WO2012131260A1 - Conduite tubulaire flexible sous-marine pour grande profondeur et procede de fabrication - Google Patents

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WO2012131260A1
WO2012131260A1 PCT/FR2012/050662 FR2012050662W WO2012131260A1 WO 2012131260 A1 WO2012131260 A1 WO 2012131260A1 FR 2012050662 W FR2012050662 W FR 2012050662W WO 2012131260 A1 WO2012131260 A1 WO 2012131260A1
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flexible tubular
manufacturing
swelling
tension
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Antoine Felix-Henry
Pascal Estrier
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Technip France
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    • B29C53/70—Winding and joining, e.g. winding spirally helically using internal forming surfaces, e.g. mandrels with rotatable winding feed member and moving axially

Definitions

  • the present invention relates to a method of manufacturing an underwater flexible tubular pipe for the transport of fluids of the hydrocarbon or other type, intended to be used in particular at great depth. It also relates to a pipe obtained according to the method object of the invention.
  • a sealed tubular structure consisting essentially, from the inside to the outside, of a waterproof sheath or pressure sheath, a pressure vault made of a wire of form wrapped short pitch around the sheath, and at least one layer of armor son helically wrapped long pitch around said pressure vault.
  • short pitch corresponds to a helix angle of between 70 ° and 90 °
  • long pitch corresponds to a helix angle of less than 60 °.
  • the hydrocarbon is intended to flow inside the sealed sheath.
  • the pressure vault comes to take the radial forces exerted on the pipe, while the layer of armor wire comes to take the axial forces of traction.
  • the layer of armor wires is usually covered with an outer sealing sheath, so as to preserve the various underlying layers of the surrounding water.
  • Some flexible pipes have no pressure vault, but in this case have crossed armor wound with a helix angle close to 55 °, this particular angle allowing the armor to take both radial and axial forces.
  • These pipes when installed in a submarine environment, are subject to external pressures that may be higher than the internal pressure inside.
  • axial compression may occur which is known to those skilled in the art as the reverse end cap effect. This effect tends to shorten the driving.
  • These axial compression efforts can reach a very high level. For example, a gas transport pipe with an outside diameter of 300 mm installed at a depth of 2000 m can undergo an axial compression force of the order of 140 tons when it is depressurized. The pipe is then subjected to an external pressure of about 200 bar, while the internal pressure is close to 1 bar.
  • the inverse bottom effect thus tends to axially compress the flexible pipe, and thus to shorten its length, which tends to increase its diameter.
  • This phenomenon has the effect of also causing a swelling of the plies of tensile armor, ie a radial excursion of the armor son.
  • the hydrostatic pressure prevailing outside the pipe effectively opposes the swelling of the layers of tensile armor.
  • the outer sheath is no longer tight, for example following an accidental tear, the water invades the inside of the outer sheath and the latter is no longer force applied to the hydrostatic pressure against layers of armor wires and therefore no longer opposes swelling.
  • the son composing the tensile armor plies can flare in a radial mode, which can cause irreversible local deformation of said layers of yarns.
  • armor which take the form of a "bird cage”. The flexible pipe is then locally denatured.
  • a known solution for reducing this risk of radial buckling in "birdcage” consists of winding in a short pitch helix around the layers of tensile armor yarns, ribbons reinforced with aramid fibers, which ribbons present a high tensile strength along their longitudinal axis. This anti-swelling layer makes it possible precisely to limit the swelling of the layers of tensile armor wires. These ribbons Moreover, they have great flexibility in bending, which facilitates the handling and winding operations around the armor plies. Finally, with equal mechanical characteristics, they are much lighter than metal tapes, which reduces the weight of the flexible pipe.
  • this solution has a number of disadvantages.
  • these ribbons reinforced with aramid fibers are very expensive.
  • this solution does not completely solve the problem of lateral buckling armor son, ("lateral buckling" in English), especially when the pipe is simultaneously subjected to variations in curvature, especially near the seabed.
  • the pipe can be biased simultaneously in axial compression, because of the inverse bottom effect, and in bending, because of the movements of the floating support to which the pipe is connected.
  • the armor no longer have the ability to inflate freely in a radial mode, it remains possible that they blaze in a lateral or circumferential mode.
  • a problem that arises and that the present invention aims to solve is to provide a flexible pipe which not only can be manufactured at a cost advantage but also withstands the reverse bottom effect better.
  • the present invention proposes, according to a first aspect, a method of manufacturing a submarine flexible tubular pipe intended for the transport of hydrocarbons, said method being of the type according to which, on the one hand, a tubular structure is provided.
  • waterproof membrane covered with at least one layer of armor wires helically wrapped with a long pitch around said tubular structure to be able to take up the axial forces when said tubular structure is stretched axially, and secondly wound in a helix with a short pitch at least one continuous longitudinal element of a deformable material around said layer of armor wires to form a holding layer able to take up the radial forces of said armor wires when said tubular structure contracts axially.
  • said element is wound longitudinal at a longitudinal tension To so as to stretch said deformable material in a relative elongation corresponding to a tension stress ⁇ lower than the elastic limit value ⁇ ⁇ of said deformable material, said elastic limit value ⁇ ⁇ corresponding to a constraint voltage beyond which the deformation of said material is irreversible.
  • a characteristic of the invention lies in the stretching of the deformable material of the longitudinal element during the winding around the layer of armor wires and this, taking into account the elastic limit value ⁇ ⁇ of said deformable material.
  • said material is stretched according to a relative elongation corresponding to a tension stress ⁇ o between said yield point OE and one-twentieth of said yield value a E.
  • said tension stress Oo is between one-twentieth and one-third of said elastic limit value ⁇ ⁇ .
  • said tension stress ⁇ 0 is between one-tenth and one-quarter of said elastic limit value ⁇ ⁇ .
  • the swelling of the armor is it attenuated when, on the one hand, the immersed pipe is subjected to a substantial inverse bottom effect and, on the other hand, the outer sheath is no longer sealed.
  • an accidental tear causes a flood of the annular space between the pressure sheath and, precisely the outer sheath, and the annular space is then found at the hydrostatic pressure.
  • the swelling of the armor is significantly lower when the deformable material of the longitudinal element has been previously pre-tensioned according to the invention, compared to the armor surrounded by a longitudinal element wound without tension or at a low voltage related to the manufacture according to the prior art.
  • pre-tensioning the longitudinal element of the anti-swelling layer does not increase the maximum axial stress that it will have to endure during the life of the tubular pipe. This modification affects only the duration during which it is stressed in traction.
  • a plurality of continuous longitudinal elements are wound to form said anti-swelling holding layer so as to further increase the resistance to radial swelling of the armor.
  • said at least one continuous longitudinal element is formed into a strip, which facilitates its application. In the case of the implementation of a plurality of strips, they are wound simultaneously around the tensile armor as will be explained later in the description.
  • the stress of tension ⁇ 0 is defined as the average pretension stress in a transverse section of the continuous longitudinal element.
  • ⁇ is equal to the ratio of the pre-tension To by the transverse section of the continuous longitudinal element.
  • the value OE yield strength of the deformable material is measured by performing a tensile test on a sample of the longitudinal element "continuous test vector to obtain a tensile curve representing the change of the voltage mean stress in As long as the stress applied to the sample remains below the elastic limit value ⁇ , the tensile curve has a linear character, the elongation then being proportional to the stress, and As soon as the applied stress becomes greater than ⁇ , the sample irreversibly deforms and the traction curve loses its initial linearity.From this traction curve, the person skilled in the art can easily determine the value.
  • elastic limit ⁇ also called elastic limit, which is the average stress of tension in the section of the continuous longitudinal element, at the transition point between the linear and reversible behavior zone and the irreversible deformation zone.
  • elastic limit ⁇ also called elastic limit, which is the average stress of tension in the section of the continuous longitudinal element, at the transition point between the linear and reversible behavior zone and the irreversible deformation zone.
  • the continuous longitudinal element is either all-metal or reinforced with fibers or metal cables, there is a zone of plastic deformation between the elastic limit and the limit at break, the elastic limit being then much lower than the limit at break.
  • the continuous longitudinal element is reinforced with aramid, carbon or glass fibers, there is hardly any ductile zone, the elastic limit then being almost confused with the limit at break.
