从致密砂岩脆性指数和断裂韧性2个方面对致密气储层可压裂性测井评价方法进行了研究。总结并对比分析了室内实验测定和利用测井数据计算致密气储层脆性指数的方法，建立了研究区适用性较好的脆性指数预测模型；为克服单纯依赖脆性指数进行可压裂性评价时的不足，应用线弹性断裂理论构建脆性指数和断裂韧性相结合的可压裂性指数。指示了筛选优良可压裂层段的标准：较高的脆性指数和较强的水力压裂造缝能力。从而，具有较高可压裂性指数的地层被认为是可压裂层段，具有较低可压裂性指数的地层被认为是压裂遮挡层。以鄂尔多斯盆地致密砂岩地层S井为例进行致密气储层可压裂性指数建模，形成墓于可压裂性指数模型的可压裂性测井评价技术流程。

致密砂岩储层具有低孔、低渗特征，为提高单井产量和稳产有效期，一般都需要进行压裂改造n]。而储层可压裂性测井评价对于优选可压裂层段、多级压裂设计和预测经济效益将起到关键作用。近几年，国外学者开始利用岩石脆性表征可压裂性，并用于非常规储层可压裂性评价，其认为具有高脆性指数的岩石更易于压裂。然而这一假设被证明并不完全正确，由于位于上、下Barnett页岩之间的Forestburg灰岩具有较高脆性指数，但可压裂性分析指示为遮挡层口]，放具有高脆性指数的地层并不一定是优良可压裂层段。由此可以看出，岩石脆性指数是表征储层可压裂性必不可少的参数，但应用单一脆性指数进行储层可压裂性测井评价存在不足。针对岩石脆性难以准确表征储层可压裂性这一事实，国内外学者引入了岩石断裂韧性，提出结合脆性指数和断裂韧性的可压裂性指数口卅用于页岩气储层可压裂性评价，但未见到用于致密气储层可压裂性评价的报道。

鉴于目前中国测井界主要采用基于岩石弹性力学参数或矿物组分的脆性指数进行储层可压裂性评价，笔者在前人可压裂性指数研究的基础上，应用线弹性断裂力学理论，分析了基于岩石断裂韧性的水力压裂裂缝扩展机理，构建了岩石脆性指数和断裂韧性相结合的可压裂性评价模型，从而改善了致密气储层可压裂性测井评价效果。

1 基于脆性指数的可压裂性

岩石脆性是指岩石受力破坏时所表现出的一种同有性质，表现为岩石在宏观破裂前发生很小的塑性应变，破裂时全部以弹性能的形式释放出来。脆性指数表征岩石发生破裂前的瞬态变化快慢（难易）程度，反映的是储层压裂后形成裂缝的复杂程度。通常，脆性指数高的地层性质硬脆，对压裂作业反应敏感，能够迅速形成复杂的网状裂缝；反之，脆性指数低的地层则易形成简单的双翼型裂缝。因此，岩石脆性指数是表征储层可压裂性必不可少的参数。

1.1 现有岩石脆性衡量方法统计

金晓春、李庆辉等对现有岩石脆性衡量方法统计发现有20多种脆性指数定义（表1）。

根据表1，脆性指数主要有实验室测试和测井资料计算两种获取方法：Bii - B116只能由室内测试得到，Bn， BI18可由室内测试或测井资料计算得到，BI19是由测井资料计算得到的，BI20 -BI22可由室内XRD测试或岩石矿物含量测井得到。对这22种岩石脆性评价方法的适用性分析为：

(1)致密砂岩储层在地下几百米厚的研究层段上能够发育多个薄产层，通过室内测试获取相应致密气储层段脆性指数的方法耗时且花费巨大，故Bi．一Bi，。不可行。此外，B12和BB虽考虑了岩石断裂韧性，但这类测试忽略了加载条件等外在因素对岩石脆性的影响，导致测试结果与实际情况会有一定出入。

(2)由于测井数据的连续性和高分辨率特性，测井资料评价岩石脆性是目前最经济有效的方式；同时，鉴于Rickman方法在页岩中的成功应用，故笔者采用BI19方法，利用声波和密度测井数据，采用Bi18和BI19两种方法分别计算储层脆性指数(二者取值区间均为[0,1]，通过岩心测试和平行对比方法验证BI1。的可行性。

(3)基子矿物组成的脆性评价方法，通过经实验校正测井矿物解释结果能够获得全井段脆性指数剖面；但考虑到研究区内未进行矿物含量测井，故不采用B120 - BI22。

1.2脆性指数计算

1.2.1Rickman脆性指数计算

泊松比指示岩石受力后抵抗破坏的能力，泊松比越大，岩石越难以起裂；杨氏模量指示岩石破裂后维持裂缝的能力，其值越大，岩石越易形成复杂裂缝。借鉴Rickman总结的页岩气地层脆性指数计算方法，并将其应用于致密砂岩地层，建立基于杨氏模量和泊松比归一化（无量纲化）的脆性指数计算模型：

