摘要

在砂岩气藏开采过程中，近井天然裂缝影响着水分入渗与孔隙演化，但其影响机制尚不明确。本研究利用实时核磁共振（RT-NMR）技术，探究了近井裂缝倾角（α）为0°、15°、30°和45°时对注水过程中流体入渗、运移规律及孔隙演化机制的影响。实验过程中实时监测了注水过程的T₂曲线和磁共振成像（MRI）。通过T₂曲线和MRI的演化特征，揭示了流体增压过程中储层孔隙演化与流体入渗的规律。结果表明：提高注水压力（P_inj）可促使吸附孔隙向渗流孔隙转化，导致孔隙损伤加剧。孔隙损伤主要发生在快速增压阶段，并集中在近井裂缝周围区域。当α=0°时流体入渗区面积和流体速率最大，α=45°时最小，这表明α显著影响了流体入渗与运移路径。入渗区前沿倾斜度随α增大而增加，这是由于水分沿裂隙壁面的渗流速率始终快于裂隙尖端所致。在现场压裂作业中，建议调整射孔方向使其与天然裂缝走向一致，并通过缩短缓慢增压阶段、延长快速增压阶段来优化加压策略。这些研究成果可为砂岩气藏开采中压裂段的选择及注入参数的优化提供重要指导。

研究背景：

水力压裂技术是开采非常规油气资源的有效手段，已在砂岩气开发中广泛应用。该技术通过高压泵将压裂液注入储层，当注入压力超过储层破裂压力时形成水力裂缝。压裂液的持续注入促进水力裂缝的渐进扩展，进而与储层内天然裂缝相互联通。这种相互作用形成广泛而复杂的裂缝网络，从而显著提高储层渗透率，优化致密砂岩层的气体开采效率。

本研究以图1所示的四种典型工况为例，系统探讨了近井地带天然裂缝对注水过程中三个关键环节（流体的入渗、孔隙水的运移以及孔隙演化机制）的影响。为实现上述研究目标，设计并制作了一组预制裂缝角度（α）分别为0°、15°、30°和45°的试样（图2(a)），并开展了注入实验。实验过程中，采用实时核磁共振技术监测注水过程中T₂曲线及磁共振成像的变化。研究综合分析了不同倾角下近井天然裂缝的注入压力演化规律、流体的入渗与运移模式以及孔隙结构的分布特征。探讨了近井裂隙倾角对水渗入行为的影响，揭示流体渗入机制与孔隙损伤机理。基于上述研究成果，可为致密砂岩气藏现场尺度的压裂设计，特别是在压裂段的选择和注入参数的优化方面，提供有价值的指导。

图1砂岩储层增渗技术示意图

1、试样制备

本研究中使用砂岩岩块加工成直径为25mm、高度为50mm的圆柱形试样。为模拟近井地带天然裂缝对水力压裂过程的影响，在圆柱形岩石试样的顶面精确制作了一条宽2mm、长10mm的预制裂缝。定义预制裂缝与试样轴线之间的夹角为预制角度α（见图2(a)）。试样的轴线方向亦为注水方向。为防止水分从预制裂缝两端渗入试样边缘而影响实验结果，采用环氧树脂胶对预制裂缝的两端进行了密封（见图2(b)）。此外，为避免注水过程中水分从试样顶部除预制裂缝以外的任何部位进入试样，在试样顶部包裹了防水胶带（见图2(b)）。为确保注水过程中水能注入预制裂缝，钻设了一个直径为2mm的注水孔。同时，扫描电镜图像（见图2(c)）显示，砂岩颗粒间存在微孔隙，这表明其复杂的孔隙结构可能对水的运移行为产生影响。

