0 引言
针对体积压裂扩展模型，国内外学者进行了多方面的系统研究[3]。关于压裂液滤失，Carter最早提出了一维滤失模型[4]，用3个滤失系数分别表征压裂液黏度、地层流体压缩性和裂缝造壁性的影响。后来学者们对Carter滤失模型进行了系列修正与完善，如：将造壁性滤失细分为滤饼、侵入带和储集层3个区域[5]，将缝内一维滤失改为二维滤失[6]，以及考虑压裂液黏度变化[7]和天然裂缝[8]的滤失等。基于滤失系数理论，学者们建立了一系列基于G函数分析的停泵压降解释模型[9⇓⇓⇓-13]。经典的G函数模型是由Nolte于1979年针对二维简单裂缝首次提出的[9]，随后Nolte将裂缝几何尺寸与滤失系数关联，先后建立了PKN、KGD、Radial等裂缝停泵压降模型[10-11];2011年，Mohamed[12]等提出了缝网停泵压降解释方法，证明Bourdet压降导数双对数曲线在裂缝闭合的识别上与G函数导数一致，此外在流态识别上更具优势;2019年，Liu等[13]在G函数模型基础上，通过将主、次裂缝的滤失等效为不同压力阶段下恒定且相等的滤失系数简化处理方法，提出了一系列非理想滤失条件下的停泵压降解释模型。
与传统冻胶压裂形成简单缝相比，体积压裂形成复杂缝网停泵后的裂缝闭合也呈现出较大差异。现场停泵压降监测与解释结果[14]发现，体积压裂缝网具有“闭合期开始晚，闭合期长”的特点，具体表现为：单段体积压裂停泵10~55 h才能识别到进入闭合期，简单缝压裂停泵0.8~11.0 h就可识别到进入闭合期;体积压裂在停泵60~250 h才能识别到裂缝闭合，而传统单段压裂在停泵3~70 h就可识别到裂缝闭合结束[15]。闭合期的识别是G函数压降解释的基础，通过识别闭合后的线性流动或者径向流动进行滤失系数的计算，以此保证滤失量计算的准确性。然而，对于体积压裂缝网长期处于闭合期但并未闭合的情况，G函数模型的滤失量计算结果往往过高，与实际存在较大误差[16]。这也是G函数模型大多用于小型测试压裂[17]以识别裂缝闭合、计算闭合应力为主要功能，无法应用于主压裂裂缝施工参数评价的一个主要原因。
为了在缝网未完全闭合的情况下进行主压裂施工效果评价，本文提出了体积改造模式下的停泵压降模型，模型考虑主、次裂缝的非均匀动态滤失，通过数值模拟获得停泵压降双对数特征曲线来诊断裂缝网络的闭合动态，通过拟合压降历史计算缝网参数，以期为体积压裂改造效果评价及压裂缝网闭合规律认识提供理论支持。
1 压裂停泵压降模型
1.1 假设条件与物理模型
假设条件：①将体积压裂水平井分解为多个压裂段单元，每个压裂段单元由水平井筒（W）、多簇主裂缝（F）、次裂缝（f）和岩石基质（m）构成，通过井筒与外界进行流体交换，F、f和m两两相互连通。②主裂缝为在井筒两侧呈对称分布且簇间距相等的多簇垂直裂缝，每个压裂段内的各簇主裂缝性质相同;次裂缝为与主裂缝正交的垂直裂缝;主、次裂缝的数量和几何参数为预设值[18]。③压裂液为变黏滑溜水组合液，高黏和低黏滑溜水用黏度、密度表征。用破胶前的滑溜水黏度模拟泵注过程、用破胶后的滑溜水黏度模拟停泵压降过程，不考虑组合流体的自由流界面问题。④将停泵后压裂液的滤失考虑为等温渗流过程，与液体性质、缝网规模和导流性能相关，不考虑地应力的影响。⑤将裂缝的闭合考虑为压裂液滤失与缝宽应力敏感的耦合效应。
基于上述假设的单个压裂段网格模型（见图1 ），将井筒、主裂缝、次裂缝和基质系统通过接触面处的流量和压力连续性耦合在一起。以x、y、z表示模型网格划分的3个方向，井筒为源汇项，井底网格位于主裂缝中心位置;多簇主裂缝采用加密网格表征，其尺寸以缝长、缝宽和缝高定义;次裂缝采用缝宽和渗透率表征其导流能力;基质均匀分布在主裂缝和次裂缝周围，用孔隙度和渗透率分别表征其储集能力和流动能力。压裂泵注结束后，缝网系统内部的压裂液在主、次裂缝之间窜流，同时向基质系统进一步滤失，在这一过程中裂缝网络持续闭合。
1.2 数学模型
停泵压降数学模型由缝网闭合模型、压裂液滤失模型和缝网物质守恒模型3部分组成。