1.2.2 Rickman方法适用性

笔者将岩心测试和测井计算所得内摩擦角值分别代入BI18，得到B118岩心计算值和测井计算值；与岩心计算值对比，用以检验测井计算值的可靠性；将Br，，与Bna测井计算值进行平行对比，用以验证Rickman方法的适用性。

(1)对研究层段岩样进行三轴应力一应变测试，得到岩样内摩擦角；将其代入式(4)，得到B118岩心计算值。

统计得到研究层段岩心测试内摩擦角值和B ii。岩心计算值（表2）。

(2)根据Deere和Miller等‘23]的研究成果，内摩擦角与泊松比具有一定经验关系：

将式(5)代入式(4)，可以得到B118测井计算值。

(3)利用BI18和BI19计算研究层段脆性指数，并进行计算效果对比（图1）。可以看出：①Bi18测井计算值与岩心计算值对应性较好（图1第3道），证实了Bii。

计算的可靠性；②B118和BI19两种方法所计算的脆性指数进行平行对比（图1第5道），二者虽然刻度不完全一致，但曲线变化趋势吻合性较好，间接证实了Rick-man方法的可行性。

2 基于断裂韧性的可压裂性

2.1 基于断裂韧性的裂缝扩展机理

如前所述，利用单一脆性指数进行储层可压裂性测井评价存在不足。因此可以应用线弹性断裂力学理论，分析基于岩石断裂韧性的水力压裂裂缝扩展机理，从而改善致密气储层可压裂性测井评价效果。水力压裂施工过程中，为提高压裂增产效果以实现最大化经济效益，要求在一定的压裂液注入量条件下，能够形成最大的储层改造体积，即水力压裂在研究层段应具有较高的造缝能力。在注入压力等外在因素相同的情况下，水力压裂造缝能力的大小完全取决于岩石本身抵抗裂缝扩展的能力。

垂直井致密砂岩水力压裂过程中，在最小水平主应力与由压裂液产生的张应力的共同作用下形成垂直裂缝，并在裂缝的顶端和底端形成应力应变场。基于Irwin断裂力学理论，内压（破裂载荷）会在裂缝边缘某一点上诱发一个应力强度因子，其大小取决于裂缝与周围介质的维度尺寸和所加的载荷（即使裂缝张开的缝内流体压力和欲使裂缝闭合的闭合压力）；当应力强度因子达到其临界值时，裂缝将向前扩展，即：

式中：Ki为应力强度因子，表征了裂缝端部附近的应力应变场强度，MPa．m12；KK为断裂韧性，作为岩石本身阻止裂缝扩展的一个量度，是一个材料常数，MPa.d／2。

由此可以得出，断裂韧性K．。可作为表征水力压裂造缝能力的参量，指示储层压裂的难易程度。其值越小，水力压裂造缝能力越强，越有利于水力压裂。

2.2断裂韧性计算

目前，岩石断裂韧性主要有两种获取方法。一种方法是借助岩石力学实验，直接测试岩样的断裂韧性；另一种方法是利用测试结果建立断裂韧性与其他岩石力学参数之间的统计关系，预测断裂韧性‘”七∞。前者虽然被认为是一种可靠的方法，但耗时耗力且只能获得研究层段的离散数据值；后者可获得研究井段的连续断裂韧性剖面，是一种更经济有效的方法。

陈治喜等通过厚壁筒内压法断裂韧性测试，得出了零围压下岩石断裂韧性的表达式：

3 可压裂性分析新模型

现场进行大型水力压裂的目的是构建可连通的复杂裂缝网络系统，以最大化油藏改造体积。为使水力压裂能够形成可连通的复杂缝网，可压裂层段应具有较高的脆性指数；为达到最大化油藏改造体积的目的，水力压裂在研究层段应具有较强的造缝能力。因此，具有较大脆性指数和较小断裂韧性的地层为优良可压裂层段。鉴于此，构建岩石脆性指数和断裂韧性相结合的可压裂性指数，其形式为：

根据以上方法，绘创研究区致密气储层可压裂性指数图版（图2）。从图2可以看出：①从整体来看，随着脆性指数增大、断裂韧性降低，可压裂性指数呈增大趋势，如图2中箭头所示；②具有较高脆性指数的地层并不一定是优良可压裂层段，原因在于该地层具有较大的断裂韧性，使得可压裂性指数明显减小，如图2中A区所示；③具有较低断裂韧性的地层并不一定易于压裂，这由于相应地层脆性指数较小，导致可压裂性指数减小，难以形成复杂缝网，如图2中B区所示。

4应用实例

致密砂岩地层水力压裂的目的是最大化产层连通性，以提高经济效益。因此，产层识别是致密气储层可压裂性测井评价首要也是最关键的一步。以鄂尔多斯盆地致密砂岩地层S井为例，进行可压裂性指数建模，形成致密气储层可压裂性测井评价技术流程。

4.1技术流程

(1)基于多测井参数截止值法识别产层。主要的测井参数包括自然伽马、补偿中子、补偿密度、孔隙度、渗透率、含水饱和度等。对于满足所有截止值条件的地层，将相应的深度段视为产层。最后，通道给定产层最小厚度截止值，去除差产层。