图2 砂岩试样。（a）试样制备三维示意图。（b）涂抹环氧树脂胶并包裹防水胶带的试样。（c）砂岩试样的扫描电镜图像。

2、试验设备与试验步骤

实验设备由三部分组成：Ⅰ注水系统、Ⅱ压力加载系统和Ⅲ核磁共振系统（见图3(a)）。注水系统（Ⅰ）包含计算机控制系统和两台注射泵。注射泵可分别以恒压模式或恒流模式进行注水，提供0.10-40MPa的压力范围和0.001-40mL/min的注入速率。两台注射泵通过计算机控制，能根据剩余水量自动完成补水并切换备用泵，确保持续稳定供水，从而避免实验中断，维持全程实验条件的一致性。压力加载系统（Ⅱ）用于对试样施加可控压力。本研究选用无氢（¹H）化合物Fluorinert FC-40作为轴压和围压的加压介质。选择该介质因其不含氢核的特性，可在实验过程中避免干扰T₂与MRI测量的准确性。压力加载系统（Ⅱ）可施加最高100MPa轴压和40MPa围压。核磁共振系统（Ⅲ）采用MacroMR12-150H-I型（中国苏州纽迈公司），用于表征孔隙结构与水分渗流特征。该系统磁场强度0.3T，频率12MHz，工作温度25-32℃。梯度磁场最大强度0.15T/m。

注水实验前，所有试样均在实验室烘箱中经105℃干燥处理24小时，以确保完全去除初始孔隙水，从而消除对实验测量的潜在干扰。随后，在室温条件下，让试样自然冷却至环境温度（25±2℃），然后进行注水实验。注水实验在精确控制的三轴应力条件下进行，围压为3MPa，轴压为10MPa。整个实验过程中，使用精密注射泵以0.30mL/min的恒定注入速率进行注水，以确保流体输送的稳定性。注水流程需系统性地执行两个关键步骤：首先启动系统以彻底冲洗管路，确保排水均匀并排出空气；然后将试样正确连接至系统。这种标准化方法能有效减少因注入系统中滞留空气而引起的实验误差。当注入压力达到0.10MPa时，进行初始的T₂和MRI测试。此后，以0.60MPa的注水压力增量间隔测量T₂和MRI信号，并在峰值注水压力下记录最终测量值。具体实验流程如图3(b)所示。

图3实验设备与流程：(a)实验系统与设备示意图、(b)实验流程示意图。

3、实验结果：

（1）注入压力的演化

图4展示了注水压力（P_inj）、轴向压力（σ_a）和围压（σ_c）随注水时间变化的统计图。需要说明的是，我们仅考虑了注水升压过程，而忽略了T₂和MRI测试阶段。总体而言，无论α取值如何，注水过程均可划分为四个典型阶段：缓慢增压阶段（Ⅰ）、稳定增压阶段（Ⅱ）、快速增压阶段（Ⅲ）和恒压阶段（Ⅳ）。注水压力曲线在缓慢增压阶段呈逐渐上升趋势，注入压力增幅不明显；随后注入压力持续稳定增长，继而快速加速上升，最终稳定在最大值。以α=0°（试样#1）为例，在缓慢增压阶段（Ⅰ），注入压力缓慢上升，从0增至0.10MPa耗时2041秒。此缓慢压力累积过程对应于预制裂隙空间的初始充水。随着水的持续注入，注入压力的增长率显著加快，从0.10MPa增至0.70MPa历时3199秒。当注入压力达到0.70MPa这一临界阈值后，压力急剧攀升至3.30MPa。此后，注入压力基本保持不变。试样内部的水分渗透速率与注水速率相当，因此尽管持续注水，注入压力仍稳定在3.30MPa。但不同α对应的最大注入压力存在差异。

图4注水压力、轴向压力及围压随时间变化曲线：(a)试样#1(α=0°)、(b)试样#2(α=15°)、(c)试#3(α=30°)(d)试样#4 (α=45°)

（2）流体入渗和流体迁移

核磁共振成像（MRI）能够直观展示注水过程中孔隙水的运移与分布特征。在图5中，黑色区域代表无水区，而由蓝至红的颜色渐变则表示含水量逐渐升高，这一色彩过渡揭示了水分渗入程度的逐步增强。定义入渗区沿试样径向的长度为入渗区宽度，沿轴向的长度为入渗区长度（见图5）。

