基于全直徑巖心的頁巖層理縫流體流動非均衡性實驗

朱炬輝，曾晶，耿周梅，李勇明，王騰飛，李德旗，潘勇，王娟

（1.中國石油川慶鉆探工程有限公司井下作業(yè)公司，成都 610051；2.西南石油大學油氣藏地質(zhì)及開發(fā)工程國家重點實驗室，成都 610051；3.延安能源服務有限公司，陜西延安 716099；4.中國石油浙江油田公司，杭州 310023）

0 引言

針對非常規(guī)油氣儲集層提出的體積改造技術(shù)[1]已在頁巖氣開發(fā)中廣泛應用并發(fā)揮了巨大作用。胥云等[2]通過總結(jié)10 年體積改造的理論研究與現(xiàn)場應用情況，系統(tǒng)闡述了體積改造技術(shù)核心理論，認為“縫網(wǎng)”是體積改造追求的裂縫形態(tài)，并闡述了水力裂縫與層理面的“穿過、終止、滑移、溝通”等相交形態(tài)，人工裂縫能夠與層理縫和天然裂縫相互串通，并形成復雜縫網(wǎng)?，F(xiàn)場實踐數(shù)據(jù)表明[1-2]，水平井段的軌跡在優(yōu)質(zhì)儲集層中穿越的巷道位置與改造效果密切相關，裂縫在高度方向上的擴展有限，打破了傳統(tǒng)壓裂理論認為裂縫在高度方向上的擴展難以控制的觀點。Stegent 等[3]針對北美水力壓裂試驗得到的研究成果表明有效支撐縫高僅10 m，說明在體積改造技術(shù)應用中，裂縫在高度上的擴展與層理弱面有關。發(fā)育的水平層理縫成為阻礙裂縫在高度方向上擴展的主要因素，這使得在體積改造技術(shù)的應用中，通常需要嚴控井眼軌跡確保其在最佳地質(zhì)“甜點”的水平巷道內(nèi)，這不僅增大了井眼軌跡控制的難度和成本，也成為制約頁巖氣獲得高產(chǎn)的主要原因之一。針對川渝地區(qū)頁巖氣儲集層層理普遍發(fā)育的特征，研究層理開啟與擴展對指導優(yōu)化水平井井眼軌跡以及改進體積改造技術(shù)工藝方法有重要價值。

層理為巖石中的膠結(jié)弱面，在滑溜水體積改造中極易在應力作用下開啟、產(chǎn)生剪切滑移并形成層理縫。通過現(xiàn)場實踐發(fā)現(xiàn)層理對壓裂縫網(wǎng)的橫向擴展以及體積壓裂效果具有重要影響。曾聯(lián)波等[4]分析了層理縫的發(fā)育機制與產(chǎn)狀特征，論述了頁巖層理縫與順層剪切裂縫的區(qū)別。周彤等[5]開展了層理發(fā)育頁巖氣儲集層壓裂裂縫擴展模擬，確定了不同應力遮擋條件下的裂縫高度擴展程度，量化了層理與應力差對裂縫擴展的影響。朱維耀等[6]研究了層理縫對頁巖滲透率的影響及表征方法，建立了考慮層理縫影響的滲透率模型。

頁巖儲集層層理縫滲透能力評價方法直接影響壓裂設計參數(shù)的針對性和壓后產(chǎn)能預測的準確性[7]。目前，傳統(tǒng)壓裂中常用的二維或三維模型計算分析結(jié)果可以判定主裂縫的導流能力，但無法準確描述層理縫的導流能力以及對儲集層流體流動的影響[8]。目前普遍采用標準尺寸巖心或巖板進行室內(nèi)導流能力評價[9-10]。為使頁巖巖心層理縫的測試更加接近儲集層真實情況，特別是表征層理縫內(nèi)徑向流動的非均衡狀態(tài)，需要采用更大尺度的巖心開展流動模擬實驗。開展全直徑巖心實驗可從根本上了解頁巖儲集層層理縫對壓裂及天然氣流動的影響，進而優(yōu)化壓裂改造施工參數(shù)，優(yōu)化生產(chǎn)制度[11-12]。與平整裂縫面不同的是，天然層理裂縫面的粗糙度是隨機的，不同樣品差異很大，難以根據(jù)裂縫粗糙度的絕對值獲得非均質(zhì)性對流體流動的影響規(guī)律。因此，本文采用全直徑頁巖巖心開展實驗，通過研究粗糙縫面的徑向?qū)Я髂芰﹄S著注入流量、閉合壓力等參數(shù)的變化率來分析裂縫非均質(zhì)性對流體流動的影響。

