任 嵐 胡哲瑜 趙金洲 林 然胡東風(fēng) 李真祥 吳建軍 彭思瑞

（1. 西南石油大學(xué)石油與天然氣工程學(xué)院，四川 成都 610500；2. 油氣藏地質(zhì)及開發(fā)工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 成都 610500；3. 中國石化勘探分公司，四川 成都 610041；4. 中石油煤層氣有限責(zé)任公司，陜西 西安 710082）

0 引 言

隨著全球經(jīng)濟(jì)快速發(fā)展，能源需求量逐年上升，頁巖氣逐漸成為全球非常規(guī)油氣資源的重要開發(fā)對(duì)象之一。然而，頁巖氣儲(chǔ)層具備低孔、超低滲、脆塑性、層理及天然裂縫發(fā)育等特征，在壓裂過程中采用大排量+低砂比的縫網(wǎng)壓裂技術(shù)形成不規(guī)則裂縫網(wǎng)絡(luò)[1］，使其生產(chǎn)時(shí)間延長，具有生產(chǎn)初期產(chǎn)量較高、遞減速度快，生產(chǎn)后期產(chǎn)量低、產(chǎn)量穩(wěn)定的特點(diǎn)[2‐5］。

隨著頁巖氣開發(fā)技術(shù)的不斷進(jìn)步，生產(chǎn)區(qū)塊也逐漸向深層擴(kuò)展，在壓裂井深超過3 500 m 的頁巖氣井時(shí)，儲(chǔ)層巖石塑性增強(qiáng)、裂縫加砂困難以及高閉合應(yīng)力下縫網(wǎng)導(dǎo)流能力不足等問題都嚴(yán)重制約了深層頁巖氣的經(jīng)濟(jì)有效開發(fā)[6］。

隨著埋深的增加，地應(yīng)力與地面施工壓力不斷增大，泵入裂縫的支撐劑易發(fā)生變形、破碎等情況[7‐10］，使得支撐劑無法有效支撐縫網(wǎng)，嚴(yán)重影響裂縫導(dǎo)流能力。影響裂縫導(dǎo)流能力的因素較多，包括支撐顆粒性質(zhì)、溫度、閉合應(yīng)力和時(shí)間等可控因素以及巖石力學(xué)性質(zhì)、裂縫形態(tài)等不可控因素[11‐12］。國內(nèi)外學(xué)者針對(duì)頁巖氣壓裂裂縫導(dǎo)流能力開展了一系列研究，甄懷賓等[13］、J.Pedlow 等[14］、張陽等[15］、劉學(xué)偉[16］、車飛翔等[17］通過室內(nèi)支撐劑充填裂縫導(dǎo)流能力實(shí)驗(yàn)研究了溫度、閉合應(yīng)力、時(shí)間、鋪砂濃度以及流體流速等因素與導(dǎo)流能力之間的關(guān)系；蘇映宏等[18］、郭天魁等[19］、溫志慶等[20］、B.Alramahi 等[21］發(fā)現(xiàn)在閉合應(yīng)力作用下支撐劑嵌入是影響裂縫導(dǎo)流能力的主要因素之一，并建立解析模型、經(jīng)驗(yàn)公式對(duì)支撐裂縫導(dǎo)流能力進(jìn)行了 預(yù) 測(cè)；梁 天 成 等[22］、C.N.Fredd 等[23］、張 潦 源等[24］、張峰[25］、楊雪等[26］、T.Jansen 等[27］、陳勉等[28］、王桂慶[29］從支撐材料性能、流體介質(zhì)、儲(chǔ)層巖石物性等方面分析了支撐顆粒強(qiáng)度、抗破碎能力、微粒運(yùn)移、頁巖吸水性以及在無支撐條件下裂縫導(dǎo)流能力的變化規(guī)律。

以上研究?jī)H考慮了中淺層條件下單一裂縫導(dǎo)流能力的變化，而對(duì)深層頁巖氣高閉合應(yīng)力下縫網(wǎng)有效性的評(píng)價(jià)研究較少。本文以川東南丁山地區(qū)深層頁巖儲(chǔ)層巖石露頭為實(shí)驗(yàn)材料，采用支撐充填層導(dǎo)流能力測(cè)試儀，開展深層頁巖自支撐裂縫以及支撐裂縫導(dǎo)流能力室內(nèi)實(shí)驗(yàn)，對(duì)比不同條件下裂縫導(dǎo)流能力變化規(guī)律。結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)施工井地質(zhì)條件，優(yōu)化設(shè)計(jì)出滿足主裂縫與分支裂縫導(dǎo)流需求的支撐劑鋪砂濃度及用量，以期對(duì)深層頁巖氣壓裂的支撐劑選擇與優(yōu)化設(shè)計(jì)提供技術(shù)參考。