图5注水过程中流体入渗区的演化图

图5展示了不同α试样在注水过程中流体入渗区的演化规律。如图5所示，在缓慢增压阶段（Ⅰ），注入试样的水分主要填充预制裂隙空间，仅少量水渗入岩石孔隙（P_inj=0.10MPa）。无论α取值如何，注水过程中流体均优先渗入预制裂隙的两侧壁。随着α增大，预制裂隙右侧壁的水分渗流速率持续超过左侧壁。随着注入压力升高，入渗区逐渐扩展。α的差异导致了入渗区形态的不同。

在相同注入条件下，α=0°试样的入渗区范围大于其他角度（15°、30°、45°）的试样。当水完全填充预制裂隙空间且入渗区进入稳定上升阶段（稳定增压阶段（Ⅱ））后，水分优先从预制裂隙两侧更为显著地渗入，并沿径向扩展至整个试样近表面区域（P_inj=0.70MPa）。当注入压力达到峰值时（快速增压阶段（Ⅲ）结束），流体入渗区延伸至试样底部。对于α=15°的试样，注入压力为0.70MPa时的入渗区宽度小于α=0°对应压力下的宽度；此外，与α=0°的情况不同，当注入压力达到最大值时，流体入渗区并未扩展至试样底部。当α增大至30°时，0.70MPa压力下的入渗区宽度再次缩减。当α进一步增大至45°时，在0.10MPa至1.90MPa的注入压力范围内，流体入渗区宽度相较于30°角度时显著减小。

（3）孔隙结构分布特征

图6展示了不同α试样在注水过程中T₂曲线的演化特征。不同孔径孔隙中的水分在磁场中具有不同的横向弛豫时间。T₂曲线的变化能够反映试样孔隙的演化规律。总体而言，无论α如何变化，注水过程中注入压力的增加主要影响吸附孔隙（T₂位于0.01–10ms区间）及部分渗流孔隙（T₂位于10–100ms区间），而较大的渗流孔隙（T₂>100ms）变化相对较小。在0.50–100ms区间内，随着注入压力升高，T₂曲线向右偏移，表明注水过程中相应孔隙系统的孔隙体积逐渐扩大。

图6注水过程T2曲线演化图：(a)试样#1 (α=0°)、(b)试样#2 (α=15°)、(c)试样#3 (α=30°)、(d)试样#4 (α=45°)

不同α条件下，孔隙演化趋势随注入压力变化呈现细微差异，尤其当弛豫时间低于0.55ms时表现显著。我们重点分析弛豫时间在0.05ms至0.58ms范围内的曲线区段，以探究升压过程中流体在该部分孔隙中的运移机制。为简洁表述，我们将此部分微孔称为纳米孔，用以描述注水过程中该孔径区段孔隙的变化特征。需特别说明，本研究对纳米孔的定义仅出于表述简洁清晰之目的，因此所确定的纳米孔弛豫时间范围可能与其它学者的界定存在差异。对于试样#1（α=0°），当注入压力从0.10MPa增至1.30MPa时，T₂曲线在0.01-0.55ms范围内左移且振幅同步增大。该曲线变化表明，在缓慢增压阶段（Ⅰ）、稳定增压阶段（Ⅱ）及快速增压阶段（Ⅲ）初期，更多水分进入纳米孔隙。随着注入压力进一步升高（快速增压阶段（Ⅲ）），曲线在0.02-0.43ms范围内右移且振幅降低，表明纳米孔隙减少。当α为15°、30°和45°时，纳米孔总体上随注入压力升高呈现先增后减的趋势，这与试样#1（α=0°）的演化规律相似。然而，由于α不同，T₂曲线变化存在细微差异。

通过对比不同试样的T₂曲线局部放大图可以发现，T₂曲线右移幅度随α增大而减小（见图6）。当α=0°时，随着注入压力升高，T₂曲线在弛豫时间0.02-0.43ms范围内呈现右移且振幅降低的特征；当α增大至15°和30°时，该范围分别收窄至0.02-0.29ms和0.02-0.22ms；值得注意的是，当α达到45°时，T₂曲线的偏移范围与试样#3趋于一致。这表明注水过程中纳米孔隙孔径的调整能力随α增大而逐渐减弱。此外，T₂曲线右移且振幅降低的幅度亦随α增大而减小：α=0°时幅度最大，α=15°次之，α=30°和45°时幅度最小。综上所述，尽管在注入压力升高过程中吸附孔隙范围内的T₂曲线演化趋势相似，但α的差异导致注入压力达到最大值后部分纳米孔隙结构的变化呈现不同特征。