1 實驗設計

1.1 實驗裝置與巖樣制備

實驗裝置主要包含5 個單元：①流量控制單元。主要包括流體注入旋塞閥、注入壓力計和注入流量計，提供實驗所需的流量。②軸向壓力和圍壓控制單元。通過恒速恒壓泵給巖心夾持器提供軸向壓力，最高可達70 MPa；通過恒速恒壓泵向巖心夾持器施加圍壓，最高可達40 MPa。③巖心夾持器。為改進的API（美國石油學會）導流室夾持器，耐壓70 MPa，適用于直徑為105 mm、長度為50～100 mm 的全直徑巖心，有4 個流出接口，分別通過金屬管線與4 個流出旋塞閥、氣體流量計、壓力計相連，實驗中出口不控制流量，出口即為大氣壓。④流量測試單元，通過夾持器出口端的流量計監(jiān)測和記錄氣體流量。⑤數(shù)據(jù)采集單元。為1 臺含實驗數(shù)據(jù)監(jiān)測及處理軟件的計算機，采集、儲存各個流量計的流量及壓力計的壓力，并顯示不同軸向應力及圍壓條件下流體壓力與時間關系圖、流體流量與時間關系圖，顯示軸向應力與流體流量的關系圖、圍壓與流體流量的關系圖。

巖心取自昭通頁巖氣示范區(qū)A、B 兩口頁巖氣井志留系龍馬溪組頁巖氣儲集層，巖心保留原始的天然層理縫且未破壞。測井解釋表明，A 井儲集層取心段有效孔隙度平均為3.8%，硅質(zhì)礦物含量較高（大于50%），黏土礦物含量較低（小于18%），碳酸鹽含量23%～29%，脆性指數(shù)平均為65%，彈性模量35～41 GPa，泊松比0.16～0.20，最小水平主應力44.0～49.4 MPa，水平兩向應力差10.5～13.3 MPa。B 井儲集層取心段有效孔隙度為1.0%～4.3%，黏土礦物含量比A 井高，為19.7%～29.0%，石英含量為19.3%～55.2%，脆性指數(shù)較高，平均為71.8%，彈性模量平均為25 GPa，泊松比0.17～0.19，最小水平主應力26.1～32.0 MPa，水平兩向應力差11.5～13.7 MPa。本文實驗從A 井、B 井獲取巖心樣品5 個，樣品巖石力學參數(shù)如表1所示。

表1 全直徑頁巖巖心樣本巖石力學參數(shù)表

層理縫將巖心分隔為上下兩塊，保留破裂狀態(tài)下的粗糙度，在裂縫面上部巖心中央位置鉆1 個直徑5 mm的圓孔，實驗時作為流動介質(zhì)到裂縫的流動通道，如圖2 所示。巖心上下部端面磨平，實驗中放置于巖心夾持器內(nèi)并用上下膠筒密封，僅上端面注入孔道處與注入管線連接。