1 實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 實(shí)驗(yàn)儀器

對(duì)于由不同尺度裂縫組成的裂縫網(wǎng)絡(luò)系統(tǒng)，現(xiàn)有裝置無法同時(shí)進(jìn)行多尺度的裂縫導(dǎo)流能力測(cè)試，因此對(duì)自支撐裂縫、主裂縫和分支裂縫導(dǎo)流能力測(cè)試采用“支撐充填層導(dǎo)流能力測(cè)試儀”完成，采用符合美國石油學(xué)會(huì)（API）標(biāo)準(zhǔn)的線性流導(dǎo)流室，鋪置不同濃度的支撐劑模擬出自支撐裂縫、主裂縫與分支裂縫的差異，在高閉合應(yīng)力作用下完成導(dǎo)流能力測(cè)試。支撐劑充填層導(dǎo)流能力實(shí)驗(yàn)裝置如圖1所示。

圖1 支撐劑充填層導(dǎo)流能力實(shí)驗(yàn)裝置示意Fig. 1 Schematic diagram of experiment equipment for conductivity of proppant filling layer

1.2 實(shí)驗(yàn)原理

根據(jù)氣體達(dá)西滲流定律，對(duì)于線性單相流，支撐劑充填層裂縫的滲透率公式可表達(dá)為

式中：Kg——支撐裂縫滲透率，μm2；Q0——裂縫內(nèi)氣體流量，cm3/s；p0、p1、p2——大氣壓力、進(jìn)口、出口壓力，kPa；μ——?dú)怏w黏度，mPa·s；L——測(cè)壓孔端口間距離，cm；A——支撐裂縫橫截面積，cm2。

裂縫導(dǎo)流系統(tǒng)使用API 標(biāo)準(zhǔn)線性導(dǎo)流室，取L=12.7 cm，導(dǎo)流室寬度d=3.81 cm，bf為模擬裂縫寬度，A=3.81bf，支撐裂縫滲透率公式可表示為

支撐劑充填層導(dǎo)流能力表達(dá)式為

式中bf——充填裂縫寬度，即模擬裂縫寬度，cm。

1.3 實(shí)驗(yàn)準(zhǔn)備

1.3.1 巖樣制備

實(shí)驗(yàn)所采用的巖樣取自川東南丁山地區(qū)深層頁巖露頭，采用巖心切割機(jī)進(jìn)行切割加工，尺寸嚴(yán)格按照API 標(biāo)準(zhǔn)，長度為17.7 cm，寬度為3.81 cm，厚度為1.6 cm，端部為半圓形。實(shí)驗(yàn)過程替換導(dǎo)流室中上下鋼板，并在巖板間放置支撐劑進(jìn)行測(cè)試。

1.3.2 剪切滑移量確定

在縫網(wǎng)壓裂過程中，復(fù)雜裂縫在形成過程中會(huì)產(chǎn)生剪切滑移現(xiàn)象，通過裂縫面粗糙度的不均勻性實(shí)現(xiàn)自支撐，從而形成流動(dòng)通道。實(shí)驗(yàn)采用自然劈分方法制作表面粗糙度不同的巖板，通過打磨形成不同剪切滑移量的自支撐裂縫進(jìn)行測(cè)試。自支撐裂縫壁面的剪切滑移量的估算表達(dá)式為

式中：Umax——裂縫面最大可能滑移量，mm；E——彈性模量，MPa；υ——泊松比；l——裂縫長度，m；Δσ——水平主應(yīng)力差，MPa；θ——裂縫與最大水平主應(yīng)力方向的夾角，（°）。

巖樣所在地層最大水平主應(yīng)力為109 MPa，最小水平主應(yīng)力為90 MPa，彈性模量為43 GPa，泊松比為0.23，將地質(zhì)參數(shù)代入式（4）可計(jì)算出裂縫在不同夾角的剪切滑移量，如圖2 所示。裂縫最大剪切滑移量為4.18 mm，平均為2.51 mm。