1.2.1 缝网闭合模型
停泵后，主、次裂缝网格中的孔隙度和渗透率随压力变化，表现为压力敏感方程[19]：
$\frac{{{\phi }_{X}}}{{{\phi }_{0}}}={{\text{e}}^{{{d}_{X}}\Delta p}}$
$\frac{{{K}_{X}}}{{{K}_{0}}}={{\left( \frac{{{\phi }_{X}}}{{{\phi }_{0}}} \right)}^{3}}={{\text{e}}^{3{{d}_{X}}\Delta p}}$
其中：X={F，f}。
将次裂缝条数与缝网面积的比值，定义为次裂缝密度：
${{n}_{\text{f}}}=\frac{{{n}_{\text{um}}}}{\int_{{{x}_{\min }}}^{{{x}_{\max }}}{\int_{{{y}_{\min }}}^{{{y}_{\max }}}{\text{d}y\text{d}x}}}$
根据裂缝闭合控制方程[20]，修正得到主、次裂缝在停泵压降过程中缝宽及平均缝宽的变化表达式：
${{w}_{X}}=\sqrt[3]{12\tau \frac{{{K}_{X}}}{{{n}_{\text{f}}}h}}\text{ }$
${{w}_{\text{a,}X}}=\frac{1}{{{n}_{\text{w,}X}}}\sum\limits_{i=1}^{{{n}_{\text{w,}X}}}{{{w}_{X,i}}}$
1.2.2 压裂液滤失模型
建立“主裂缝-次裂缝-基质”滤失耦合流动模型，停泵过程中，主、次裂缝的滤失量${{q}_{\text{F,m}}}$、${{q}_{\text{f,m}}}$随其缝宽${{w}_{\text{F}}}$、${{w}_{\text{f}}}$和缝内外压差$\Delta p$实时变化，表达式如下：
${{q}_{X\text{,m}}}={{\alpha }_{X\text{,m}}}\frac{\rho w_{X}^{2}\left( {{p}_{X}}-{{p}_{\text{m}}}-\rho gD \right)}{\mu }$
主、次裂缝间的窜流量${{q}_{\text{F,f}}}$由流动方程[21]修正得：
${{q}_{\text{F,f}}}={{\alpha }_{\text{F,f}}}\frac{\rho w_{X}^{2}\left( {{p}_{\text{F}}}-{{p}_{\text{f}}}-\rho gD \right)}{\mu }$
1.2.3 缝网物质守恒模型
停泵阶段，地面压裂液泵注量为零，地下相邻两种介质之间存在压裂液的流动（F-f主次缝间窜流，F-m主裂缝滤失，f-m次裂缝滤失），F、f与m这3种介质的流入和流出相互抵消，整个系统物质守恒。
主裂缝中的物质守恒方程为：
$\frac{\partial \left( \rho {{\phi }_{\text{F}}}{{S}_{\text{w,F}}} \right)}{\partial t}+\nabla \cdot \left[ \frac{w_{X}^{2}\rho }{\mu }\nabla \left( {{p}_{\text{F}}}-\rho gD \right) \right]+{{q}_{\text{F,f}}}+{{q}_{\text{F,m}}}-{{q}_{\text{W,F}}}=0$
次裂缝中的物质守恒方程为：
$\frac{\partial \left( \rho {{\phi }_{\text{f}}}{{S}_{\text{w,f}}} \right)}{\partial t}+\nabla \cdot \left[ \frac{w_{X}^{2}\rho }{\mu }\nabla \left( {{p}_{\text{f}}}-\rho gD \right) \right]-{{q}_{\text{F,f}}}+{{q}_{\text{f,m}}}=0$