1.2 實驗步驟

1.2.1 裂縫內(nèi)表面遇水前后粗糙度及徑向?qū)Я髂芰ψ兓治鰧嶒?/p>

①采用激光掃描儀對巖心3、巖心5 進行裂縫內(nèi)面掃描。

②將巖心放入夾持器，裂縫面原位對齊，形成未支撐張性縫，用氮氣氣測原位張性裂縫的導流能力。軸向壓力（即閉合壓力）以5 MPa 為壓力等級進行加壓，分別為5，10，15，20，25，30，35 MPa，待每個閉合壓力下的氣體流量穩(wěn)定后，記錄氣體流量。根據(jù)記錄的流量計算不同閉合壓力下徑向?qū)Я髂芰Α?/p>

③將巖心在清水中浸泡12 h 后，將巖心再次放入夾持器，重復步驟②。

④實驗完成后，取出巖心，再次掃描裂縫面。

1.2.2 徑向流動能力非均衡性實驗

①采用激光掃描儀對巖心1、巖心2 和巖心4 進行裂縫內(nèi)面掃描。

②將巖心1、巖心2 和巖心4 在清水中浸泡12 h，然后用氮氣把液體驅(qū)替干凈（2 h 以上），保證為氣體單相流。

③將巖心放入夾持器，裂縫面原位對齊，形成未支撐張性縫，進行徑向流動能力實驗。如圖3 所示，將巖心裂縫面以流量計為弧面中心位置分為4 個90°扇形區(qū)，記為A、B、C、D 區(qū)，分別代表4 個徑向方位。注入通道為巖心中部預留孔道，分別通過4 個方向流出，氮氣氣測4 個徑向方位出口流量。對比傳統(tǒng)導流能力實驗，本文實驗考慮層理縫內(nèi)非均質(zhì)條件下的流動，實驗中保持原始地層方位垂直放置巖心，中部鉆孔作為通道，模擬井眼向地層注入流體。

④入口壓力設置為0.1～0.2 MPa，考慮到壓力加載過程中全直徑巖心的完整性，通過恒速恒壓泵施加圍壓20 MPa，軸向壓力（即閉合壓力）以5 MPa 為壓力等級進行加壓，分別為5，10，15，20，25，30，35 MPa，待每個閉合壓力下的氣體流量穩(wěn)定后，記錄氣體流量。根據(jù)記錄的流量計算不同閉合壓力下4 個方位的徑向?qū)Я髂芰Α?/p>

⑤在其余實驗參數(shù)不變的條件下，選取巖心4 在完成實驗步驟后，在層理縫內(nèi)均勻鋪置粒徑150 μm（100 目）粉砂6.2 g。然后，重復步驟③、④進行實驗，實驗中軸向壓力為5，10，15，20，25，30，35，40，45，50 MPa。

⑥實驗完成后，取出所有巖心，掃描未鋪置支撐劑實驗后的裂縫面，并計算裂縫表面粗糙度。

1.3 參數(shù)計算方法

參照徑向達西公式[13]并進行修正，得到全直徑巖心層理縫徑向?qū)Я髂芰τ嬎愎剑?/p>

為了更直觀地分析巖心裂縫非均質(zhì)性，消除不同巖心之間本身導流能力差異的影響，定義4 個方向的流動能力均差百分比來衡量每個方向的流動能力：在注入壓力和4 個方向出口壓力相同的條件下，裂縫每個扇形區(qū)導流能力和4 個扇形區(qū)導流能力平均值之差與總導流能力的比值。流動能力均差百分比為0，代表該區(qū)域流動能力等于平均值，大于或小于0 則分別代表該區(qū)域流動能力高于或低于平均值。流動能力均差百分比可通過下式進行計算：

JRC（Joint Roughness Coefficient，節(jié)理粗糙度系數(shù)）為巴頓提出的巖體裂隙面強度經(jīng)驗公式中的參數(shù)之一[14]。巴頓給出10 條標準曲線，根據(jù)巖體裂隙面粗糙程度的不同，由最光滑到最粗糙，JRC值為0～20。通過對上述10 條標準曲線的測量計算可得到JRC與節(jié)理表面輪廓線一次導數(shù)均方根（Z）的關系式[15-16]，如（3）式所示。Z可根據(jù)粗糙度掃描圖像采用（4）式計算。

