影响的地质及工程因素和裂缝竞争起裂扩展方面取得了丰富的研究成果与认识，但受限于实验岩样尺寸及相似准则，对于水力脉冲预处理、暂堵、限流、脉冲压裂等非常规压裂工艺对压裂裂缝延伸行为的影响规律总结尚不完善，对不同非常规压裂工艺形成复杂缝网的认识不清。本文采用具有研究区块相似岩石力学参数的人工养护砂岩试样开展真三轴水力压裂物理模拟实验，通过改变实验条件及设计参数，以常规压裂工艺为参照，模拟了水力脉冲预处理、簇间暂堵、限流、循环加载和间歇压裂5种非常规体积压裂工艺下的人工裂缝均衡起裂与延伸行为，明确了多簇裂缝均衡起裂及延伸规律，优化了非常规体积压裂工艺关键参数，形成并完善了体积压裂多簇裂缝均衡起裂与延伸控制技术。

根据鄂尔多斯盆地长7储层岩石力学实验测试表明，杨氏模量高（平均为13.328 4 GPa）、泊松比偏高（0.308）。计算长7储层井深2 000 m的三向地应力梯度得到最大水平主应力为47 MPa，最小水平主应力为37 MPa，垂向主应力为49 MPa。具体岩石力学参数见表1—表3。

该水力压裂实验模拟压裂模型尺寸最大可达400 mm×400 mm×400 mm，尽可能避免由于模型小所产生的边界效应，可得到更多有效信号用于模型压裂裂缝的定位（图1）。真三轴围压装置来模拟岩石地应力环境，三轴独立设计并可分别改变三轴压力来模拟三向主应力，用于研究不同方向压力与裂缝扩展的关系，根据实验要求施加X、Y、Z 3个方向的压力。采用MTS伺服增压泵和油水分隔器向模拟井眼泵注高压液体。MTS增压泵具有程序控制器，可实现恒定排量和变排量泵注液体。MTS数据采集系统可记录压裂液压力、排量等参数。厚壁圆柱形高压釜中采用一台滑套式油水隔离器，实现MTS工作介质与压裂液的分隔。隔离器容积为1 000 mL，承压能力为80 MPa，满足模拟压裂实验要求。

考虑井筒长径比太大，故排除了几何相似准则；基于真三轴岩石模拟与现场一致，而室内井筒不等比例缩小，限制了运动相似及动力相似。利用量纲分析法（π定理），满足原型和模型的雷诺数相等，即雷诺准则，保证了模型实验与原型基本相似。本设计的原则是：几何相似为前提条件，动力相似为辅，量纲分析法（π定理）为主要分析方法。

本实验运用π定理进行现场井筒内压裂液流动的量纲分析，得出井筒内压降Δp与井深l、套管内径d、套管粗糙度Δ、压裂液密度ρ_n、压裂液黏度μ_n、压裂液流速v_n的表达式：

式中：Δp为井筒内压降，MPa；l为现场井深，m；d为套管内径，mm；Δ为套管粗糙度，无因次；ρ_n为压裂液密度，g/cm³；μ_n为压裂液黏度，mPa·s；v_n为压裂液流速，m/s。

取现场套管内径d、现场压裂液密度ρa（ρn）、现场压裂液速度v_a（v_n）3个物理量作为基本量，写出其余量关于这3个基本量的无量纲参数π1~π7，从而与室内真三轴大物模的模拟泵压、模拟井筒、模拟排量、模拟压裂液密度相似。

在满足雷诺数相似（R_e=R_e’）及弗洛德数（F_r=F_r’）相似的基础上，要满足井筒直径比尺n和井筒深度m的任意改变。

（1）满足弗洛德数。井筒直径比尺为n，高度比尺为m，泵排量比尺为n·m^0.5，压裂液运动黏度比尺为n·m^0.5，压裂液密度比尺为1。

满足弗洛德数：

则流速关系为v=mv'，黏度关系为μ=nmμ'，实验模拟的泵排量与现场泵排量关系为：

（2）满足雷诺数相似。井筒直径比尺为n，不考虑高度比尺，泵排量比尺为n，压裂液运动黏度及压裂液密度比尺均为1。

现场压裂泵排量：

式中：v、v’分别为现场、实验压裂液流速，m/s；d、d’分别为现场套管内径、实验管柱内径，mm；μ、μ’分别为现场、实验压裂液黏度，mPa·s；Q、Q’分别为现场、实验泵注排量，m³/min。