基质中的物质守恒方程为：
$\frac{\partial \left( \rho {{\phi }_{\text{m}}}{{S}_{\text{w,m}}} \right)}{\partial t}+\nabla \cdot \left[ \frac{{{K}_{\text{m}}}\rho }{\mu }\nabla \left( {{p}_{\text{m}}}-\rho gD \right) \right]-{{q}_{\text{F,m}}}-{{q}_{\text{f,m}}}=0$
其中，井筒向主裂缝的注入量表示如下：
${{q}_{\text{W,F}}}=\frac{2\text{ }\!\!\pi\!\!\text{ }h\rho w_{X}^{2}}{\Delta V\mu B\ln \left( \frac{{{r}_{\text{e}}}}{{{r}_{\text{w}}}}+s \right)}({{p}_{\text{w}}}-{{p}_{\text{F}}})$
各介质中含水饱和度的约束方程为：
${{S}_{\text{w},Y}}+{{S}_{\text{o,}Y}}=1$
其中：Y={F，f，m}。
1.3 初始与边界条件
进行模拟计算的压裂段单元满足封闭外边界条件。泵注过程为定排量注入，各簇进液量与泵注排量的关系式如下：
${{q}_{\text{T}}}=\sum\limits_{j=\text{1}}^{{{c}_{\text{n}}}}{{{q}_{j}}}=\frac{\Delta V{{q}_{\text{W,F}}}}{\rho }$
首段压裂液注入的初始时刻，各介质中的孔隙度、渗透率、压力与含水饱和度一致，均为原始地层状态。后续压裂液注入的初始时刻，各介质中的参数值由前一段压裂液的模拟泵注计算得出。
首段压裂液注入的初始条件：
${{p}_{Y}}\left( x,y,z,t \right)\left| _{t=0} \right.={{p}_{\text{0}}}$
${{S}_{\text{w},Y}}\left( x,y,z,t \right)\left| _{t=0} \right.={{S}_{0}}$
后续压裂液注入的初始条件：
${{p}_{Y}}\left( x,y,z,t \right)\left| _{t\text{=}{{t}_{\text{j}}}} \right.={{p}_{\text{j,}Y}}$
${{S}_{\text{w},Y}}\left( x,y,z,t \right)\left| _{t\text{=}{{t}_{\text{j}}}} \right.={{S}_{\text{w},\text{j,}Y}}$
泵注过程模拟获得的压力场和饱和度场，作为停泵压降模型的初始条件：
${{p}_{Y}}\left( x,y,z,t \right)\left| _{t\text{=}{{t}_{\text{b}}}} \right.={{p}_{\text{b,}Y}}$
${{S}_{\text{w},Y}}\left( x,y,z,t \right)\left| _{t\text{=}{{t}_{\text{b}}}} \right.={{S}_{\text{w},\text{b,}Y}}$
1.4 求解方法
模型将停泵过程中主、次裂缝的孔渗应力敏感（（1）式、（2）式）和主、次裂缝的滤失量（（6）式）通过缝宽公式（（4）式）耦合;同时，通过在物质守恒方程中引入井筒注入量方程（（11）式）和主次裂缝间的窜流量方程（（7）式），实现井筒-主次裂缝-基质系统的压力-流量的连续性耦合。