圖2 自支撐裂縫的剪切滑移量Fig. 2 Shear slip of self?propped fracture

C. N. Fredd[23］與J. Zhang 等[30］在研究美國棉花谷砂巖和Barnett 頁巖時(shí)將自支撐裂縫的剪切滑移量取值為2.54 mm；李士斌等[31］研究認(rèn)為，頁巖裂縫相對(duì)滑移量為2～8 mm，一般為3 mm；鄒雨時(shí)等[32］在研究須家河組頁巖時(shí)將滑移量定為1 mm。結(jié)合國內(nèi)外學(xué)者確定剪切滑移量的相關(guān)研究成果，可將實(shí)驗(yàn)上下兩塊巖板的滑移量確定為1~4 mm。

1.3.3 縫寬差異化設(shè)計(jì)

相關(guān)研究表明[33‐34］，支撐劑粒徑、鋪砂濃度等參數(shù)均為影響縫寬的主要因素。為分析縫網(wǎng)壓裂形成的不同尺度裂縫，利用支撐劑粒徑與鋪砂濃度對(duì)主/分支裂縫的縫寬進(jìn)行差異化設(shè)計(jì)。主裂縫采用40/70 目支撐劑，鋪砂濃度2.5～5.5 kg/m2；分支裂縫采用70/120 目支撐劑，鋪砂濃度0.1～1.5 kg/m2。支撐劑鋪置層數(shù)計(jì)算表達(dá)式為

式中：n——支撐劑鋪置層數(shù)；cp——支撐劑鋪砂濃度，kg/m2；ρ——支撐劑視密度，g/cm3；m——支撐劑質(zhì)量，g；S——裂縫壁面表面積，即導(dǎo)流室面積，cm2；R——支撐劑半徑，cm。

初始狀態(tài)下裂縫寬度表達(dá)式為

式中bini——初始狀態(tài)下裂縫寬度，cm。

由式（5）和式（6）計(jì)算可知，隨著鋪砂濃度的增加，主裂縫縫寬是分支裂縫的2~12 倍。

1.3.4 實(shí)驗(yàn)材料選擇

為研究鋪砂濃度、支撐劑類型以及粒徑對(duì)支撐裂縫導(dǎo)流能力的影響，支撐劑選用40/70、70/120、120/200 目的陶粒和40/70、70/120、140/200 目的石英砂。同時(shí)為避免實(shí)驗(yàn)流體與巖板、支撐劑發(fā)生反應(yīng)導(dǎo)致測(cè)試導(dǎo)流能力的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)產(chǎn)生誤差，采用氮?dú)猓∟2）模擬儲(chǔ)層中氣體的流動(dòng)。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

2.1 自支撐裂縫導(dǎo)流能力

為分析不同閉合應(yīng)力下剪切滑移量對(duì)自支撐裂縫導(dǎo)流能力的影響，剪切滑移量控制在1～4 mm。不同剪切滑移量下自支撐裂縫導(dǎo)流能力變化情況見圖3。

圖3 不同剪切滑移量自支撐裂縫的導(dǎo)流能力Fig. 3 Self-propped fracture conductivity of different shear slip

從圖3 可以看出，當(dāng)閉合應(yīng)力小于20 MPa 時(shí)，自支撐裂縫的導(dǎo)流能力隨著閉合應(yīng)力的增大呈現(xiàn)明顯的降低趨勢(shì)；但當(dāng)閉合應(yīng)力達(dá)到20 MPa 時(shí)，此時(shí)自支撐裂縫的導(dǎo)流能力降至1 μm2·cm 左右。隨著閉合應(yīng)力的持續(xù)增加，自支撐裂縫導(dǎo)流能力的下降速度明顯減緩，當(dāng)閉合應(yīng)力達(dá)到55 MPa 時(shí)，自支撐裂縫導(dǎo)流能力的最低值降至0.1 μm2·cm 左右，此時(shí)裂縫導(dǎo)流能力與剪切位移量已關(guān)系不大。