  • the method according to the invention reduces the swelling of the armor, compared to the methods according to the prior art, without increasing the number and / or the thickness and / or the strength of the strips of said deformable material, c that is, without increasing the raw material costs. Moreover, as will be explained below in the detailed description, it is conceivable to reduce the number of strips of the deformable material relative to that of the pipes of the prior art, while obtaining similar properties of resistance swelling armor.
  • the fact of further reducing the swelling has a beneficial effect vis-à-vis the resistance to axial compression of the pipe, the lower the swelling, the less the armor are likely to overlap, they are therefore more stable, which also indirectly improves the resistance to lateral buckling.
  • the anti-swelling holding layer is dimensioned so that the radial swelling of the armor threads remains less than their thickness, and more advantageously to their half thickness.
  • the process according to the invention is advantageously carried out on tight tubular structures having a diameter greater than 250 millimeters, since the swelling of the armor is substantially proportional to the diameter of the pipes.
  • the method according to the invention is advantageously implemented on tubular structures of which said armor wires have a thickness of less than 6 millimeters, preferably less than 3 mm.
  • the invention is all the more advantageous as the thickness of said armor wires is low, in which case it makes it possible to effectively limit the swelling within the thickness of said wires. This is for example the case of composite armor epoxy carbon having a thickness of about 1 millimeter. If it is desired to operate such pipes in axial compression, it is necessary to equip the pipe with a very effective holding layer capable of maintaining the swelling within 1 millimeter of amplitude and preferably below 0.5 millimeter. .
  • Kevlar® strips each strip having a thickness of the order of 0.6 millimeters, to meet the need. Pre-tensioning these strips makes it possible to obtain the same result by saving up to 4 layers, as will be explained in more detail later in the description.
  • the method according to the invention is advantageously implemented on tight tubular structures having armor son wound long pitch at an arming angle greater than or equal to 20 °.
  • Swelling is an increasing function of the winding angle of helical armor.
  • the invention is therefore all the more advantageous as the arming angle is high. This is the case for pipes with an arming angle close to 55 ", especially when these structures also have a large diameter, such as for example the smooth-bore gas transport structures of the type disclosed in WO2008 / 145861. It also makes it possible to reduce significantly the number of layers of bands.
  • the object of the invention also makes it possible to reduce the possibilities of swelling without reducing the number of layers or the cost, so as to improve the resistance to axial compression of the pipe under extreme conditions of depth. of water and dynamic stresses, than to reduce the number of layers and therefore the cost for a reduction of the possibilities of swelling identical to those of the prior art.
  • said longitudinal tension T 0 is advantageously greater than or equal to 250 daN, more preferably greater than or equal to 350 daN, still more preferably greater than or equal to 500 daN, and preferably greater than or equal to 1000 daN.
  • the voltages are expressed in deca newton, of daN symbol. The above voltage levels are much higher than those of the past practice, and their implementation requires the use of new, more powerful and expensive installations.
  • the ratio T 0 / L between firstly said longitudinal tension T 0 expressed in deca newtons, and secondly the width L of said continuous longitudinal element expressed in centimeters (symbol cm), is greater than or equal to 20 daN / cm, advantageously greater than or equal to 40 daN / cm and preferably greater than or equal to 80 daN / cm.
  • FIG. 1 is a schematic perspective view showing the structure of a flexible tubular conduit according to the invention
  • Figure 2 is a schematic view showing an installation for manufacturing a flexible tubular conduit according to the invention
  • FIG. 3 is a schematic cross sectional view of the installation shown in Figure 2, according to a first embodiment
  • FIG. 4 is a schematic transverse detail view of the installation shown in FIG. 2, according to a second variant embodiment
  • FIGS 5A and 5B are perspective views showing the section of the flexible tubular conduit shown in Figure 1;
  • Figure 6 is a graph illustrating the behavior of line 0 illustrated in Figure 1.
  • FIG. 1 illustrates a flexible pipe 0 object of the present invention and obtained by the method also object of the invention and will be described below.
  • This pipe is of the "rough bore” type, but the invention also applies to “smooth bore” type pipes.
  • the pipe is called “rough 5 boron” because it comprises as the innermost layer, an inner carcass 12 made of a stapled wire.
  • the pipe 10 comprises at least one anti-swelling layer 24 which is the subject of the invention, surrounding the traction armor plies 18, 20, and made by winding longitudinal elements made of strips of a deformable synthetic material .
  • Other forms of elements longitudinal elements can be implemented, for example synthetic ropes.
  • an armoring installation 26 for implementing the manufacturing method according to the invention for manufacturing a flexible pipe.
  • the armoring installation 26 extends longitudinally between an upstream 28 and a downstream 30, and a flexible tubular pipe section 32 during manufacture extends through the arming installation 26 between the upstream 28 and downstream 30.
  • the flexible tubular pipe is driven in translation along arrow F from upstream 28 downstream 30.
  • the armoring installation 26 comprises, upstream 38, a first support wheel 34 having a first center 35 through which a first section portion 40 passes.
  • the first support wheel 34 comprises a plurality of first coils 36, for example four a first armor wire 38.
  • the first support wheel 34 is rotated in a given direction to wind the first armor wires 38 into contiguous helices around the section portion 40, and resting on the pressure vault, marked 16 in FIG. 1.
  • a first layer of tensile armor is then formed on a second portion 41.
  • the arming installation 26 also comprises, spaced from the first support wheel 34, upstream 38, a second support wheel 42, substantially identical to the first, but driven in the opposite direction to said given direction. It comprises a plurality of second coils 44 of second armor wires 46 which are wound in cross-connected helices on the first armor wires 38. A third portion 48 is covered with a second layer of tensile armor.
  • the third portion 48 will then be covered with a frangible band 50, which is stored on a tape reel 52 mounted on a spiral 54.
  • the following will be described in detail the spiral winder, which allows to wind helically the tape anti and swelling 50 to form contiguous spirals 55.
  • a fourth portion 56 is then covered with the frangible band 50 and engages in a drive device 58 comprising at least two caterpillar tracks 60. This device makes it possible to draw the driving through the winding installation to simultaneously realize the various layers mentioned above.
  • FIG. 3 a first embodiment of the spiraling machine 54, which makes it possible to apply the anti-swelling band 50 by printing a tension T.
  • the anti-swelling band 50 is made of a deformable synthetic material made of woven fibers, for example aramid fibers.
  • the strip 50 is stretched according to a longitudinal tension T 0 so as to stretch said deformable material according to a relative elongation corresponding to a stress of tension ⁇ lower than the elastic limit value ⁇ ⁇ of said deformable material, for example at OE is between 5% and 30% of the yield strength OE.
  • the tape reel 52 has a free rotation shaft whose direction is substantially inclined relative to in a direction parallel to the pipe 32 so as to form the contiguous spirals 55.
  • the spiral winder makes it possible to drive the belt spool 52 in rotation about the flexible pipe 32 in the direction of the clockwise needle in FIG. 3, while it reels freely maintaining the inclination of its shaft relative to the pipe 32.
  • the tension T is adjusted by braking the tape reel 52.
  • the shaft of the reel is equipped with a brake 64 which opposes the rotation of the latter.
  • the greater the braking the higher the tension T printed at the band 50 is strong. So that the voltage remains substantially constant, it is necessary to control the braking on the shaft of the coil 62 to the outer radius Rb of the band wound on the coil 52.
  • the coil is full and Rb is maximum. As the reel unwinds, Rb decreases to a minimum value when the reel is almost empty.
  • the tension printed at the band 50 is equal to the ratio of the braking torque applied by the brake on the shaft of the coil 62 and the radius Rb.
  • the strip coil 52 is equipped with measuring means 66 of the radius Rb, for example a roller-type sensor resting on the wound strip and mounted on a mobile support of the jack or spring type, or a distance sensor. , and the braking torque is reduced in real time as a function of the measurements of the outer radius Rb.
  • Controlled braking brakes 68 disposed between the belt reel 52 and the tangent point 70 of laying on the hose.
  • These controlled braking means 68 may for example consist of a capstan equipped with a brake controlled according to a voltage measurement performed by a three-roller system 72 equipped with a force sensor.
  • FIG. 4 schematically showing pipe sections provided with an anti-swelling band, to illustrate the manufacturing process according to the invention.
  • FIG. 5A shows a flexible tubular pipe section 74 having from inside to outside a sealed tubular structure 76 covered with two layers of armor wires and an anti-swelling band 78.