现场水力压裂排量为6.0~12.0 m³/min，压裂液黏度为10~30 mPa·s，压裂液密度为1.02 g/m³，现场炮眼直径为10 mm，现场每簇炮眼数为8个。室内炮眼直径为2.0 mm，每簇炮眼数为4个，基于上述相似准则计算方法，设计了实验用压裂液黏度和排量参数，具体见表4所示。现场泵注排量为8.0 m³/min、压裂液黏度为30.0 mPa·s，对应室内实验设计排量为5.0 mL/min、压裂液黏度为20.0 mPa·s（表4）。

（1）试样岩石力学参数相似性。通过水泥和砂等混合制备水泥模型，经过多次实验配比、养护后，三轴力学测试，最终得到了底层非均质力学模拟、中间层非均质力学模拟、顶层非均质力学模拟等3层非均质储层的水泥石试样配方，该配方具有可重复实验的特性。制成并分别养护了14组大样（300 mm×300 mm×300 mm）及14组小样（50 mm×50 mm×50 mm），如图2所示。对试件小样开展岩石力学参数测试，得到试件小样1~14的弹性模量和泊松比与目标区块长7储层的岩石力学性质相近，平均弹性模量为13.630 4 GPa（目标弹性模量13.328 4 GPa，最大误差），平均泊松比为0.315 2，平均抗压强度为88.17 MPa，平均抗拉强度为6.36 MPa，误差范围<2%（具体见表5）。根据长7储层三向地应力梯度计算，确定压裂水泥石试样的配比和强度范围，最大程度地模拟实际储层的岩石相似性，确保养护的水泥块与现场储层岩石参数保持一致，还原目标层位压裂情况。

（2）实验参数设计。将养护好的人工岩体切割成尺寸为300 mm×300 mm×300 mm的立方体试样，并在试样上钻取一个直径为18 mm、深度为16 cm的圆孔用于模拟井眼。然后在井眼中填入填充物，注入胶液，最后将井筒放入井眼内，利用不锈钢模具制成4簇射孔模拟，其中模拟相位90°螺旋射孔、射孔孔眼直径为2.0 mm、射孔深度为40 mm（图3）。模拟地质力学环境：平均地层温度70 ℃、平均弹性模量为13.328 4 GPa、平均泊松比为0.308、平均黏聚力为30.27 MPa、平均内摩擦角为34.025°、平均纵波为3 421.667 m/s、平均横波为2 019.333 m/s，实验三轴应力条件根据长7储层三向地应力梯度计算得到最大水平主应力为47 MPa，最小水平主应力为37 MPa，垂向主应力为49 MPa。设置不同簇间距及射孔等因素模拟压裂裂缝起裂及扩展形态特征。

通过改变实验条件及设计参数，开展常规压裂、水力脉冲预处理压裂、簇间暂堵压裂、限流压裂、循环加载压裂和间歇压裂等6种体积压裂工艺模拟实验，具体实验设计参数见表6所示。

以压裂后出现的所有裂缝网络的裂缝面积为依据来评价分析压裂裂缝的复杂程度，平均裂缝面积越大，说明裂缝越复杂，压裂效果越好。利用手持三维扫描仪来测量试样压裂后的裂缝波及面积：该设备可扫描出压裂裂缝面积的高程及表面积，结合递归函数、三角形法及海伦公式，得到压裂裂缝波及面积，此方法准确度较高，并易于现场操作使用。在实际计算裂开试样波及表面积时，需事先圈定一个多边形，由于三维波及体积是随机起伏，所以在这个多边形内部三维波及体积的表面也是随机高低起伏。多边形的各个顶点通过鼠标在三维空间中进行三维拾取来确定是一个较好的交互式方法，然后从目标多边形某一个固定的顶点出发依次链接各个顶点，可以把多边形分解成单一三角形，逐个求取这些三角形的三维波及体积的表面积，然后把这些三角形的波及体积面目标多边形积相加得到总的表面积。从多边形ABCDE的顶点A出发依次链接C、D两点，把多边形ABCDE划分为3个三角形（图4）。

对试样1设置为2簇射孔开展常规压裂实验模拟，试样及压裂裂缝形态实验结果见图5所示。以稳定排量5.0 mL/min向试样泵注压裂液，泵压随泵注时间而逐渐增大，至峰值60.30 MPa时试样起裂（图6），随后泵压波动下降，测得压裂改造面积为864.83 cm²。