2.2 支撐裂縫導(dǎo)流能力

2.2.1 鋪砂濃度

在縫網(wǎng)壓裂過程中主裂縫與分支裂縫存在明顯的縫寬差異，為實(shí)現(xiàn)主/分支裂縫間的縫寬差異化，選用不同粒徑、鋪砂濃度的支撐劑對(duì)主/分支裂縫進(jìn)行充填。主裂縫選用40/70 目的陶粒和石英砂為支撐材料，鋪砂濃度2.5~5.5 kg/m2；分支裂縫以70/120 目的陶粒和石英砂為支撐劑進(jìn)行充填，鋪砂濃度為0.1~1.5 kg/m2。不同鋪砂濃度下主裂縫、分支裂縫的導(dǎo)流能力變化情況如圖4 所示。

圖4 不同支撐材料在不同鋪砂濃度下的裂縫導(dǎo)流能力Fig. 4 Fracture conductivity at different sanding concentrations with different proppant

由圖4 可知，在相同條件下支撐裂縫的導(dǎo)流能力隨著閉合應(yīng)力的增大呈逐漸遞減的趨勢(shì)，但導(dǎo)流能力隨鋪砂濃度的增加而增大。當(dāng)閉合應(yīng)力為82.7 MPa，在相同閉合應(yīng)力下，比較不同支撐劑在不同鋪砂濃度下主裂縫的導(dǎo)流能力（圖4（a））。鋪砂濃度為2.5 kg/m2時(shí)，支撐劑為40/70 目陶粒的主裂縫導(dǎo)流能力為4.34 μm2·cm，支撐劑為40/70目石英砂的主裂縫導(dǎo)流能力為2.15 μm2·cm；隨著鋪砂濃度增加到5.5 kg/m2，支撐劑為陶粒的主裂縫導(dǎo)流能力為8.32 μm2·cm，接近原來的2 倍，支撐劑為石英砂的主裂縫導(dǎo)流能力為6.06 μm2·cm，接近原來的3 倍。當(dāng)閉合應(yīng)力為82.7 MPa，在相同閉合應(yīng)力下，比較不同支撐劑在不同鋪砂濃度下分支裂縫的導(dǎo)流能力（圖4（b）。鋪砂濃度為0.1 kg/m2時(shí)，支撐劑為70/120 目陶粒的分支裂縫導(dǎo)流能力為0.12 μm2·cm，支撐劑為70/120 目石英砂的分支裂縫導(dǎo)流能力僅為0.08 μm2·cm；但隨著鋪砂濃度增加到1.5 kg/m2時(shí)，支撐劑為陶粒的分支裂縫導(dǎo)流能力為1.97 μm2·cm，接近原來的16倍，支撐劑為石英砂的分支裂縫導(dǎo)流能力為0.89 μm2·cm，接近原來的11 倍。

由以上結(jié)果可知，在主裂縫中，支撐劑材料和鋪砂濃度均為影響裂縫導(dǎo)流能力的主控因素；而在分支裂縫中，增大鋪砂濃度對(duì)提高裂縫導(dǎo)流能力更加有效。

2.2.2 支撐劑粒徑

為分析不同粒徑的支撐劑對(duì)支撐裂縫導(dǎo)流能力的影響，在鋪砂濃度為1.5 kg/m2時(shí)，分別選用粒徑為40/70、70/120、120/200 目的陶粒與粒徑為40/70、70/120、140/200 目的石英砂進(jìn)行對(duì)比，得到不同支撐劑粒徑下支撐裂縫導(dǎo)流能力的變化情況（圖5）。

圖5 不同支撐劑粒徑裂縫的導(dǎo)流能力Fig. 5 Fracture conductivity with different proppant particle sizes

由圖5 可知，在閉合應(yīng)力為82.7 MPa 時(shí)，120/200 目陶粒的裂縫導(dǎo)流能力為1.74 μm2·cm，隨著粒徑的增加，40/70 目陶粒的裂縫導(dǎo)流能力為4.34 μm2·cm，接近原來的2.5 倍；在閉合應(yīng)力為82.7 MPa 時(shí)，140/200 目石英砂的裂縫導(dǎo)流能力為0.42 μm2·cm，隨著粒徑的增加，40/70 目石英砂的裂縫導(dǎo)流能力為2.15 μm2·cm，接近原來的5 倍。可見，合適粒徑的支撐劑可有效滿足主裂縫或分支裂縫導(dǎo)流能力的需求。