  • the strip is thus wound under a longitudinal tension ⁇ around the tensile armor, which generates a circumferential preload ⁇ lower than the elastic limit of the material of the strip.
  • This preload ⁇ has the effect of tightening the tensile armor and generates an initial contact pressure Po between the band 78 and the armor.
  • This initial contact pressure Po also called pre-tightening pressure, is substantially equal to the circumferential preload ⁇ 0 factor of the quotient of the thickness of the strip 78 and the radius R of the internal diameter of the strip 78 (P 0 " ⁇ 0 E / R).
  • the longitudinal tension To is equal to the circumferential prestress ⁇ 0 factor of the thickness E of the strip and its width L.
  • the longitudinal tension T 0 is substantially equal to the pre-tightening pressure Po factor of the width of the strip 78 and the radius R of the inner diameter of the strip 78 (To "Po LR).
  • a beneficial effect of the band 50 occurs as soon as the pre-clamping pressure Po between the band 78 and the tensile armor is greater than only a few percent of the maximum hydrostatic pressure.
  • P ex t to which the pipe must be able to withstand that is to say the hydrostatic pressure on the seabed.
  • the beneficial effect occurs when the pre-clamping pressure P 0 is greater than 4% of the hydrostatic pressure P ex t, and preferably greater than 10% of Pext.
  • the means to be implemented to print to the band a corresponding longitudinal tension must be adapted given the very high level of effort.
  • the maximum hydrostatic pressure P ex t to which it must be able to withstand is approximately 300 bar
  • the circumferential prestressing ⁇ 0 determined by the longitudinal tension To of the band during installation must advantageously be fixed so that the pre-clamping pressure P 0 is greater than 12 bar, for example 30 bar.
  • the pre-clamping pressure Po is significantly lower than the hydrostatic pressure Pext, the internal metal layers of the pipe easily support this pre-tightening pressure Po-
  • AR2 R ⁇ / G «R 2 P c / (GE) It follows that AR2 is greater than AR1, which shows that the application of a pre-stress to the band 78 according to the present invention reduces the swelling of the armor.
  • FIG. 6 This technical effect is illustrated graphically in FIG. 6.
  • This figure shows a graph on which the circumferential stress ⁇ is in abscissa 79, while the variation of the internal radius R of the strip 78 is on the ordinate 81.
  • a first variation curve 80 of a non-pre-stressed anti-swelling band during laying (prior art)
  • a second variation curve 82 of the strip 78 having a pre-stress stress ⁇ It will be observed that these two curves are parallel lines whose slope is proportional to the radius R and inversely proportional to the modulus of elasticity G.
  • the armor and the band start to swell along the slope 86 of the second variation curve 82.
  • the internal radius variation AR1 for the anti-swelling band pre-stressed and corresponding to the second variation curve 82 is less than the variation AR2 for the anti-swelling band without pre-stressing. and corresponding to the first variation curve 80. It will also be noted on the graph of FIG. 6 that the gain on the swelling is greater the greater the circumferential pre-stress ⁇ .
  • the invention differs from the prior art not by the maximum level of stress that the anti-scuffing band may undergo during its lifetime, which level remains the same, but rather the length of time that lower-level constraints are applied.
  • the circumferential stress in the anti-swelling band remains virtually nil during the first nineteen years and then becomes equal to ⁇ during the last year.
  • the circumferential stress in the anti-swelling band is equal to the pre-stress Oo during the first nineteen years and then becomes equal to ⁇ during the last year.
  • a maximum stress a m not to be exceeded is determined, where m m is less than OE, where m is typically between one-half and three-quarters of OE.
  • the flexible tubular pipe is a pipe 280 mm inside diameter which has from inside to outside the following layers:
  • a first polymeric anti-wear layer with a thickness of 1.5 mm;
  • This large diameter structure is intended to be used at very large depths of 3,000 m. This is the reason why it includes a carcass and a pressure vault very thick, as well as 4 layers of armor also relatively thick.
  • the anti-swelling layer of such a pipe must comprise eight layers of Keviar® woven strips with a high modulus of elasticity.
  • Each strip layer has a thickness of the order of 0.5 mm, or 4 mm in total for the eight superimposed layers.
  • Each of these eight layers is made by winding with contiguous turns and short pitch through a winding installation similar to the apparatus 54 of Figure 2.
  • the anti-swelling strips are woven strips of width L equal to 130 mm, 0.5 mm thick, having a tensile strength at the yield point of the order of 8600 daN, an average elastic limit ⁇ ⁇ of the order of 1300 MPa, and a mean modulus of elasticity of order of 105 GPa.
  • the laying tension of these strips is low, typically of the order of 5 daN to 20 daN, and the machines used to wind these bands around the pipe are lightweight machines and low power.
  • These low cost machines are generally called “tape machines” or “winders”, in contrast to “spiral” machines that are much more powerful and expensive machines.
  • This pipe is designed to withstand from 3,000 m depth to a very important inverse bottom effect in the most unfavorable case where on the one hand the pipe is depressurized with 300 bar outside and 1 bar inside, and on the other hand the outer sheath has lost its seal and the ring finger is flooded. Under these extreme conditions, the aforementioned 8 layers of Keviar® strip are able to limit the radial swelling of the armor below 1, 5 mm. This maximum swelling being much smaller than the thickness of the wires of 5 mm armor, the risk of overlapping of the threads is avoided and the stability of the armor plies ensured.
  • the strips are subjected to a longitudinal tension under load of the order of 2000 daN which remains much lower than the yield strength resistance which is of the order of 8600 daN.
  • the tension of 2000 daN corresponding to an average stress of the order of 308 MPa said average stress remaining much lower than the elastic limit OE of the order of 1300 MPa.
  • the main drawback of this solution of the prior art is the high cost of the anti-swelling layer since it is necessary to provide 8 layers of Keviar® strip and to install them around the tubular pipe.
  • the number of layers of the anti-swelling band can be reduced by pre-tensioning the strips according to the following Table I. It will be observed in this table, that the voltage measurements are expressed in deca Newton, by the symbol daN.
  • the first line corresponds to prior practice while the other five lines correspond to five embodiments according to the present invention.
  • the embodiment corresponding to the fifth line of this table is particularly advantageous. It makes it possible to halve the number of layers of Kevlar® compared to the previous use, while maintaining the maximum swelling of the identical armor and while avoiding subjecting the bands to maximum stresses greater than those of the previous use.
  • the pre-stress voltage To is equal to 2000 daN, which corresponds to a voltage pre-stress ⁇ equal to 23.2% of the elastic limit ⁇ , and to a ratio T 0 / L equal to 154 daN / cm.
  • the embodiment of the last line of Table I is less interesting, although it allows to remove an extra layer of Kevlar®, because it requires the application of a very high voltage T 0 which has the disadvantage of increasing the constraints in service in the strips, and require the use of a high power spiral to perform the winding operation of said strips.
  • the embodiment of the third line of Table I has the advantage of being able to be implemented with a spiral power of moderate, while allowing a significant gain on the number of Kevlar® layers.
  • an inner diameter pipe of 230 mm is produced. It has from inside to outside the following layers:
  • the anti-swelling layer of this pipe comprises 6 layers of woven Kevlar® strips identical to those described in the first embodiment above.
  • the number of layers of the anti-swelling band can be reduced by pre-tensioning the strips according to the following Table II:
  • the first line corresponds to the previous practice while the following 3 lines correspond to 3 embodiments of the present invention.
  • the embodiment of the third line is particularly advantageous, It saves two layers of Kevlar® compared to the previous use, while maintaining the maximum swelling of the identical armor and while avoiding subjecting the bands to constraints higher than those of previous use.
  • the pre-stress voltage T 0 is equal to 1300 daN, which corresponds to a tension pre-stress ⁇ 0 equal to 15.1% of the elastic limit OE, and to a ratio T 0 / L equal to 100 daN / cm.
  • the maximum seabed pressure P ex t in which the submarine flexible tubular pipe is likely to be extended is evaluated, then the number of layers n of anti-swelling strips and the longitudinal tension To to be applied to each of these strips according to the following criterion use the maximum seabed pressure P ex t, the width L of each band and the inner radius R of the innermost layer of bands: n T 0 > 0.04 RL Pext
  • the control of the swelling would be perfect if the contact pressure Po exerted against the outer face of the armor due to the pre-tension of the band was equal to the maximum hydrostatic pressure of the seabed P e xt. There would then be no possibility of swelling, the band would actually reproduce the clamping pressure produced by a sealed outer sheath against which applies the hydrostatic pressure of the seabed P ext . This would in fact be akin to flooding the contact pressures of a dry annular ring.