基于设定的初始和边界条件，具体求解计算包括以下几个步骤（见图2 ）：①根据压裂段的地质和施工情况，输入储集层原始压力、孔隙度、渗透率、主缝簇数等参数，预设主裂缝半长和次缝数量。②设置主、次裂缝的孔隙度、渗透率、应力敏感系数，等效模拟泵注过程，使模拟出的泵注压力和泵注液量与实际施工（商业软件Meyer的模拟结果）一致。③将泵注过程结束时刻的压力场、饱和度场及主、次裂缝缝宽作为停泵初始时刻的相应参数，继续模拟停泵压降过程（泵注液量为零）。④计算每个步长内的主次裂缝滤失量、窜流量、缝宽以及井底压力值。⑤停泵结束时刻，将主、次裂缝缝宽平均值与其渗透率的乘积（${{K}_{X}}{{w}_{\text{a,}X}}$）作为导流能力输出;主、次裂缝的缝宽与停泵初始时刻缝宽的差值作为缝宽闭合量（${{w}_{\text{b,}X}}-{{w}_{\text{a,}X}}$）输出;停泵阶段每个步长的主、次裂缝滤失量求和作为停泵过程的缝网滤失量输出。
求解算法采用有限差分法与半隐式法将上述非线性方程组进行线性化处理，随后运用Gauss-Seidel迭代法迭代求解方程组。模型中每一时步的计算，仅在相邻网格之间，并设定单位时间内流体运移距离小于或等于单个网格的距离。当相对误差小于极小值（1× 10-7）时，则该时步计算收敛，将计算所得的该时步各参数值作为下一时步的初始值继续迭代计算，直至达到设定计算时间。
2 停泵压降数值模拟
2.1 压裂段模型描述
模拟压裂段基于一口典型页岩储集层压裂水平井的地质和施工参数[22⇓-24]建立：地层原始压力36 MPa，地层温度120 ℃，压裂段长30 m，每段3簇，模型尺寸（xyz）为50 m×500 m×40 m;储集层基质孔隙度8%，渗透率0.010×10-3 μm2;主、次裂缝的初始孔隙度和初始渗透率分别设为9%和0.013×10-3 μm2;选用组合压裂液，包含低黏滑溜水与高黏滑溜水，密度分别为1 000 kg/m3和1 100 kg/m3，黏度分别为5 mPa·s和15 mPa·s。压裂液的泵注程序为：低黏滑溜水定排量10 m3/min注入1.5 h，注入液量900 m3，随后高黏滑溜水定排量10 m3/min注入1.5 h，注入液量900 m3。
压裂缝网参数由裂缝扩展商业软件Meyer模拟获得，水平最小主应力设置为62.1 MPa，泵注过程压裂液滤失量为1 128.42 m3，折算压裂液效率为37.3%，模拟出主缝半长为137.94 m，主、次裂缝的缝宽分别为6.74 mm和3.30 mm，次裂缝密度为0.62 条/m2。将缝网参数预设为本文模型的初始设置参数开展压裂泵注过程数值模拟，保证泵注阶段的施工压力（见图3 ）和滤失量（1 139.04 m3）与Meyer模拟结果一致。拟合获得的主、次裂缝的应力敏感系数分别为0.10 MPa-1和0.07 MPa-1。
2.2 停泵压降模拟结果
以泵注结束时刻的压力和饱和度场为基础，停泵后的压裂液黏度设为破胶后的黏度5 mPa·s，模拟停泵1 d时间段的井底压降和裂缝闭合情况。停泵1 d时间内，主、次裂缝的动态滤失模拟结果如图4 所示：停泵初始时刻，缝间窜流现象明显，随后窜流速度快速下降，第Ⅰ阶段结束后窜流已不再占主导地位。随停泵时间延长，主、次裂缝中的压裂液进一步向基质中滤失，呈现出非均匀的递减趋势：主裂缝滤失速度慢，次裂缝滤失速度快，缝网整体呈现出先快（阶段Ⅱ）、后慢（阶段Ⅲ）直至接近于零（阶段Ⅳ）的滤失特征。停泵1 d结束，共计滤失量为221.46 m3，其中主裂缝滤失51.62 m3，次裂缝滤失169.84 m3，主裂缝向次裂缝窜流量28.58 m3。主裂缝平均缝宽闭合了1.56 mm，次裂缝平均缝宽闭合了1.28 mm。
2.3 停泵压降模型验证
为了验证本文停泵压降模型计算结果的准确性，将模拟出的井底压降做G函数曲线分析。G函数经典切线分析方法解释出的闭合应力为62.1 MPa，对应的闭合时间278.5 min（0.19 d），与本文模型闭合控制阶段（Ⅳ）开始时刻tc=0.19 d解释出pc=62.1 MPa结果对应一致（见图5 ）。但是，由于缝网尚未完全闭合，G函数估算出的压裂液效率仅为10.6%，远小于泵注结束时刻的37.3%，这意味着泵注结束时刻缝内液体的71.6%在停泵1 d的时间里滤失到了地层，与国内外普遍认为页岩储集层压后滤失量低的观点[30]相左。这也与文献[14]中描述的“在裂缝仍在开启状态使用G函数分析会高估滤失量”的描述一致。本文模型计算得停泵1 d内的滤失量为221.46 m3，折算后为缝内有32.9%的压裂液滤失到地层（其中主裂缝滤失量占23.3%，次裂缝滤失量占76.7%），结果更符合实际。