3 礦場(chǎng)應(yīng)用

3.1 儲(chǔ)層特征

S 井構(gòu)造位置屬于川東南地區(qū)林灘場(chǎng)?丁山北東向構(gòu)造帶丁山構(gòu)造北西翼。該井以五峰組―龍馬溪組優(yōu)質(zhì)頁巖氣層段為目的層，巖性主要為深灰色含灰泥巖、灰黑色泥巖、灰黑色碳質(zhì)泥巖，儲(chǔ)層有效孔隙度3.00%~5.59%，平均值為3.93%；滲透率0.06×10?3~6.04×10?3μm2，平均值為0.75×10?3μm2。黏土礦物體積分?jǐn)?shù)10.4%~39.5%，平均值為26.4%。 總 含 氣 量（壓 力 系 數(shù)1.40） 0.903~10.716 m3/t，平均值為5.299 m3/t。

五峰組―龍馬溪組的頁巖氣層厚度為88.9 m，w（TOC）為0.59%~5.86%，平均值為1.79%。其中，優(yōu)質(zhì)泥頁巖厚度為28.9 m，w（TOC） 為1.28%~5.86%，平均值為3.26%。

龍馬溪組一段上部到石牛欄組，高導(dǎo)縫欠發(fā)育，高阻縫較發(fā)育，其優(yōu)勢(shì)走向?yàn)楸睎|東—南西西向，具備形成復(fù)雜裂縫的基礎(chǔ)條件。

3.2 裂縫導(dǎo)流能力優(yōu)化

結(jié)合目標(biāo)儲(chǔ)層的地質(zhì)條件建立了嵌入式離散縫網(wǎng)頁巖氣水平井的產(chǎn)能預(yù)測(cè)模型[35］，計(jì)算參數(shù)如表1 所示。

表1 產(chǎn)能預(yù)測(cè)模型參數(shù)Table 1 Productivity prediction model parameters

計(jì)算不同主裂縫導(dǎo)流能力和不同分支裂縫與主裂縫導(dǎo)流倍比（分支裂縫與主裂縫導(dǎo)流能力的比值）下頁巖氣井日產(chǎn)氣量和累計(jì)產(chǎn)氣量，如圖6、圖7 所示。

圖6 不同優(yōu)化目標(biāo)的日產(chǎn)氣量與累計(jì)產(chǎn)氣量Fig. 6 Daily and cumulative gas production with different optimization objectives

圖7 不同優(yōu)化目標(biāo)的累計(jì)產(chǎn)氣量Fig. 7 Cumulative production with different optimization objectives

在主裂縫中，隨著裂縫導(dǎo)流能力的不斷增大，日產(chǎn)氣量和累計(jì)產(chǎn)氣量均逐漸增大（圖6（a）），在不同導(dǎo)流倍比情況下，隨著導(dǎo)流倍比的增大，日產(chǎn)氣量與累計(jì)產(chǎn)氣量也逐漸增大（圖6（b）），累計(jì)產(chǎn)氣量曲線在主裂縫導(dǎo)流能力為5.9 μm2·cm 時(shí)斜率最小，此時(shí)，累計(jì)產(chǎn)氣量增速變緩且增速基本趨于穩(wěn)定（圖7（a））。累計(jì)產(chǎn)氣量在導(dǎo)流倍比為0.08 時(shí)增速變緩（圖7（b））。因而，可以將主裂縫與分支裂縫的最優(yōu)導(dǎo)流能力分別確定為5.9 和0.47 μm2·cm。

3.3 支撐劑鋪砂濃度優(yōu)化

假設(shè)主裂縫由40/70 目、分支裂縫由70/120 目的石英砂或陶粒填充，參照中華人民共和國石油天然氣行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)SY/T 6302—2019《壓裂支撐劑導(dǎo)流能力測(cè)試方法》中的相關(guān)規(guī)定，考慮有效閉合應(yīng)力為55.2~82.7 MPa。以主裂縫導(dǎo)流能力5.9 μm2·cm，分支裂縫導(dǎo)流能力0.47 μm2·cm 為目標(biāo)，優(yōu)化滿足主裂縫與分支裂縫導(dǎo)流要求的支撐劑為陶粒或石英砂的最低鋪砂濃度，如圖8 所示。

圖8 不同鋪砂濃度的裂縫導(dǎo)流能力Fig. 8 Fracture conductivity with different sand concentration