2 實驗結(jié)果及討論

2.1 裂縫內(nèi)表面遇水前后粗糙度變化

采用巖心3 和巖心5 分析裂縫內(nèi)表面遇水前后粗糙度變化，兩個巖心遇水前和遇水12 h 承壓30 MPa后的裂縫表面形態(tài)及激光掃描結(jié)果如圖4、圖5 所示。遇水前，巖心3 裂縫表面為單一通道形態(tài)，巖心5 裂縫表面呈現(xiàn)多點分散型形態(tài)。遇水承壓后，肉眼觀察到巖心裂縫面局部分層、脫落，根據(jù)掃描結(jié)果，裂縫面粗糙度發(fā)生明顯變化。計算巖心樣品裂縫面JRC值（見圖6），可以看出，遇水承壓后，JRC值降低，巖心裂縫面粗糙度減小。

分析遇水前后相同參數(shù)下巖心3 和巖心5 裂縫徑向?qū)Я髂芰ψ兓?，結(jié)果如圖7、圖8 所示。巖心3、巖心5 遇水前后的徑向?qū)Я髂芰町愝^大，這與前文闡述的不同樣品的裂縫內(nèi)表面粗糙度差異有關。遇水后，隨著閉合壓力的增加，巖心樣品導流能力明顯降低，當閉合壓力從5 MPa 增加到35 MPa 時，巖心3徑向?qū)Я髂芰ο陆?9%，巖心5 徑向?qū)Я髂芰ο陆?6%，這可能與裂縫表面遇水后黏土礦物膨脹、部分膠結(jié)物脫落有關。

2.2 裂縫徑向流動非均衡性

對巖心1、2、4 開展徑向流動能力非均衡性實驗，并利用（2）式對4 個徑向方位的流動能力均差百分比進行計算，分析徑向流動非均衡性，巖心樣品巖石力學參數(shù)如表1 所示。3 個巖心遇水后的裂縫面形態(tài)和激光掃描結(jié)果如圖9、10、11 所示。

如圖12 所示，巖心裂縫面4 個方位導流能力隨著閉合壓力增加而降低。如圖13 所示，隨著閉合壓力的增加，巖心裂縫面4 個方位的流動能力出現(xiàn)較大差異。閉合壓力為5 MPa 時，4 個方位的流動能力均差百分比均不超過5%；閉合壓力為35 MPa 時，流動能力均差百分比最高達到14.9%（D 區(qū)）?？梢?，隨著閉合壓力的增加，裂縫流動非均衡性增大。