(2)利用测井资料进行参数计算。利用密度和纵、横波时差资料，计算研究层段杨氏模量、泊松比、脆性指数、断裂韧性和可压裂性指数，并绘制相应计算成果图。

(3)对比相邻层段可压裂性指数识别遮挡层。具有较低可压裂性指数，且厚度较大的层段为遮挡层。

(4)优良可压裂层段筛选。具有较高可压裂性指数，且测井识别为产层的层段为优良可压裂层段。

4.2 实例井可压裂性评价

根据以上技术流程，对鄂尔多斯盆地致密砂岩地层S井进行可压裂性测井评价（图3）。

S井可压裂性分析为：

(1)通过全井段可压裂性指数邻层对比，结合产层识别结果，给出S井可压裂层段划分标准：将可压裂性指数大于0. 24的地层划为可压裂层段，其余为遮挡层。S井基于可压裂性指数的分层为：Barl-Bar9为遮挡层（图3第10道浅蓝色阴影），Fral-Fra8为可压裂层段（图3第10道浅红色阴髟）。

(2)由脆性指数与裂缝闭合压力重叠方法定性识别的遮挡层（图3第8道橘红色填充部分），与新方法所识别的遮挡层基本吻合。

(3)可压裂性指数与脆性指数并不完全呈单向正相关关系。观察发现，Bar2中部、Bar5下部、Bar7和Bar8的脆性指数和可压裂性指数曲线变化趋势不相同，这是由相应地层断裂韧性的变化所导致的。若单纯使用脆性指数评价储层可压裂性，Bar7和Bar8将被当作可压裂层段，故脆性指数评价可压裂性存在不足。

(4)可压裂性指数与断裂韧性并不完全呈单向负相关关系。由图3知，Fral、Bar3、Bar4和Bar6的断裂韧性与可压裂性指数曲线变化趋势相近，主要是由相应地层脆性指数的变化导致的。如果单独使用断裂韧性评价储层可压裂性，Fral将被识别为遮挡层。由上文可知，不能根据单一脆性指数或断裂韧性评价储层可压裂性。

(5)有效遮挡层的综合识别标准为：邻层间具有较大的可压裂性指数差值和闭合应力差，同时具有一定的厚度。由于Barl与Fral之间、Bar2与Fral-Fra2之间有较大的可压裂性指数差和闭合应力差，且厚度较大，故Barl、Bar2可以成为有效的遮挡层；Bar3和Bar4厚度较小，难以阻止邻近层段裂缝的扩展，故为无效遮挡层；Bar5厚度较大，且与Fra4、Fra5之间有较大的可压裂性指数差和闭合应力差，故为有效遮挡层；Bar6-Bar8虽然厚度较小，但与邻层间具有较大的闭合应力差，能够抑制水力压裂缝的延伸，故为有效遮挡层；由于Fra7与产层解释结论不一致，故将Bar7、Fra7、Bar8划为同一有效遮挡层。

(6)综合上述分析，将解释结论为（差）气层的可压裂层段Fra8确定为压裂施工层段。这体现了新模型的优越性：新模型指示一次压裂施工可连续压开22-24号产层，故将其划为同一可压裂层段Fra8，从而优化了压裂施工设计，消除了单纯依赖产屡解释结论所导致的压裂施工层位不确定性等问题。

4.3现场压裂施工效果

基于新可压裂性模型，优选可压裂层段，指导现场压裂施工；采用地面微地震裂缝监测技术进行裂缝监测，获取裂缝方位、长度、高度等参数，认识压裂裂缝延伸扩展展布情况，对现场压裂施工效果进行评价；进而，利用微地震监测结果检验可压裂性测井评价新方法的正确性。

现场对S井产气层段(Fra8)进行水力压裂施工，利用地面微地震技术监测该井段压裂裂缝展布情况（图4）。根据该井段微地震监测成果，对压裂裂缝展布情况进行解释，得到其方位、长度和高度等参数（表3）。

由微地震监测解释结果可知，目的层段( Fra8)全部被压开，并且压开较小厚度的上、下遮挡层（未压穿）。这与可压裂性评价结果基本吻合，证实新可压裂性模型适用于致密气储层；少量遮挡层被压开，初步判断是由压裂设计参数、微地震的监测和解释精度欠佳等因素导致的。根据压后试气资料可知，该层段平均日产气量为8199 m3 /d，进一步验证了新模型的可靠性。

5结论

（1）在页岩气储层可压裂性评价的基础上，从致密砂岩脆性指数和断裂韧性两个方面对致密气储层可压裂性测井评价方法进行研究。通过与岩心测量值间接对比，证实了Rickman方法适用于致密气储层脆性评价。

(2)提出脆性指数和断裂韧性相结合的可压裂性指数新模型，并将其应用于致密气储层可压裂性测井评价；新模型为致密气储层遮挡层识别、可压裂层段筛选提供了一种可靠的新方法，经过压后试采和微地震监测检验，其应用效果良好。