由圖8 可知，當(dāng)閉合應(yīng)力為69.0 MPa 時(shí)，4 支撐劑粒徑為40/70 目的陶粒在鋪砂濃度為3.21 kg/m2或支撐劑粒徑為40/70 目的石英砂在鋪砂濃度為4.96 kg/m2時(shí)可滿足主裂縫的導(dǎo)流要求；70/120 目的陶粒在鋪砂濃度為0.20 kg/m2或70/120 目的石英砂在鋪砂濃度為0.41 kg/m2時(shí)可滿足分支裂縫的導(dǎo)流要求。

根據(jù)有效閉合應(yīng)力下支撐劑鋪砂濃度優(yōu)化結(jié)果，分別得到不同閉合應(yīng)力情況下主裂縫、分支裂縫的支撐劑鋪砂濃度（圖9）。

圖9 不同閉合應(yīng)力的支撐劑鋪砂濃度Fig. 9 Proppant sand concentration with different closure stress

由圖9 可知，隨著閉合應(yīng)力的增大，滿足主裂縫與分支裂縫導(dǎo)流需求的支撐劑鋪砂濃度也隨之增大。與分支裂縫相比，主裂縫的鋪砂濃度更高，陶粒的平均鋪砂濃度為石英砂平均鋪砂濃度的63.84%；而分支裂縫中支撐劑鋪砂濃度較低，陶粒的平均鋪砂濃度為石英砂平均鋪砂濃度的50.05%。

3.4 支撐劑用量?jī)?yōu)化

根據(jù)支撐劑鋪砂濃度的優(yōu)化結(jié)果，在滿足不同尺度裂縫導(dǎo)流需求的鋪砂濃度時(shí)，結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)施工條件，對(duì)縫網(wǎng)壓裂過程中不同射孔簇?cái)?shù)條件下支撐劑的用量進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。

假設(shè)主裂縫平均半縫長為150 m，平均縫高為35 m，主裂縫與分支裂縫長度比為1∶8，陶粒與石英砂的鋪置效率分別為0.7、0.8。分別計(jì)算出不同射孔簇?cái)?shù)下的支撐劑用量（圖10）。

圖10 不同類型裂縫支撐劑用量?jī)?yōu)化設(shè)計(jì)圖版Fig. 10 Optimization design chart of proppant dosage for different types of fractures

由圖10 可知，在同一射孔簇?cái)?shù)條件下，隨著閉合應(yīng)力的增大，支撐劑的用量也不斷增大。在高閉合應(yīng)力條件下，陶粒的支撐性能明顯優(yōu)于石英砂的支撐性能。在主裂縫中陶粒的平均用量?jī)H為石英砂平均用量的55.86%，在分支裂縫中陶粒的平均用量?jī)H為石英砂平均用量的43.79%。因而，可選用陶粒作為深層頁巖氣儲(chǔ)層壓裂施工的主力支撐劑。

4 結(jié) 論

（1）自支撐裂縫的導(dǎo)流能力隨閉合應(yīng)力的增大而逐漸降低，當(dāng)閉合應(yīng)力達(dá)到55 MPa 時(shí)，導(dǎo)流能力僅為0.1 μm2·cm。相對(duì)于深層頁巖的導(dǎo)流需求，自支撐裂縫導(dǎo)流貢獻(xiàn)非常低，無法形成有效流動(dòng)通道。

（2）在支撐裂縫中導(dǎo)流能力受到支撐劑類型、粒徑以及鋪砂濃度等因素影響，其中主裂縫以粒徑為40/70 目的陶粒作為主體支撐材料，可有效滿足主裂縫的導(dǎo)流需求，主裂縫中支撐劑材料和鋪砂濃度均為影響其導(dǎo)流能力的主控因素；而在分支裂縫中，粒徑為70/120 目的支撐劑均可達(dá)到分支裂縫的導(dǎo)流需求，鋪砂濃度是影響分支縫導(dǎo)流能力的主要因素。

（3）結(jié)合實(shí)驗(yàn)結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)施工條件，以滿足主/分支裂縫導(dǎo)流需求為目標(biāo)，對(duì)支撐劑鋪砂濃度優(yōu)化設(shè)計(jì)，形成了不同射孔簇下支撐劑用量?jī)?yōu)化設(shè)計(jì)圖版，認(rèn)為陶粒更適合作為深層頁巖氣儲(chǔ)層壓裂施工的主力支撐劑。