圖2 全直徑巖心樣品實物照片

圖3 模擬巖心徑向流動裝置示意圖

圖4 巖心3 遇水前和遇水承壓后裂縫面形態(tài)及激光掃描結(jié)果

圖5 巖心5 遇水前和遇水承壓后的裂縫面形態(tài)及激光掃描結(jié)果

圖6 巖心遇水承壓前后粗糙度變化

圖7 巖心3 遇水前后徑向?qū)Я髂芰ψ兓?/p>

圖8 巖心5 遇水前后徑向?qū)Я髂芰ψ兓?/p>

圖9 巖心1 遇水后裂縫面形態(tài)（a）及激光掃描結(jié)果（b）

圖10 巖心2 遇水后裂縫面形態(tài)（a）及激光掃描結(jié)果（b）

圖11 巖心4 遇水后裂縫面形態(tài)（a）及激光掃描結(jié)果（b）

圖12 巖心1 裂縫面4 個方位的導流能力

圖13 巖心1 裂縫面4 個方位的流動能力均差百分比

若層理縫完全均質(zhì)，在壓差相同、流量相同的情況下，理論上巖心4 個方位縫內(nèi)流動能力沒有差異，而實驗中4 個方位的流動能力出現(xiàn)了差異。因此，需進一步分析巖心裂縫面4 個方位的表面粗糙度與流動能力非均質(zhì)性的關系。實驗后對巖心1 裂縫面激光掃描圖像進行分區(qū)（見圖9b），提取像素計算4 個區(qū)域（方位）的JRC值（見表2），D 區(qū)的JRC值最大（8.62），粗糙度最高，C 區(qū)次之。如圖13 所示，閉合壓力由5 MPa 增加至35 MPa 時，D 區(qū)流動能力均差百分比由-1%變化至14.9%，變化幅度為15.9 個百分點，C 區(qū)由4%變化至-7%，變化幅度為11.0 個百分點，B區(qū)由-0.6%變化至-9.2%，變化幅度為8.6 個百分點，A區(qū)流動能力均差百分比及其變化量均較小。可見粗糙度越大的區(qū)域，流動能力偏離平均值越遠且流動能力變化量越大，對閉合壓力的敏感度也越大。

表2 巖心1 裂縫面4 個方位JRC 值計算結(jié)果

圖14、圖15 是巖心2 流動能力非均衡性實驗結(jié)果，由于閉合壓力35 MPa 下巖心縫面壓碎，無有效實驗數(shù)據(jù)。巖心2 反映出與巖心1 類似的變化趨勢，即隨著閉合壓力的增加，裂縫流動非均衡性增大。

圖14 巖心2 裂縫面4 個方位的導流能力

圖15 巖心2 裂縫面4 個方位的流動能力均差百分比

對巖心2 裂縫面激光掃描結(jié)果進行分區(qū)（見圖10b），提取像素計算4 個區(qū)域（方位）的JRC值（見表3）。A 區(qū)的流動能力均差百分比隨著閉合壓力的變化最大，從5 MPa 的-5.1%變化至10 MPa 的2.1%，變化幅度為7.2 個百分點，再由10 MPa 的2.1%變化至30 MPa 的-15.0%，變化幅度為17.1 個百分點。同時，A 區(qū)的JRC值為10.9，在4 個方位中最高，進一步印證了巖心裂縫非均質(zhì)性直接影響不同閉合壓力下巖心裂縫面流動能力的非均衡性。

表3 巖心2 裂縫面4 個方位JRC 值計算結(jié)果

圖16、圖17 是取心深度最小的B 井巖心4 的流動能力實驗結(jié)果。巖心4 的取心深度僅1 620 m，與巖心1、巖心2 相差600～1 000 m，且彈性模量相對較低（25 GPa），黏土礦物含量相對較高（27%），脆性指數(shù)較高（71.8%）。與巖心1、巖心2 相比，總體上巖心4裂縫面4 個方位流動能力非均衡性變化幅度相對較小，隨著閉合壓力增大，其變化趨勢不明顯。如圖17 所示，C 區(qū)、D 區(qū)的流動能力均差百分比絕對值較大，不同閉合壓力下平均在6%以上。根據(jù)圖11b 的巖心4 裂縫面激光掃描圖像計算4 個方位的JRC值，如表4 所示，裂縫面4 個區(qū)域粗糙度較平均，D 區(qū)JRC值最大，粗糙度相對更大。

表4 巖心4 裂縫面4 個方位JRC 值計算結(jié)果

圖16 巖心4 裂縫面4 個方位的導流能力

圖17 巖心4 裂縫面4 個方位的流動能力均差百分比

2.3 支撐劑對徑向流動非均衡性的影響

為分析層理縫內(nèi)支撐劑鋪置對徑向流動能力非均衡性的影響，對隨著閉合壓力變化流動能力均差百分比變化趨勢不明顯的巖心4 進行了鋪置支撐劑后4 個徑向方位的流動能力測試。巖心4 鋪置支撐劑后的裂縫面如圖18 所示。