  • the first line also corresponds to the situation according to the prior art.
  • the fifth column shows, from the third line, the cases where Po is greater than 4% of the maximum hydrostatic pressure of the seabed P ex t, while the sixth column shows from the third line the cases where the stress of tension ⁇ is greater than 5% of the elastic limit ⁇ .
  • the present invention also relates to flexible tubular conduits having the aforementioned characteristics

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Abstract

L'invention concerne un procédé de fabrication d'une conduite tubulaire flexible sous-marine (10). D'une part on fournit une structure tubulaire étanche (12, 14, 16) recouverte d'au moins une couche (18, 20) de fils d'armure autour de ladite structure tubulaire, et d'autre part on enroule en hélice à pas court au moins un élément longitudinal continu d'un matériau déformable autour de ladite couche (18, 20) de fils d'armure pour former une couche de maintien 24. Selon l'invention, on enroule ledit au moins un élément longitudinal sous tension longitudinale T0 de manière à étirer ledit matériau déformable suivant un allongement relatif correspondant à une contrainte de tension σ0 inférieure à la valeur limite d'élasticité σE dudit matériau déformable, ladite valeur limite d'élasticité σΕ correspondant à une contrainte de tension au-delà de laquelle la déformation dudit matériau est irréversible.

Description

Conduite tubulaire flexible sous-marine pour grande profondeur et procédé de fabrication
La présente invention se rapporte à un procédé de fabrication d'une conduite tubulaire flexible sous-marine pour le transport de fluides du type hydrocarbures ou autre, destinée à être utilisée notamment à grande profondeur. Elle concerne également une conduite obtenue selon le procédé objet de l'invention.
Elle concerne plus particulièrement les conduites de type non lié (« unbonded » en anglais) décrites notamment dans les documents normatifs suivants publiés par ΓΑΡΙ (American Petroleum Institute) :
API 17J Spécification for Unbonded Flexible Pipe.
API RP 17B Recommended practice for Flexible Pipe.
Aussi, afin de fabriquer ces conduits tubulaires flexibles on fournit une structure tubulaire étanche, constituée essentiellement, de l'intérieur vers l'extérieur, d'une gaine étanche ou gaine de pression, d'une voûte de pression faite d'un fil de forme enroulé à pas courts autour de la gaine, et d'au moins une couche de fils d'armure enroulés en hélice à pas long autour de ladite voûte de pression. Dans la présente demande, le terme « à pas court » correspond à un angle d'hélice compris entre 70° et 90°, tandis que le terme « à pas long » correspond à un angle d'hélice inférieur à 60°. L'hydrocarbure est destiné à venir s'écouler à l'intérieur de la gaine étanche. La voûte de pression vient reprendre les efforts radiaux qui s'exercent sur la conduite, tandis que la couche de fils d'armure vient reprendre les efforts axiaux de traction.
En outre, on recouvre usuellement la couche de fils d'armure d'une gaine externe d'étanchéité, de manière à préserver les différentes couches sous- jacentes précitées de l'eau environnante.
Certains conduites flexibles ne comportent aucune voûte de pression, mais présentent dans ce cas des armures croisées enroulées avec un angle d'hélice proche de 55°, cet angle particulier permettant aux armures de reprendre à la fois des efforts radiaux et axiaux. Ces conduites, lorsqu'elles sont installées en milieu sous-marin, sont soumises à des pressions externes qui peuvent être plus élevés que la pression interne qui règne à l'intérieur. Aussi, il peut se produire une compression axiale qui est connue de l'homme du métier sous le nom d'effet de fond inverse (« reverse end cap effect » en langue anglaise). Cet effet tend à raccourcir la conduite. Ces efforts de compression axiale peuvent atteindre un niveau très élevé. Par exemple, une conduite de transport de gaz d'un diamètre extérieur de 300 mm installée à une profondeur de 2000 m peut subir un effort de compression axiale de l'ordre de 140 tonnes lorsqu'elle est dépressurisée. La conduite est alors soumise à une pression externe d'environ 200 bar, tandis que la pression interne est voisine de 1 bar.
L'effet de fond inverse a ainsi tendance à comprimer axialement la conduite flexible, et partant, à raccourcir sa longueur, ce qui tend à augmenter son diamètre. Ce phénomène a pour conséquence de provoquer également un gonflement des nappes d'armures de traction, c'est à dire une excursion radiale des fils d'armure. Dans le cas où la gaine externe de la conduite est étanche, la pression hydrostatique régnant à l'extérieur de la conduite s'oppose efficacement au gonflement des couches d'armure de traction. Par contre, si la gaine externe n'est plus étanche, par exemple à la suite d'une déchirure accidentelle, l'eau envahit l'intérieur de la gaine externe et cette dernière n'est plus appliquée à force à la pression hydrostatique contre les couches de fils d'armure et ne s'oppose donc plus au gonflement. Par suite, en l'absence d'un moyen additionnel ayant pour fonction de limiter ce gonflement, les fils composant les nappes d'armures de traction peuvent flamber selon un mode radial, ce qui peut provoquer une déformation locale irréversible desdites couches de fils d'armure, lesquelles prennent une forme de « cage d'oiseau » (« bird cage » en anglais). La conduite flexible est alors localement dénaturée.
Une solution connue permettant de réduire ce risque de flambement radial en « cage d'oiseau » consiste à enrouler en hélice à pas court, autour des couches de fils d'armure de traction, des rubans renforcés de fibres d'aramide, lesquels rubans présentent une grande résistance mécanique en traction suivant leur axe longitudinal. Cette couche anti-gonflement permet précisément de limiter le gonflement des couches de fils d'armure de traction. Ces rubans présentent en outre une grande souplesse en flexion, ce qui facilite les opérations de manutention et d'enroulement autour des nappes d'armures. Enfin, à caractéristiques mécaniques égales, ils sont beaucoup plus légers que des rubans métalliques, ce qui permet de réduire le poids de la conduite flexible.
On pourra notamment se référer aux documents WO03/083343, FR2926347 et WO2008/135663, lesquels décrivent de tels types de conduites.
Cependant, cette solution présente un certain nombre d'inconvénients. Tout d'abord, ces rubans renforcés en fibres aramides sont très coûteux. En outre, cette solution ne résout pas totalement le problème de flambement latéral des fils d'armure, (« latéral buckling » en langue anglaise), notamment lorsque la conduite est simultanément soumise à des variations de courbure, notamment à proximité du fond marin. Dans cette zone la conduite peut être sollicitée simultanément en compression axiale, du fait de l'effet de fond inverse, et en flexion, du fait des mouvements du support flottant auquel la conduite est raccordée. Dans ces conditions, dès lors que les armures n'ont plus la possibilité de gonfler librement selon un mode radial, il reste possible qu'elles flambent selon un mode latéral ou circonférentiel.
Aussi, un problème qui se pose et que vise à résoudre la présente invention, est de fournir une conduite flexible qui non seulement peut être fabriquée à un coût avantageux, mais aussi qui résiste mieux à l'effet de fond inverse.
Dans ce but, la présente invention propose, selon un premier aspect, un procédé de fabrication d'une conduite tubulaire flexible sous-marine destinée au transport des hydrocarbures, ledit procédé étant du type selon lequel, d'une part on fournit une structure tubulaire étanche recouverte d'au moins une couche de fils d'armure enroulés en hélice à pas long autour de ladite structure tubulaire pour pouvoir reprendre les efforts axiaux lorsque ladite structure tubulaire est étirée axialement, et d'autre part on enroule en hélice à pas court au moins un élément longitudinal continu d'un matériau déformable autour de ladite couche de fils d'armure pour former une couche de maintien apte à reprendre les efforts radiaux desdits fils d'armure lorsque ladite structure tubulaire se contracte axialement. Selon l'invention, on enroule ledit élément longitudinal sous une tension longitudinale To de manière à étirer ledit matériau déformable suivant un allongement relatif correspondant à une contrainte de tension σο inférieure à la valeur limite d'élasticité σΕ dudit matériau déformable, ladite valeur limite d'élasticité σΕ correspondant à une contrainte de tension au- delà de laquelle la déformation dudit matériau est irréversible.