2.4 停泵压降特征曲线敏感性分析
为了探究停泵压降动态与缝网参数的关联，开展敏感性模拟与分析。图6 、图7 分别展示了不同缝网规模与导流能力条件下的停泵压降特征曲线模拟结果。通过与前述基础模型结果对比发现（见表1 ）：主、次裂缝的规模影响缝内流动阶段及闭合控制期的导数形态，当“主裂缝规模大、次裂缝规模小”时，压降导数呈现“陡直向上”的形态，识别不到0.5 MPa/d 和0.25 MPa/d 斜率段;当“主裂缝规模小、次裂缝规模大”时，导数曲线整体呈现“扁平”的形态，0.5 MPa/d 斜率段明显提前，与0.25 MPa/d 斜率段之间出现很长时间的过渡段。主、次裂缝的导流能力主要影响压降早期流动阶段Ⅰ和Ⅱ，当缝网导流能力弱时，压降导数也会呈现“陡直向上”的形态，但几乎不影响阶段Ⅲ和阶段Ⅳ的形态。缝网导流能力对停泵压降曲线形态的影响相对弱于缝网规模;缝网导流能力与滤失量、裂缝闭合程度正相关;次裂缝规模与滤失量、次裂缝闭合程度正相关，但与主裂缝闭合程度负相关。
表1 特征曲线敏感性分析对比结果表 |
| 类型 | 主裂缝半长/ m | 次裂缝密度/ （条•m-2） | 主裂缝导流能力/ （μm2•cm） | 破胶液黏度/ （mPa•s） | 停泵1 d 滤失量/m3 | 主缝缝宽 闭合量/mm | 次缝缝宽 闭合量/mm |
|---|---|---|---|---|---|---|---|
| 基础模型 | 137.94 | 0.62 | 8.84 | 5 | 221.46 | 1.56 | 1.28 |
| 主裂缝规模大、次裂缝规模小 | 150.00 | 0.48 | 8.84 | 5 | 214.38 | 1.85 | 1.22 |
| 主裂缝规模小、次裂缝规模大 | 120.00 | 0.81 | 8.84 | 5 | 313.06 | 1.41 | 1.66 |
| 缝网导流能力强 | 137.94 | 0.62 | 15.63 | 5 | 282.12 | 2.64 | 1.50 |
| 缝网导流能力弱 | 137.94 | 0.62 | 4.22 | 5 | 198.31 | 1.26 | 1.15 |
3 应用实例
利用停泵压降模型对准噶尔盆地吉木萨尔凹陷1口典型密切割体积压裂水平井（J14井）做停泵压降拟合，通过不断调整参数进行反演获得39个压裂段的缝网参数和闭合量。
J14井水平段垂深3 800 m，地层压力56.46 MPa，孔隙度17.7%，渗透率0.048×10-3 μm2。共分39段压裂，每段6~8簇射孔，平均簇间距5.8 m，平均段长45.3 m。采用了低黏滑溜水与高黏滑溜水组合压裂泵注工艺，压裂液用量70 000 m3左右，低、高黏滑溜水用液比例为1∶1。
现场施工结束后记录了较长时间的连续压降，采用本文停泵压降模型拟合各压裂段的压降、压降导数曲线，模拟数据与实际数据拟合效果较好，同时可以看到实际数据的压降导数曲线皆呈现停泵即上升形态，这与前文取得的认识相吻合，说明本文停泵压降模型能够有效地反映缝网的闭合特征与动态（见图8 ）。各压裂段缝网在监测期内尚未完全闭合，进入缝网闭合阶段的平均时间为0.17 d。施工压降拟合解释结果如图9 、图10 所示，具体数据为：主裂缝半长平均123.47 m，导流能力平均8.73 μm2·cm，次裂缝密度平均0.62 条/m2，主、次裂缝缝宽闭合量平均值分别为2.02，1.11 mm。