对试样7设置为4簇射孔，并进行常规压裂实验模拟。以稳定排量5.0 mL/min向试样泵注压裂液，其中泵注压力逐渐提高至54.65 MPa时试样起裂，泵压波动下降。分析实验模拟结果（图7）：在实验地应力条件下，垂向应力为最大主应力，试样形成垂向裂缝，且裂缝在非均质储层之间扩展时，裂缝的长度和宽度会发生较大变化，实验监测泵注压力在58.72 MPa时试样起裂（图8）。经手持三维扫描仪测量，测得压裂改造面积为951.61 cm²，实验结果见图7所示。对比分析2簇、4簇射孔参数下试样破裂压力可知，增加射孔簇数可降低试样破裂压力，裂缝改造面积也随之增大，但形成的裂缝形状较为简单，均为垂向裂缝。

以常规压裂试样7实验为参照标准，压裂实验开展前首先对试样10进行脉冲预处理，向模拟井筒内以稳定排量5.0 mL/min泵注压裂液，泵注压力达到30 MPa（高于孔隙压力）时保持20 s的憋压时间（频率0.05 Hz），停泵10 s，继续泵注憋压，循环往复此处理时间为30 min。之后对脉冲预处理的试样进行压裂实验（图9）（泵注排量为5.0 mL/min，直至试样破裂）。实验结果表明（图10）：泵注压力在50.54 MPa时试样起裂，相比常规压裂的破裂压力，较小的泵压压开试样，说明试样经脉冲预处理后具有一定的应力损伤，降低了岩石破裂压力，有利于多簇压裂裂缝扩展的均质起裂延伸。经手持三维扫描仪测量，测得压裂改造面积为1 360.56 cm²。

以常规压裂试样7实验为参照标准，通过对其进行簇间暂堵压裂。首先利用压裂液模拟第一次压裂，泵注排量为5.0 mL/min。压裂成功形成裂缝后，在压裂液中加入20~40目、浓度8%的颗粒暂堵剂，用量约300 g，用以在射孔孔眼和压裂裂缝相交处形成封堵层来阻止压裂液进一步注入，使得压裂液转而更多地进入未暂堵的射孔孔眼，达到簇间暂堵的效果，憋压直至形成新的裂缝，完成第二次起裂实验（图11）。

分析实验泵注曲线（图12）：簇间暂堵压裂能够对射孔孔眼进行封堵作用，从而控制并调节压裂液注入，通过调节裂缝内的注入压力大致相同，减小了簇间距之间的应力干扰，更易于多簇压裂裂缝均匀起裂和扩展。同时簇间暂堵压裂的泵压提升较大，由于分流升压及针对性改造的作用，暂堵压裂储层改造效果最佳。实验监测泵注压力分别在53.40 MPa、61.26 MPa时试样发生初次起裂和暂堵后二次起裂。经手持三维扫描仪测量，测得压裂改造面积为2 485.42 cm²。

以常规压裂试样7实验为参照标准，通过将模拟射孔孔眼直径由2.0 mm缩小为1.2 mm来实现限流压裂模拟实验。实验结果表明（图13）：以稳定排量5.0 mL/min向试样泵注压裂液，泵注压力逐渐提高至54.65 MPa时试样起裂，泵压波动下降（图14）。因射孔孔眼尺寸减小，泵压涨幅较快并高位波动产生多条裂缝形成的迹象，测得压裂改造面积为1 762.52 cm²。限流压裂技术可以有效平衡裂缝扩展过程中的应力干扰效应，促使各簇裂缝相对均匀扩展，提高总裂缝长度，限流压裂增大了射孔孔眼处压力，给裂缝延伸提供了更充足的动力。

以常规压裂试样7实验为参照标准，通过设置泵注程序来完成循环加载压裂：以稳定排量5.0 mL/min泵注30 s，停泵30 s，继续以稳定排量5.0 mL/min泵注30 s，停泵30 s，直至试样破裂（图15）。实验结果表明：循环加载压裂会使试样发生疲劳破坏而产生应力损伤，易于压裂裂缝起裂和形成复杂裂缝网络，实验监测泵注压力在53.12 MPa时试样起裂（图16），说明循环加载压裂具有降低起裂压力的脉冲预处理的效果，同时测得压裂改造面积为2 137.34 cm²。

以常规压裂试样7实验为参照标准，通过对其进行间歇压裂，以稳定排量5.0 mL/min泵注60 s，停泵30 s，继续以稳定排量5.0 mL/min泵注60 s，停泵30 s，直至试样破裂（图17）。实验结果表明（图18）：间歇压裂可以让养护试样充分吸收水分，利用养护试样的塑性变形，使裂缝分布更均匀。同时，间歇压裂能够有效利用第一次压裂形成裂缝产生的诱导应力场，促进主裂缝和天然裂缝相互作用提高裂缝复杂程度，实现对致密储层的有效改造，提高了致密岩性压裂效果。