Ainsi, une caractéristique de l'invention réside dans l'étirement du matériau déformable de l'élément longitudinal durant l'enroulement autour de la couche de fils d'armure et ce, en tenant compte de la valeur limite d'élasticité σΕ dudit matériau déformable.
On étire, de préférence, ledit matériau suivant un allongement relatif correspondant à une contrainte de tension σο comprise entre ladite valeur limite d'élasticité OE et le vingtième de ladite valeur limite d'élasticité aE.
En outre, avantageusement, ladite contrainte de tension Oo est comprise entre le vingtième et le tiers de ladite valeur limite d'élasticité σΕ. Préférentiellement, ladite contrainte de tension σ0 est comprise entre le dixième et le quart de ladite valeur limite d'élasticité σΕ.
Au surplus, on forme avantageusement une gaine externe étanche autour de ladite couche de maintien afin de protéger l'intérieur de la conduite.
Aussi, le gonflement des armures est-il atténué lorsque, d'une part la conduite immergée est soumise à un effet de fond inverse important et que d'autre part la gaine externe n'est plus étanche. Bien qu'elle le soit généralement, il se peut qu'une déchirure accidentelle provoque une inondation de l'espace annulaire compris entre la gaine de pression et, précisément la gaine externe, et l'espace annulaire se retrouve alors à la pression hydrostatique. Or, il s'avère que le gonflement des armures est nettement plus faible lorsque le matériau déformable de l'élément longitudinal a été préalablement pré-tensionné selon l'invention, en comparaison des armures entourées d'un élément longitudinal enroulé sans tension ou à une tension faible liée à la fabrication conformément à l'art antérieur.
Contrairement à ce qu'on pouvait imaginer, le fait de pré-tensionner l'élément longitudinal de la couche anti-gonflement, n'augmente pas la contrainte maximale axiale qu'il aura à endurer au cours de la vie de la conduite tubulaire. Cette modification affecte uniquement la durée pendant laquelle il est sollicité en traction.
Préférentiellement, on enroule une pluralité d'éléments longitudinaux continus pour former ladite couche de maintien anti-gonflement de manière à accroître plus encore la résistance au gonflement radial des armures. En outre, ledit au moins un élément longitudinal continu est formé en une bande, ce qui facilite son application. Dans le cas de la mise en oeuvre d'une pluralité de bandes, elles sont enroulées simultanément autour des armures de traction comme on l'expliquera par la suite dans la description.
La contrainte de tension σ0 est définie comme étant la contrainte de prétension moyenne dans une section transverse de l'élément longitudinal continu. Par suite σο est égale au ratio de la pré-tension To par la section transverse de l'élément longitudinal continu.
La valeur limite d'élasticité OE du matériau déformable est mesurée en effectuant un essai de traction sur un échantillon de l'élément longitudinal " continu, essai classique permettant d'obtenir une courbe de traction représentant l'évolution de la contrainte moyenne de tension en fonction de l'allongement de l'échantillon. Tant que la contrainte appliquée à l'échantillon reste inférieure à la valeur limite d'élasticité σε, la courbe de traction présente un caractère linéaire, l'allongement étant alors proportionnel à la contrainte, et les déformations restant réversibles. Dès lors que la contrainte appliquée devient supérieure à σε, l'échantillon se déforme irréversiblement et la courbe de traction perd sa linéarité initiale. A partir de cette courbe de traction, l'homme du métier peut aisément déterminer la valeur limite d'élasticité σε , encore appelée limite élastique, qui est donc la contrainte moyenne de tension dans la section de l'élément longitudinal continu, au point de transition entre d'une part la zone de comportement linéaire et réversible et d'autre part la zone des déformations irréversibles. Dans le cas où l'élément longitudinal continu est soit entièrement métallique, soit renforcé avec des fibres ou des câbles métalliques, il existe une zone de déformation plastique entre la limite élastique et la limite à la rupture, la limite élastique étant alors nettement inférieure à la limite à la rupture. Dans le cas où l'élément longitudinal continu est renforcé avec des fibres d'aramide, de carbone ou de verre, il n'y a quasiment pas de zone ductile, la limite élastique étant alors quasiment confondue avec la limite à la rupture.
Grâce à la méthode selon l'invention, on réduit le gonflement des armures, par rapport aux méthodes selon l'art antérieur, sans pour autant augmenter le nombre et/ou l'épaisseur et/ou la résistance des bandes dudit matériau déformable, c'est-à-dire sans augmenter les coûts en matière première. Au surplus, ainsi qu'on l'expliquera ci-après dans la description détaillée, il est envisageable de réduire le nombre de bandes du matériau déformable par rapport à celui des conduites de l'art antérieur, tout en obtenant des propriétés semblable de résistance au gonflement des armures.
Par ailleurs, le fait de réduire plus encore le gonflement a un effet bénéfique vis-à-vis de la résistance à la compression axiale de la conduite, Plus le gonflement est faible, moins les armures ont de chance de se chevaucher, elles sont donc plus stables, ce qui améliore aussi indirectement la résistance au flambement latéral. Pour éviter le chevauchement des armures, on dimensionne la couche de maintien anti-gonflement de telle sorte que le gonflement radial des fils d'armure reste inférieur à leur épaisseur, et plus avantageusement à leur demi épaisseur.
Le procédé selon l'invention est avantageusement mis en oeuvre sur des structures tubulaires étanches présentant un diamètre supérieur à 250 millimètres, car le gonflement des armures est sensiblement proportionnel au diamètre des conduites.
Au surplus, le procédé selon l'invention est avantageusement mis en œuvre sur des structures tubulaires dont lesdits fils d'armure présentent une épaisseur inférieure à 6 millimètres, préférentiellement inférieure à 3mm. L'invention est d'autant plus avantageuse que l'épaisseur desdits fils d'armure est faible, cas elle permet alors de limiter efficacement le gonflement en deçà de l'épaisseur desdits fils. C'est par exemple le cas des armures composites en carbone époxy présentant une épaisseur de l'ordre de 1 millimètre. Si on souhaite faire travailler de telles conduites en compression axiale, il est nécessaire d'équiper la conduite d'une couche de maintien très performante capable de maintenir le gonflement en deçà de 1 millimètre d'amplitude et préférentiellement en dessous de 0,5 millimètre. Selon l'art antérieur, de telles couches sont très coûteuses, puisqu'il est nécessaire de superposer parfois jusqu'à 6 à 8 couches de bandes en Kevlar®, chaque bande ayant une épaisseur de l'ordre de 0.6 millimètre, pour répondre au besoin. Le fait de pré- tensionner ces bandes permet d'obtenir le même résultat en économisant jusqu'à 4 couches, comme on l'expliquera plus en détail dans la suite de la description.
Par ailleurs, le procédé selon l'invention est avantageusement mis en œuvre sur des structures tubulaires étanches présentant des fils d'armure enroulés à pas long selon un angle d'armage supérieur ou égal à 20°. Le gonflement est une fonction croissante de l'angle d'enroulement des armures en hélice. L'invention est donc d'autant plus avantageuse que l'angle d'armage est élevé. Ceci est le cas pour les conduites présentant un angle d'armage proche de 55", notamment lorsque ces structures présentent aussi un diamètre important, comme par exemple les structures smooth-bore de transport de gaz du type de celles divulguées dans le document WO2008/145861. Elle permet là aussi de réduire significativement le nombre de couches de bandes.
L'objet de l'invention permet tout aussi bien de réduire les possibilités de gonflement sans pour autant réduire le nombre de couches ni le coût, de manière à d'améliorer la résistance à la compression axiale de la conduite dans des conditions extrêmes de profondeur d'eau et de sollicitions dynamiques, que de réduire le nombre de couches et par conséquent le coût pour une réduction des possibilités de gonflement identique à celles de l'art antérieur.
En outre, la dite tension longitudinale T0 est avantageusement supérieure ou égale à 250 daN, plus avantageusement supérieure ou égal à 350 daN, encore plus avantageusement supérieure ou égale à 500 daN, et préférentiellement supérieure ou égal à 1000 daN. Dans la présente demande, les tensions sont exprimées en deca newton, de symbole daN. Les niveaux de tension ci-dessus sont très supérieurs à ceux de la pratique antérieure, et leur mise en œuvre nécessite l'emploi de nouvelles installations bien plus puissantes et coûteuses.