通过对T₂曲线进行弛豫时间积分，可获得相应的孔隙空间分布。为深入理解注水过程中裂隙倾角α对试样孔隙结构的影响，针对不同α值进行孔隙分布统计分析，结果如图7所示。需要说明的是，在注入压力达到0.10MPa之前（缓慢增压阶段（Ⅰ）），注入水分主要填充预制裂隙空间，渗入试样孔隙的水量相对较少。总体而言，随着注入压力升高，吸附孔隙中的水分渗入比例下降，而渗流孔隙中的水分渗入比例上升。当α=0°时，随着注入压力从0.70MPa增至最大值3.30MPa（快速增压阶段（Ⅲ）），吸附孔隙比例从54.33%降至39.20%，降幅达15.13%；渗流孔隙比例则从45.67%增至60.80%。当α=15°时，注入压力从0.70MPa增至最大值3.21MPa，吸附孔隙比例从52.79%降至43.30%，降幅为9.49%。当α增大至30°时，吸附孔隙比例从62.89%降至38.79%，而渗流孔隙比例从37.11%增至61.21%。当α增大至45°时，注入压力从0.70MPa增至最大值3.19MPa，吸附孔隙比例降幅为13.20%。综上所述，随着注入压力升高，吸附孔隙中的水分渗入比例呈下降趋势。在快速增压阶段（Ⅲ），吸附孔隙向渗流孔隙的转化过程加速。

图7注水过程中孔隙演化图。(a)试样#1 (α=0°)。(b)试样#2 (α=15°)。(c)试样#3 (α=30°)。(d)试样#4(α=45°)

4、讨论：

（1）水分渗流与孔隙损伤机制

图12展示了注水过程中水分渗流与运移的示意图。当水分进入并渗入试样后，流体入渗区内的孔隙仍保持部分充水状态。如图8(a)所示，在缓慢增压阶段（Ⅰ），由于注水压力较低（P_inj＜0.10MPa）时渗入水量有限，T₂曲线振幅相对较小。随着注入压力升高，更多流体渗入试样，充填的吸附孔隙与渗流孔隙数量不断增加（见图8(b)）。此外，在缓慢增压阶段（Ⅰ）和稳定增压阶段（Ⅱ），由于入渗量较小，试样内部部分微孔隙未被渗流水完全充填，形成非饱和孔隙（见图8(c)）。随着注入压力继续升高，更多水分渗入试样，促使入渗区逐渐扩展。原本部分充填的微孔隙达到完全饱和状态，同时更多微孔隙也被水充填（见图8(b)至(d)）。一方面，当水分渗入砂岩时，部分矿物（蒙脱石、伊利石）发生溶解，进而增大试样内部孔隙孔径。另一方面，随着注入压力进一步升高，这些饱和孔隙受到孔隙压力作用，岩石骨架在孔隙应力作用下向外扩张，导致孔径略微增大（见图8(d)至(e)）。此外，在快速增压阶段（Ⅲ），流体压力快速升高，既促进了流体渗入，也有助于推动吸附孔隙向渗流孔隙转化。因此，随着流体压力升高，试样中吸附孔隙的比例逐渐降低，而渗流孔隙的比例逐渐升高。

图8水分动态运移机制示意图。(a)阶段（Ⅰ）：孔隙分布。(b)阶段（Ⅱ）：水分渗流。(c)阶段（Ⅲ）：非饱和流体入渗区。(d)阶段（Ⅳ）：饱和流体入渗区。(e)孔径增大。(f)图例