实验监测泵注压力在52.23 MPa时试样起裂。经手持三维扫描仪测量，测得压裂改造面积为1 972.25 cm²。

保持泵注排量、三轴应力等实验参数不变，以试样7常规压裂工艺模拟实验为参照标准，实验模拟脉冲预处理、簇间暂堵、限流、循环压裂和间歇压裂工艺。实验结果表明：脉冲预处理、簇间暂堵、限流、循环压裂和间歇压裂工艺下试样破裂压力均低于常规压裂的破裂压力，压裂改造裂缝面积显著高于常规压裂，裂缝展布形态也较为复杂，说明这5种非常规压裂工艺均有利于压裂裂缝均匀扩展，其中簇间暂堵压裂对裂缝均匀扩展的效果最好（图19）。

（1）常规压裂对中间裂缝的应力干扰较为严重，抑制了其扩展。通过5种非常规体积压裂方法的处理，都能够减小多簇压裂之间的应力干扰，有利于裂缝均匀起裂、扩展。

（2）脉冲预处理压裂以脉动波的形式反复作用，使孔壁周围随机分布的敏感性缺口出现交替式张开与闭合，致使裂隙在岩石壁面周围随机均匀扩展。并随着脉动波向储层周围传播，影响储层更深部的裂隙出现损伤破裂。该阶段最后时刻，当脉冲压力进一步增加时，某一些裂隙开始与外围深部裂隙连通而形成复杂裂缝网络。

（3）簇间暂堵压裂是通过暂堵剂封堵来控制压裂液注入，减小了簇间距之间的应力干扰现象，更易于裂缝均衡起裂和延伸。

（4）限流压裂能够在段内限制射孔数量和孔眼直径而大幅增加孔眼摩阻，促使井底压力不能快速释放，从而有利于多个孔眼裂缝的同时起裂和延伸。

（5）循环加载压裂采用应力循环泵注高砂浓度液体，在环空注入净液体，根据压裂过程中地层响应和压力变化，实时控制井底砂浓度和排量，对储层加载循环应力，使储层受到疲劳破坏而形成复杂缝网。

（6）由于储层吸水较慢，如果压裂液排量过大，则容易导致压裂液在储层内分布不均匀，通过采用脉冲间歇压裂方式，让压裂液在施工层中充分置放，利用储层压裂后的塑性变形，使裂隙分布更均匀。

根据图19对比分析压裂改造面积和破裂压力实验结果：簇间暂堵压裂效果最好，有利于压裂裂缝均衡起裂与延伸。压裂裂缝改造面积为SRA，其排序为：SRA（暂堵）>SRA（循环）>SRA（脉冲间歇）>SRA（限流）>SRA（脉冲预处理），试样7在压裂液黏度为20.0 mPa·s，压裂液排量为5.0 mL/min，射孔簇数为4簇的常规压裂工艺下的裂缝延伸面积仅只有951.61 cm²，采用脉冲预处理、暂堵、限流、循环加载及间歇压裂等非常规压裂工艺，降低了破裂压力，裂缝改造面积均增大，说明非常规体积压裂工艺更易压开储层并获得复杂裂缝网络。

（1）研究区块长7储层岩石杨氏模量高（平均为13.328 4 GPa）、泊松比偏高（0.308），最大水平主应力为47 MPa，最小水平主应力为37 MPa，垂向主应力为49 MPa。基于量纲分析法（π定理）的实验相似准则，设计了等比例缩小的真三轴大尺寸物理模拟系统及相似排量、泵压等实验压裂参数；经多次实验配比、养护、力学测试等方法，得到了与目标层位相近岩石力学参数的人工试样，降低了室内物理模型小带来的边界效应及岩石力学性质误差。

（2）通过改变实验条件及设计参数，模拟了水力脉冲预处理、簇间暂堵、限流法、循环加卸载和脉冲间歇压裂5种非常规体积压裂工艺形成的多簇压裂裂缝均衡起裂与延伸行为，量化了不同工艺下试样破裂压力及压裂改造面积，明确了多簇裂缝均衡起裂及扩展延伸规律。

（3）对比常规压裂对压裂裂缝存在应力干扰而抑制其扩展，5种非常规体积压裂方法均能减小多簇压裂的应力干扰，有利于压裂裂缝均匀起裂扩展，更易获得复杂裂缝网络和更大的改造体积，其中簇间暂堵压裂获得复杂缝网的效果最好，为现场工艺试验提供了依据。