圖18 巖心4 鋪置支撐劑后裂縫面

圖19 是巖心4 鋪置支撐劑后裂縫面4 個方向的導流能力，圖20 是徑向流動能力測試實驗計算結(jié)果。為進一步對比分析鋪置支撐劑后對縫內(nèi)流動能力的影響，在計算流動能力均差百分比來衡量流動能力非均衡性基礎上，分析4 個方位流動能力均差百分比最大值和最小值之間的差距。如圖20 所示，鋪置支撐劑后，巖心4 個方位流動能力均差百分比均逐漸趨近于平均值，且流動能力均差百分比最大、最小值之差隨閉合壓力增加而降低，5 MPa 下，4 個方位的流動能力均差百分比最小為-12.3%，最大為15.9%，最大、最小值相差28.2 個百分點；35 MPa 下，流動能力均差百分比最小為-8.3%，最大為8.9%，最大、最小值相差16.3個百分點。隨著閉合壓力增加，裂縫面粗糙度對流動能力均差百分比的影響明顯減弱，當閉合壓力增加到45 MPa 時，最大、最小值之差減小到12.0 個百分點。鋪置支撐劑后，在閉合壓力小于45 MPa 的條件下，受到裂縫表面粗糙度、支撐劑鋪置非均勻性和低閉合壓力下支撐劑失穩(wěn)運移的疊加影響，流動能力非均衡性相對于未鋪置支撐劑條件下更大。隨著閉合壓力增加，支撐劑壓實，逐步消除了粗糙面自支撐和支撐劑非均勻鋪置引起的疊加效應，變成以支撐劑為主的支撐方式，4 個區(qū)域流動能力均差百分比隨閉合壓力增加趨于一致。當閉合壓力大于45 MPa 時，鋪置支撐劑后，流動能力均差百分比最大、最小值之差小于未鋪置支撐劑時，且隨著閉合壓力增加，流動能力非均衡性變化的趨勢更加平緩。高閉合壓力（大于45 MPa）下，鋪置支撐劑后將減弱巖心層理縫內(nèi)徑向流動的非均衡性。

圖19 鋪置支撐劑后巖心4 裂縫面4 個方位的導流能力

圖20 鋪置支撐劑后巖心4 裂縫面4 個方位流動能力均差百分比

2.4 討論

實驗研究表明，層理面的表面形態(tài)影響其導流能力。實驗巖心遇水前，在閉合壓力為5 MPa 時，巖心3 的層理面為單一通道形態(tài)，使得裂縫閉合時有良好的支撐與流動性，導流能力為0.208 μm2·cm；巖心5 的層理面呈散點分布特征，流動具有分散性，所以在相同閉合壓力下導流能力較低，僅為0.062 μm2·cm。這符合單一裂縫導流能力高的特征。對比閉合壓力加載到35 MPa 時兩塊巖心的導流能力保持率，巖心3 為44.50%，巖心5 為50.85%，說明層理裂縫面為分散型支撐時具有更高的導流能力保持率。

水化作用對導流能力的影響明顯。巖心3、巖心5浸泡12 h 后在閉合壓力5 MPa 下的導流能力分別0.153 μm2·cm 和0.026 μm2·cm，較浸泡前分別下降26.4%和 58.1%，35 MPa 時導流能力分別為 0.017 μm2·cm 和0.012 μm2·cm，較浸泡前分別下降81.8%和63.0%。

全直徑巖心層理縫鋪置支撐劑后，隨著閉合壓力從5 MPa 增加至50 MPa，流動能力均差百分比最大、最小值之差顯著下降。隨著閉合壓力增加，支撐劑壓實，逐步消除了粗糙面自支撐和支撐劑非均勻鋪置引起的疊加效應，變成以支撐劑為主的支撐方式，4 個區(qū)域流動能力均差百分比隨閉合壓力增加趨于一致。

實驗采用了4 通道出口流動測試技術(shù)，這是研究復雜縫網(wǎng)多方向滲流的一種有益探索，采用該方法得到了單一通道支撐層理縫與分散型多點支撐層理縫對導流能力的不同保持率，初步驗證了層理縫面內(nèi)粗糙度分布對徑向流動非均衡性的影響規(guī)律。在鋪置支撐劑的實驗中，得到4 個方向流動能力逐漸趨同的重要認識。在后續(xù)實驗和壓裂現(xiàn)場應用中，可進一步探索采用小粒徑（212/109 μm（70/140 目））甚至更小粒徑（小于75 μm（200 目））的微細支撐劑對層理縫進行支撐，進一步驗證這一認識是否具有普適性。