T₂曲线的变化反映了试样内部水分含量的变化特征。随着注入压力升高，T₂曲线振幅逐渐增大，表明在流体增压过程中砂岩的含水率相应增加。值得注意的是，T₂曲线首先呈现左移且振幅增大的趋势，随后转为右移且振幅降低（0.01-0.55ms区间，见图6），这揭示了注水过程中孔隙依次经历饱和充填及后续压力诱导的孔径扩张过程。本研究中，由于注入压力始终保持在3.30MPa以下，流体入渗区内产生的孔隙压力较低，不足以在试样中形成新生孔隙。因此，孔径增大现象（随注入压力升高T₂曲线右移且振幅降低）主要归因于孔隙压力升高导致的孔隙扩张。

此外，已有研究表明，水分渗流会在砂岩流体入渗区内形成压力梯度，孔隙压力从渗流点向流体入渗区外围逐渐降低。因此，注水引起的孔隙损伤主要集中在预制裂隙附近（见图5）。随着注入压力升高，流体入渗区逐渐扩展，导致预制裂隙（渗流点）与流体入渗区外缘之间的距离增大。随着距离增加，靠近水分渗流前锋的孔隙压力趋于均匀，使得流体入渗区内的扩散速率相近。因此，对于给定的α，水分渗流前锋的倾斜度随注入压力升高而减小（见图5）。这一变化表明，流体入渗与运移的主控方向密切依赖于注水压力及砂岩内部孔隙压力的空间分布。具体而言，较高的注水压力和较大的流体入渗范围促进了更为均匀的压力分布，进而影响了流体的入渗路径及整体运移行为。

（2）裂隙倾角对流体入渗的影响

砂岩是一种由胶结砂粒组成的沉积岩，其砂粒间发育的微细孔隙构成了流体渗流的通道。当流体在压力作用下接触砂岩时，会沿孔隙渗入（或穿透）砂岩内部。对于含裂隙的储层，当裂隙内部被流体充填后，流体压力将直接作用于裂隙壁面及尖端。本研究发现，在水分沿试样径向渗流到达试样表面前，预制裂隙壁面的渗流量显著大于裂隙尖端。预制裂隙壁面的面积远大于裂隙尖端与水分接触的截面积。随着接触面积增大，水分渗流通道数量增加，使得水分更易渗入。因此，在注水过程中，水分优先沿预制裂隙壁面渗流，且其速率快于裂隙尖端，导致流体入渗区宽度大于高度。然而，本研究中，一旦水分渗透至试样表面，由于试样尺寸的限制，水分沿预制裂隙壁面渗流的优势将减弱。

随着α增大，在相同注入压力条件下，水分径向流体入渗区宽度减小（见图5）。由于水的作用力方向垂直于受力平面，α的变化导致试样内部水的作用力方向发生相应改变。积聚在不同α预制裂隙内的水对裂隙壁面施加的作用力存在差异。本研究为便于描述流体作用力方向的变化，定义作用于预制裂隙壁面的水作用力（F_w）方向与试样径向之间的夹角为β。我们绘制了展示水分渗流对孔隙影响的砂岩孔隙示意图，如图9所示。从图9(b)可以看出，当α=0°时，β=0°，作用于预制裂隙壁面的水作用力方向与x方向一致，且F_w-x=F_w。随着α增大，β逐渐增大，F_w-x=cosβ∙F_w。因此，F_w-x随α增大而逐渐减小。在相同注入压力条件下，流体入渗区宽度随α增大而减小

图9水分渗流机制示意图。(a)砂岩试样。(b)水分运移。(c)水压力

随着流体压力升高，流体入渗区逐渐扩展。此外，岩石内部裂隙的几何形态显著影响流体的侵入几何特征。本研究发现，预制裂隙倾角（α）的变化对流体入渗区的尺寸和形态均有显著影响。如图5所示，α影响着流体入渗区的长度和流体入渗前沿的角度。注水过程中，流体从预制裂隙的壁面和尖端渗入。由于预制裂隙两侧壁面的渗流通道远多于尖端，水分主要沿两侧壁面流动或渗入。当α=0°时，预制裂隙两侧壁面的渗流区域保持均匀，水分从两侧壁面渗入的速率大致相等，因此水分渗流前锋近似呈水平状。随着α增大，预制裂隙两侧壁面与水分直接接触的面积差异逐渐显著。受本研究采用的圆柱形试样几何形状影响，与倾角相对的预制裂隙壁面有效面积随α增大而逐渐减小，导致相应的渗流通道减少。因此，水分从与倾角相对的预制裂隙壁面渗入的速率降低，引起流体入渗区形态发生变化，流体入渗前沿呈现出明显的倾斜特征。此外，随着α增大，预制裂隙两侧壁面的流体入渗速率差异扩大，导致流体入渗前沿角度相应增大，即流体入渗前沿倾斜度随α增大而增加（见图5）。