En outre, selon un autre mode de réalisation, le ratio T0 / L entre d'une part ladite tension longitudinale T0 exprimée en deca newtons, et d'autre part la largeur L dudit élément longitudinal continu exprimée en centimètres (symbole cm), est supérieur ou égal à 20 daN/cm, avantageusement supérieur ou égal à 40 daN/cm et préférentiellement supérieur ou égal à 80 daN/cm.
D'autres particularités et avantages de l'invention assortiront à la lecture de la description faite ci-après d'un mode de réalisation particulier de 5 l'invention, donné à titre indicatif mais non limitatif, en référence aux dessins annexés sur lesquels :
- la Figure 1 est une vue schématique en perspective montrant la structure d'une conduite tubulaire flexible conforme à l'invention ;
- la Figure 2 est une vue schématique montrant une installation de î o fabrication d'une conduite tubulaire flexible selon l'invention ;
- la Figure 3 est une vue schématique transversale de détail de l'installation représentée sur la Figure 2, selon une première variante de réalisation ;
- la Figure 4 est une vue schématique transversale de détail de 15 l'installation représentée sur la Figure 2, selon une seconde variante de réalisation ;
- les Figures 5A et 5B sont des vue en perspective montrant la section de la conduite tubulaire flexible illustrée sur la Figure 1 ; et,
- la Figure 6 est un graphique illustrant le comportement de la conduite 0 illustrée sur la Figure 1.
La Figure 1 illustre une conduite flexible 0 objet de la présente invention et obtenue selon le procédé également objet de l'invention et que l'on décrira ci-après. Cette conduite est de type « rough bore » mais l'invention s'applique aussi aux conduites de type « smooth bore ». La conduite est dite « rough 5 bore » car elle comprend comme couche la plus interne, une carcasse interne 12 faite d'un fil de forme agrafé. Ensuite, de l'intérieur vers l'extérieur, elle comprend une gaine interne d'étanchéité 14, une voûte de pression 16, une paire de nappes d'armures croisées de tension 18, 20, et une gaine externe de protection 22. En outre, la conduite 10 comporte au moins une couche anti-0 gonflement 24 objet de l'invention, entourant les nappes d'armures de traction 18, 20, et réalisée par enroulement d'éléments longitudinaux faits de bandes d'un matériau synthétique déformable. D'autres formes d'éléments longitudinaux peuvent être mises en œuvre, par exemple des cordes synthétiques.
On décrira maintenant en référence à la Figure 2, une installation d'armage 26 permettant de mettre en œuvre le procédé de fabrication conforme à l'invention pour fabriquer une conduite flexible. L'installation d'armage 26 s'étend longitudinalement entre un amont 28 et un aval 30, et un tronçon de conduite tubulaire flexible 32 en cours de fabrication s'étend à travers l'installation d'armage 26 entre l'amont 28 et l'aval 30. La conduite tubulaire flexible est entraînée en translation selon la flèche F de l'amont 28 vers l'aval 30.
L'installation d'armage 26 comprend, vers l'amont 38, une première roue support 34 présentant un premier centre 35 que traverse une première portion de section 40. La première roue support 34 comprend une pluralité de premières bobines 36, par exemple quatre-vingts, sur chacune desquelles est enroulé un premier fil d'armure 38. La première roue support 34 est entraînée en rotation dans un sens donné pour enrouler les premiers fils d'armure 38 en hélices jointives autour de la portion de section 40, et en appui sur la voûte de pression, repérée 16 sur la Figure 1. Une première couche d'armure de traction est alors formée sur une deuxième portion 41.
L'installation d'armage 26 comprend également, espacée de la première roue support 34, vers l'amont 38, une seconde roue support 42, sensiblement identique à la première, mais entraînée en sens inverse audit sens donné. Elle comporte une pluralité de secondes bobines 44 de seconds fils d'armure 46 lesquels sont enroulés en hélices jointives de manière croisée sur les premiers fils d'armure 38. Une troisième portion 48 est recouverte d'une deuxième couche d'armure de traction.
La troisième portion 48 va alors être recouverte d'une bande antigonflement 50, laquelle est stockée sur une bobine à bande 52 montée sur une spiraleuse 54. On décrira ci-après en détail la spiraleuse, laquelle permet d'enrouler en hélice la bande anti-gonflement 50 pour former des spirales jointives 55. Une quatrième portion 56 est alors recouverte de la bande antigonflement 50 et elle vient en prise dans un dispositif d'entraînement 58 comprenant au moins deux trains de chenille 60. Ce dispositif permet de tirer la conduite à travers l'installation d'armage pour réaliser simultanément les différentes couches précitées.
On détaillera maintenant en référence à la Figure 3, un premier mode de réalisation de la spiraleuse 54, laquelle permet d'appliquer la bande anti- gonflement 50 en lui imprimant une tension T.
Ainsi qu'on l'expliquera ci-après plus en détail, la bande anti-gonflement 50 est réalisée dans un matériau synthétique déformable fait de fibres tissées, par exemple en fibres d'aramide. Selon l'invention, la bande 50 est étirée selon une tension longitudinale T0 de manière à étirer ledit matériau déformable suivant un allongement relatif correspondant à une contrainte de tension σο inférieure à la valeur limite d'élasticité σΕ dudit matériau déformable, par exemple à OE est compris entre 5% et 30% de la valeur limite d'élasticité OE.
On retrouve sur la Figure 3, la conduite flexible 32 en section droite et la bande anti-gonflement 50 stockée enroulée sur la bobine à bande 52. La bobine à bande 52 présente un arbre de rotation libre, dont la direction est sensiblement inclinée par rapport à une direction parallèle à la conduite 32 de manière à former les spirales jointives 55. La spiraleuse permet d'entraîner la bobine à bande 52 en rotation autour de la conduite flexible 32 selon le sens des aiguille d'une montre sur la Figure 3, tandis qu'elle se dévide librement en conservant l'inclinaison de son arbre par rapport à la conduite 32.
Selon ce premier mode de réalisation, la tension T est ajustée par freinage de la bobine à bande 52. L'arbre de la bobine est équipé d'un frein 64 qui s'oppose à la rotation de cette dernière. Plus le freinage est fort, plus la tension T imprimée à la bande 50 est forte. Afin que la tension reste sensiblement constante, il convient d'asservir le freinage sur l'arbre de la bobine 62 au rayon extérieur Rb de la bande enroulée sur la bobine 52. En début de fabrication, la bobine est pleine et Rb est maximum. Au fur et à mesure du dévidage de la bobine, Rb diminue jusqu'à atteindre une valeur minimale lorsque la bobine est quasiment vide. Or, la tension imprimée à la bande 50 est égale au rapport du couple de freinage appliqué par le frein sur l'arbre de la bobine 62 et du rayon Rb.
Afin de maintenir la tension T constante et par conséquent de compenser la diminution du rayon extérieur Rb il convient de diminuer parallèlement le couple de freinage. Aussi, on équipe la bobine à bande 52 de moyens de mesure 66 du rayon Rb, par exemple un capteur du type galet roulant en appui sur la bande enroulée et monté sur un support mobile de type vérin ou ressort, ou bien un capteur de distance, et on diminue la couple de freinage en temps réel en fonction des mesures du rayon extérieur Rb.
Selon un deuxième mode de réalisation illustré sur la figure 4, où l'on retrouve la conduite 32, la bande 50 et la bobine 52 sur laquelle elle est enroulée, la tension T de la bande 50 est maintenue à une valeur constante par des moyens de freinage contrôlés 68, disposés entre la bobine à bande 52 et le point tangent 70 de pose sur le flexible. Ces moyens de freinage contrôlés 68 peuvent par exemple consister en un cabestan équipé d'un frein asservi en fonction d'une mesure de tension effectuée par un système à trois galets 72 équipé d'un capteur d'effort.
On se référera à présent aux Figures 4 montrant schématiquement des sections de conduite munies d'une bande anti-gonflement, pour illustrer le procéder de fabrication selon l'invention.
Sur la Figure 5A, est représentée une section de conduite tubulaire flexible 74 présentant de l'intérieur vers l'extérieur, une structure tubulaire étanche 76 recouverte de deux couches de fils d'armure et d'une bande anti- gonflement 78. Cette dernière, de diamètre interne D et de rayon interne R (R=D/2), présente une largeur L et une épaisseur E et elle est enroulée en hélice à spires jointives avec un angle d'hélice voisin de 90°.