層理縫內(nèi)流動非均衡性隨閉合壓力的變化規(guī)律及其影響因素對頁巖體積壓裂改造十分重要。對于巖心1、2，均發(fā)現(xiàn)層理縫內(nèi)流動非均衡性隨閉合壓力增大而增強。巖心1、巖心2 取心深度較巖心4 更深，彈性模量相對較高，且裂縫面分區(qū)后的4 個區(qū)域粗糙度差異較大，其流動能力實驗結(jié)果顯示這一規(guī)律更明顯。未支撐裂縫內(nèi)表面粗糙度越大的區(qū)域，流動能力均差百分比對閉合壓力的敏感度越大。而巖心4 對裂縫面分區(qū)后4 個區(qū)域的粗糙度較為平均，其規(guī)律不明顯。下步可增加不同取心深度、不同力學參數(shù)的巖心進一步驗證流動非均衡性隨閉合壓力的變化規(guī)律。

不加載支撐劑條件下本文實驗樣品承壓超過35 MPa 時均會被壓碎，鋪置支撐劑時樣品加載到50 MPa仍未被壓碎。未鋪置支撐劑時在較高閉合壓力下會發(fā)生局部應力加載（點接觸或小區(qū)域面接觸），導致巖心承壓能力下降，而鋪置了支撐劑的樣品由于在加載閉合壓力過程中會出現(xiàn)支撐劑的流動，降低了表面粗糙度的非均質(zhì)性，從而提高了樣品的承壓能力。如果需要進一步研究中深層頁巖氣的閉合壓力條件（現(xiàn)場應用中主裂縫普遍閉合壓力超過50 MPa），則需要提高未鋪置支撐劑條件下的閉合壓力，這將是繼續(xù)開展全直徑巖心層理縫流動實驗研究的重要課題，其研究成果將對認識深層頁巖氣儲集層層理縫的作用有重要指導意義。

3 結(jié)論

未支撐的張性層理縫隨閉合壓力增大，導流能力急劇下降，且不同巖心樣品的導流能力差異較大。遇水承壓后，不同巖心之間的導流能力差異變小。在頁巖儲集層壓裂過程中，裂縫表面與壓裂液接觸，會出現(xiàn)導流能力減弱的現(xiàn)象。

層理縫內(nèi)流動非均衡性會隨閉合壓力增大而增強，取心深度越深、彈性模量越高的巖心這一規(guī)律越明顯。未支撐裂縫內(nèi)表面粗糙度越大，非均質(zhì)性越強，流動能力非均衡性對閉合壓力的敏感度越大。

鋪置支撐劑后，層理縫內(nèi)4 個方向流動非均衡性隨閉合壓力增加而逐漸緩解，粗糙度、高閉合壓力（大于45 MPa）對流動能力的影響明顯減弱。在壓裂過程中，對于閉合壓力越高的儲集層，支撐劑對層理縫的支撐越有利于減小層理縫非均質(zhì)性的影響。

符號注釋：

i——流體出口編號；j——測點編號；JRC——節(jié)理粗糙度系數(shù)；Li——第i個流體出口所在扇形區(qū)的導流能力，m2·m；ΔLi——第i個流體出口所在扇形區(qū)的流動能力均差百分比，%；N——測點數(shù)目；pin——流體注入壓力，Pa；pout,i——第i個流體出口壓力，Pa；Qi——第i個流體出口流量，m3/s；r1——巖心半徑，mm；r2——加工孔眼半徑，mm；ΔS——測點間距，m；Z——節(jié)理表面輪廓線一次導數(shù)均方根，無因次；Zj——第j個測點高度，m；μ——流體黏度，Pa·s。