（3）对现场压裂的启示

明晰注水各阶段水与储层岩石的作用机制对于现场压裂设计至关重要。对于致密砂岩储层而言，注水引起的孔隙损伤对于水力裂缝的形成及储层渗透率的提升尤为关键。基于实验结果，建议通过调整注入参数来优化现场压裂作业，特别是通过提高注入速率，以缩短初始缓慢增压阶段（Ⅰ）的持续时间，从而提升整体压裂效率。压裂过程中快速增压阶段（Ⅲ）的持续时间可通过两种主要途径有效延长：降低注入速率或采用恒压注入策略。这些方法能够促进水分在整个储层基质中的深入渗流，加速更大范围内吸附孔隙向渗流孔隙的转化，增强近井储层损伤，为水力裂缝的起裂创造有利条件，并最终提高储层整体渗透率。

此外，研究表明，相较于大角度天然裂缝，近井天然裂缝角度越小，越有利于流体入渗，能够形成更大的流体入渗区，并促进吸附孔隙向渗流孔隙的演化。因此，在现场压裂作业中，建议对储层天然裂缝的发育程度及分布特征进行精细刻画。当压裂段选在含天然裂缝的储层时，应调整射孔方位，使注入方向与裂缝之间的夹角尽可能小，以0°为最优角度。

然而，需要指出的是，在快速增压阶段，流体压力会对孔隙造成损伤，且这一过程伴随流体渗流，因此难以精确量化流体压力升高与孔隙损伤之间的定量关系。我们将在未来的研究中通过数值模拟方法对这一领域进行深入探索。

5、结论

本研究通过实时核磁共振（RT-NMR）技术，系统探究了近井裂缝倾角（α）对流体入渗、运移规律及孔隙演化机制的影响。实时监测了注水过程中T₂曲线和MRI图像的演化特征，系统分析了不同预制裂隙倾角下注入压力的变化规律，并通过T₂曲线与MRI图像的联合分析，研究了孔隙演化与孔隙水运移的特性。最后，探讨了注水过程中α对水分渗流及孔隙演化的影响机制，并基于实验结果提出了对现场压裂作业的实践启示。主要结论如下：

(1)不同注水压力下水分渗流呈现显著差异。在缓慢增压阶段（Ⅰ），水分主要流入预制裂隙。随着持续注水，在稳定增压阶段（Ⅱ），尽管注入压力较低且流体入渗区范围有限，但渗流速率达到最大。大部分孔隙损伤发生在快速增压阶段（Ⅲ），此时较高压力驱动试样内部发生显著结构变化。

(2)流体入渗促使孔隙由非饱和状态向饱和状态转化。升高注水压力可扩大饱和区孔隙孔径，并推动吸附孔隙向渗流孔隙转化，吸附孔隙比例随之逐渐降低。由于流体入渗区内存在压力梯度，注入压力诱发的损伤主要集中在近井裂缝附近区域。

(3)预制裂隙倾角（α）显著影响流体入渗与运移。当α=0°时渗流速率最快、流体入渗区范围最大，α=45°时流体入渗区范围最小。无论α如何取值，水分沿裂隙壁面的渗流速率始终快于裂隙尖端，且流体入渗前沿倾斜度随α增大而增加。

(4)实验结果表明，优化压裂参数时应使射孔方向（注入方向）平行于裂缝走向，缩短缓慢增压阶段持续时间，并延长快速增压阶段。

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参考文献：

[1] Wu S F, Zhang Y F, Zhao Y, et al. Real-time NMR investigation of water infiltration mechanisms and pore structure evolution in fractured sandstone near-wellbore regions[J]. Petroleum Science, 2025.