Lors de la fabrication de la conduite, la bande est donc enroulée sous une tension longitudinale ΤΌ autour des armures de traction, ce qui génère une précontrainte circonférentieile σο inférieure à la limite élastique du matériau de la bande. Cette précontrainte σο a pour effet de serrer les armures de traction et engendre une pression initiale de contact Po entre la bande 78 et les armures. Cette pression initiale de contact Po, encore appelée pression de préserrage, est sensiblement égale à la précontrainte circonférentieile σ0 facteur du quotient de l'épaisseur de la bande 78 et du rayon R du diamètre intérieur de la bande 78 (P0 « σ0 E / R).
Par ailleurs, la tension longitudinale To est égale à la précontrainte circonférentieile σ0 facteur de l'épaisseur E de la bande et de sa largeur L. Aussi, la tension longitudinale T0 est-elle sensiblement égale à la pression de pré-serrage Po facteur de la largeur de la bande 78 et du rayon R du diamètre intérieur de la bande 78 (To « Po L R).
De plus, il a été constaté que de façon surprenante un effet bénéfique de la bande 50 se produisait dès que la pression de pré-serrage Po entre la bande 78 et les armures de traction était supérieure à seulement quelques pour cents de la pression hydrostatique maximale Pext à laquelle doit pouvoir résister la conduite, c'est-à-dire à la pression hydrostatique sur le fond marin. Comme cela sera illustré plus bas, l'effet bénéfique se produit lorsque la pression de pré-serrage P0 est supérieure à 4% de la pression hydrostatique Pext , et avantageusement supérieure à 10% de Pext. On observera toutefois que les moyens à mettre en œuvre pour imprimer à la bande une tension longitudinale correspondante doivent être adaptés compte tenu du niveau très important des efforts.
Par exemple, si la conduite doit être mise en oeuvre à 3.000 m de profondeur, la pression hydrostatique maximale Pext à laquelle elle doit pouvoir résister est d'environ 300 bar, et la précontrainte circonférentielle σ0 déterminée grâce à la tension longitudinale To de la bande lors de la pose, doit avantageusement être fixée de sorte que la pression de pré-serrage P0 soit supérieure à 12 bar, par exemple 30 bar. Dans ces conditions, puisque la pression de pré-serrage Po est nettement inférieure à la pression hydrostatique Pext, les couches métalliques internes de la conduite supportent facilement cette pression de pré-serrage Po-
L'effet de fond inverse, qui se produit lorsque la gaine externe de protection est perforée et que l'annulaire est inondé, engendre un effort axial F de compression axiale qui tend à faire gonfler les nappes d'armures. C'est alors la bande qui limite et contient ce gonflement.
De ce fait, il se crée alors à l'interface entre les armures et la bande une pression radiale de contact Pc, pression que nous appellerons pression de gonflement. Cette pression de gonflement Pc , qui s'oppose à la pression de pré-serrage Po , La pression de gonflement Pc est d'autant plus grande que F est grand, et varie de façon sensiblement linéaire en fonction de F. Dans le cas où la pression de gonflement Pc reste inférieure à la pression de pré-serrage P0 , les armures ne gonflent pas, et le rayon intérieur de la bande 78 reste alors égal à R. La bande 78 conservant alors un allongement constant, la contrainte circonférentielle dans la bande 78 reste elle aussi constante et égale à OQ .
Comme illustré sur la Figure 5B , lorsque la pression de gonflement Pc est supérieure à la pression de pré-serrage Po , les armures gonflent, et le rayon intérieur de la bande 78 augmente de la valeur AR1 , en passant de la valeur R à l'état initial, à la valeur R+AR1 après gonflement. Du fait de ce gonflement la bande 78 subit un allongement relatif égal au ratio AR1 / R, allongement qui génère dans ladite bande une contrainte circonférentielle additionnelle σ0 qui est égale au produit du ratio AR1 / R par le module d'élasticité en traction G de la bande (ac = G AR1 / R). A ce stade, la contrainte circonférentielle totale σ dans la bande 78 est la somme de la pré-contrainte Oo et de la contrainte additionnelle σ0 (σ = σο + σ0 ). Par ailleurs, la contrainte circonférentielle totale σ dans la bande 78 est sensiblement proportionnelle à la pression de gonflement Pc et au rayon de la bande R et inversement proportionnelle à l'épaisseur de la bande E (σ « PC R / E). Il s'en suit que le gonflement AR1 est sensiblement proportionnel à la différence entre la pression de gonflement Pc et la pression de pré-serrage Po :
AR1 = R ac / G = R (σ - σ0) / G « R2 (Pc - P0 ) / (G E)
Par ailleurs, si on considère une conduite de l'art antérieur dont la bande 78 n'a pas été pré-contrainte (σο « 0), mais dont les autres caractéristiques sont par ailleurs identiques à celles de la conduite illustrée à la figure 5A, et qu'on applique à cette conduite le même effort F de compression axiale, on obtient un gonflement AR2 des armures donné par les équations suivantes :
AR2 = R σ / G « R2 Pc / (G E) Il s'en suit que AR2 est supérieur à AR1 , ce qui montre que l'application d'une pré-contrainte à la bande 78 selon la présente invention permet de réduire le gonflement des armures.
Cet effet technique est illustré graphiquement sur la Figure 6. Sur cette figure, on a représenté un graphique sur lequel la contrainte circonférentielle σ figure en abscisse 79, tandis que la variation du rayon interne R de la bande 78 figure en ordonnée 81. De plus, on a représenté en trait plein une première courbe de variation 80 d'une bande anti-gonflement non pré-contrainte lors de la pose (art antérieur) et en trait interrompus une seconde courbe de variation 82 de la bande 78 présentant une pré-contrainte σο. On observera que ces deux courbes sont des droites parallèles dont la pente est proportionnelle au rayon R et inversement proportionnelle au module d'élasticité G.
Ainsi, tant que l'effort F axial est faible et le demeure suffisamment pour que la pression de gonflement Pc que les armures tendent à exercer contre la face interne de la bande reste inférieure à la pression de pré-contrainte Po, il n'y a aucun gonflement. La contrainte circonférentielle σ demeure égale à la précontrainte circonférentielle σο et on se situe sur le point 84 de la seconde courbe 82.
En revanche, dès lors que l'effort F axial devient suffisamment fort pour engendrer une contre pression de gonflement Pc supérieure à la pression de contact Po associée à la précontrainte circonférentielle σο, les armures et la bandes commencent à gonfler en suivant la pente 86 de la seconde courbe de variation 82.
Ainsi, pour une contrainte circonférentielle σ donnée, la variation de rayon interne AR1 pour la bande anti-gonflement pré-contrainte et correspondant à la seconde courbe de variation 82, est inférieure à la variation AR2 pour la bande anti-gonflement sans pré-contrainte et correspondant à la première courbe de variation 80. On remarquera de plus sur le graphique de la Figure 6, que le gain sur le gonflement est d'autant plus grand que la pré-contrainte circonférentielle σο est élevée.
Concernant les contraintes circonférentielles, l'invention se distingue de l'art antérieur non pas par le niveau maximal de contraintes que la bande antigonflement pourra subir durant sa vie, niveau qui reste le même, mais plutôt par la durée pendant laquelle les contraintes de niveau inférieur sont appliquées. Pour illustrer ce point, prenons l'exemple d'une conduite ayant une durée de vie de vingt ans et devant subir un effort axial F de compression, uniquement pendant sa dernière année de service. Selon l'art antérieur, la contrainte circonférentielle dans la bande anti-gonflement reste quasiment nulle pendant les dix neuf premières années ans puis devient égale à σ pendant la dernière année. Selon la présente invention, la contrainte circonférentielle dans la bande anti-gonflement est égale à la pré-contrainte Oo pendant les dix neuf premières années puis devient égale à σ pendant la dernière année.
Dans tous les cas de figure, il convient bien entendu que la pré-contrainte circonférentielle σο et la contrainte σ restent inférieures à la limite élastique de la bande. Avantageusement, par mesure de sécurité, on détermine une contrainte maximale am à ne pas dépasser, om étant inférieur à OE, am étant typiquement compris entre la moitié et les trois quarts de OE .