将J14水平井各压裂段解释结果与微地震监测解释结果对比（见图10 ），目标井微地震解释的裂缝平均半缝长为181.07 m，本文模型解释的主裂缝平均半长为123.47 m，为微地震监测结果的68.1%。这是由于噪声类无效事件点的存在会影响微地震解释裂缝参数的精度[31]。从裂缝规模的差异性规律上看，本文模型解释的裂缝半长在各压裂段的变化趋势与微地震监测结果相吻合，表明解释出的裂缝尺寸能够反映实际水平井各压裂段的非均匀改造效果。
4 结论
水平井体积压裂改造停泵初始时刻，主、次裂缝间的窜流现象明显，随后滤失占据主导，主、次裂缝的滤失呈现出非均匀的递减趋势：主裂缝滤失速度慢，次裂缝滤失速度快，缝网整体呈现出先快、后慢，直至接近于零的滤失规律。
水平井体积压裂改造停泵压降可划分为“缝间窜流控制阶段”、“缝网滤失控制阶段”、“缝网闭合控制阶段”和“残余滤失控制阶段”4个主控阶段，分别对应Bourdet压降导数双对数曲线的1.00 MPa/d斜率段、0.50 MPa/d和0.25 MPa/d斜率段、1.00 MPa/d斜率段、负斜率段。缝网导流能力对停泵压降曲线形态的影响相对弱于缝网规模;缝网导流能力与滤失量、裂缝闭合程度正相关;次裂缝规模与滤失量、次裂缝闭合程度正相关，但与主裂缝闭合程度负相关。
经现场施工数据检验，本文模型能够有效地反映缝网的闭合特征，解释结果可靠且能够反映实际水平井各压裂段的非均匀改造效果。
符号注释：
B——压裂液体积系数，m3/m3;cn——簇数，无因次;dX——裂缝孔隙度应力敏感系数，MPa-1;D——流体纵向运移距离，m;g——重力加速度，取值9.8 m/s2;h——裂缝缝高，m;i——裂缝网格编号;j——裂缝簇编号;KY——流体流动空间介质渗透率，m2;K0——初始渗透率，m2;L——主裂缝半缝长，m;M——曲线斜率，MPa/d;nw,X——裂缝包含的网格数;nf——次裂缝密度，条/m2;num——次裂缝数量，条;p0——原始地层压力，Pa;pY——流体流动空间介质压力，Pa;pj,Y——后续压裂液泵注初始时刻流体流动空间介质压力，Pa;pb,Y——压裂泵注结束时流体流动空间介质压力，Pa;pw——井底流压，Pa;pc——闭合应力，Pa;pisip——瞬时停泵压力，Pa;Δp——压差，Pa;Δpc——闭合应力对应的压差，Pa;qT——泵注排量，m3/s;qj——第j簇裂缝进液量，m3/s;qW,F——压裂液注入量，kg/（m3·s）;qF,f——主次裂缝间的窜流量，kg/（m3·s）;qF,m，qf,m——主、次裂缝向基质的滤失量，kg/（m3·s）;re——储集层等效半径，m;rw——井筒半径，m;s——表皮系数，无因次;Sw,Y——流体流动空间介质含水饱和度，%;So,Y——流体流动空间介质含油饱和度，%;S0——原始含水饱和度，%;Sw,j,Y——后续压裂液泵注初始时刻流体流动空间介质含水饱和度，%;Sw,b,Y——压裂泵注结束时流体流动空间介质含水饱和度，%;t——时间，s;t0，tj——首段、后续压裂液注入初始时间，s;tb——停泵初始时间，s;tc——闭合控制期开始时间（闭合时间），d;ΔV——网格尺寸，m3;wX——裂缝缝宽，m;wa,X——裂缝平均缝宽，m;wb,X——裂缝停泵时刻缝宽，m;x，y，z——直角坐标系，m;xmin，ymin——缝网在x、y方向上延伸到的最小网格坐标，m;xmax，ymax——缝网在x、y方向上延伸到的最大网格坐标（ymax与ymin的差值即主裂缝缝长），m;${{\alpha }_{\text{F,f}}}$——主裂缝与次裂缝间的窜流系数，m-2;${{\alpha }_{\text{F,m}}}$，${{\alpha }_{\text{f,m}}}$——主裂缝与基质间、次裂缝与基质间的窜流系数，m-2;μ——压裂液黏度，Pa·s;ρ——压裂液密度，kg/m3;τ——迂曲度，无因次;ϕY——流体流动空间介质孔隙度，%;ϕ0——初始孔隙度，%。下标：f——次裂缝;F——主裂缝;m——基质;max——最大值;min——最小值;X——裂缝类型，取值为F，f;Y——流体流动空间介质类型，取值为F，f，m。