Selon le procédé de fabrication conforme à l'invention tel que décrit ci- dessus, il est fait référence à une seule bande anti-gonflement enroulée en spirale. Cette présentation a permis de présenter simplement le problème posé et sa solution. Toutefois, pour les conduites tubulaires flexibles, selon l'art antérieur, il est usuel d'enrouler une pluralité de bandes anti-gonflement. Il est également nécessaire de mettre en oeuvre plusieurs bandes anti-gonflement selon l'invention, mais en moins grand nombre, ce qui représente un avantage économique.
On va décrire différents modes de mise en uvre illustrant ces conduites. En reprenant la Figure 1 , selon un premier mode de mise en œuvre, la conduite tubulaire flexible est une conduite de diamètre intérieur 280 mm qui comporte de l'intérieur vers l'extérieur les couches suivantes :
- une carcasse interne en feuillard agrafé inoxydable d'épaisseur 15 mm ;
- une gaine de pression d'épaisseur 14 mm ;
- une voûte de pression en fil de forme agrafé d'épaisseur 21 mm ;
- une première couche polymérique anti-usure d'épaisseur 1.5 mm ;
- une première nappe d'armures d'épaisseur 5 mm ;
- une deuxième couche polymérique anti-usure d'épaisseur 1.5 mm ;
- une deuxième nappe d'armures d'épaisseur 5 mm ; - une troisième couche polymérique anti-usure d'épaisseur 1.5 mm ;
- une troisième nappe d'armures d'épaisseur 5 mm ;
- une quatrième couche polymérique anti-usure d'épaisseur 1.5 mm ;
- une quatrième nappe d'armures d'épaisseur 5mm ;
- une couche anti-gonflement en bandes de Keviar®; et,
- une gaine externe polymérique d'épaisseur 13 mm.
Cette structure de diamètre important est destinée à être utilisée à des profondeurs très importantes voisines de 3.000 m. C'est la raison pour laquelle elle comporte une carcasse et une voûte de pression très épaisses, ainsi que 4 nappes d'armures elles aussi relativement épaisses.
Selon l'art antérieur, la couche anti-gonflement d'une telle conduite doit comporter huit couches de bandes tissées en Keviar® à haut module d'élasticité. Chaque couche de bande présente une épaisseur de l'ordre de 0,5 mm, soit 4 mm au total pour les huit couches superposées. Chacune de ces huit couches est réalisée par enroulement à spires jointives et à pas court grâce à une installation de bobinage analogue à l'appareil 54 de la Figure 2. Les bandes anti-gonflement sont des bandes tissées de largeur L égale à 130 mm, de 0,5 mm d'épaisseur, présentant une résistance en traction au seuil d'élasticité de l'ordre de 8600 daN, une limite élastique moyenne σΕ de l'ordre de 1300 MPa, et un module d'élasticité moyen de l'ordre de 105 GPa.
Selon la pratique antérieure, la tension de pose de ces bandes est faible, typiquement de l'ordre de 5 daN à 20 daN , et les machines utilisées pour enrouler ces bandes autour de la conduite sont des machines légères et de faible puissance. Ces machines de faible coût sont généralement appelées « rubaneuses » ou « bobineuses », par oppositions aux « spiraleuses » qui sont des machines beaucoup plus puissantes et onéreuses.
Cette conduite est conçue pour résister par 3.000 m de profondeur à un effet de fond inverse très important dans le cas le plus défavorable où d'une part la conduite est dépressurisée avec 300 bar à l'extérieur et 1 bar à l'intérieur, et d'autre part la gaine externe a perdu son étanchéité et l'annulaire est inondé. Dans ces conditions extrêmes, les 8 couches de bande de Keviar® précitées sont capables de limiter le gonflement radial des armures en deçà de 1 ,5 mm. Ce gonflement maximal étant nettement inférieur à l'épaisseur des fils d'armure de 5 mm, le risque de chevauchement des fils est conjuré et la stabilité des nappes d'armures assurée. Dans ces conditions de gonflement maximal, les bandes sont soumises à une tension longitudinale sous charge de l'ordre de 2000 daN qui reste très inférieure à la résistance au seuil d'élasticité qui est de l'ordre de 8600 daN. On peut aussi raisonner en termes de contraintes moyennes dans la section transverse de la bande, la tension de 2000 daN correspondant à une contrainte moyenne de l'ordre de 308 MPa ladite contrainte moyenne restant très inférieure à la limite élastique OE de l'ordre de 1300 MPa. Le principal inconvénient de cette solution de l'art antérieur est le coût élevé de la couche anti-gonflement puisqu'il est nécessaire de fournir 8 couches de bande de Keviar® et de les installer autour de la conduite tubulaire.
Grâce à la présente invention, on peut réduire le nombre de couches de la bande anti-gonflement en pré-tensionnant les bandes selon le tableau I suivant. On observera dans ce tableau, que les mesures de tension sont exprimées en déca Newton, par le symbole daN .
Tableau I
Figure imgf000019_0001
La première ligne correspond à la pratique antérieure tandis que les cinq autres lignes correspondant à cinq modes de réalisation selon la présente invention. Le mode de réalisation correspondant à la cinquième ligne de ce tableau est particulièrement avantageux. Il permet de diviser par deux le nombre de couches de Kevlar® par rapport à l'usage antérieur, tout en conservant un gonflement maximal des armures identique et tout en évitant de soumettre les bandes à des contraintes maximales supérieures à celles de l'usage antérieur. Dans ce mode de réalisation, la tension To de pré-contrainte est égale à 2000 daN , ce qui correspond à une pré-contrainte de tension σο égale à 23,2% de la limite élastique σε , et à un ratio T0/L égal à 154 daN/cm.
Le mode de réalisation de la dernière ligne du tableau I est moins intéressant, bien qu'il permette de supprimer une couche supplémentaire de Kevlar®, car il requiert l'application d'une tension T0 très élevée qui a pour inconvénients d'augmenter les contraintes en service dans les bandes, et de nécessiter l'emploi d'une spiraleuse de forte puissance pour réaliser l'opération d'enroulement desdites bandes.
Le mode de réalisation de la troisième ligne du tableau I présent l'intérêt de pouvoir être mis en œuvre avec une spiraleuse de puissance modérée, tout en permettant un gain significatif sur le nombre de couches de Kevlar®.
Selon un second mode de mise en œuvre, on réalise une conduite de diamètre intérieur de 230 mm. Elle comporte de l'intérieur vers l'extérieur les couches suivantes :
- une carcasse interne en feuillard agrafé inoxydable d'épaisseur 12,5 mm ;
- une gaine de pression d'épaisseur 10 mm ;
- une voûte de pression en fil de forme agrafé d'épaisseur 21 mm ;
- une couche polymérique anti-usure de1.5 mm d'épaisseur ;
- une première nappe d'armures de 5 mm d'épaisseur;
- une couche polymérique anti-usure de 1.5 mm d'épaisseur ;
- une deuxième nappe d'armures de 5 mm ;
- une couche anti-gonflement en bandes de Kevlar® ; et,
- une gaine externe polymérique de 10 mm d'épaisseur.
Cette structure est elle aussi destinée à être utilisée à des profondeurs de l'ordre de 3000 m. Selon l'art antérieur, la couche anti-gonflement de cette conduite comporte 6 couches de bandes tissées en Kevlar® identiques à celles décrites dans le premier mode de mise en oeuvre ci-dessus.
Selon la présente invention, on peut réduire le nombre de couches de la bande anti-gonflement en pré-tensionnant les bandes selon le tableau II suivant :
Tableau II
Figure imgf000021_0001
La première ligne correspond à la pratique antérieure tandis que les 3 lignes suivantes correspondent à 3 modes de réalisation de la présente invention.
Le mode de réalisation de la troisième ligne est particulièrement avantageux, Il permet d'économiser deux couches de Kevlar® par rapport à l'usage antérieur, tout en conservant un gonflement maximal des armures identique et tout en évitant de soumettre les bandes à des contraintes maximales supérieures à celles de l'usage antérieur. Dans ce mode de réalisation, la tension T0 de pré-contrainte est égale à 1300 daN , ce qui correspond à une pré-contrainte de tension σ0 égale à 15,1 % de la limite élastique OE , et à un ratio T0 /L égal à 100 daN/cm.
Par ailleurs, selon ledit autre aspect du procédé selon l'invention, on évalue la pression maximale du fond marin Pext dans lequel la conduite tubulaire flexible sous-marine est susceptible d'être étendue, puis on détermine le nombre de couches n de bandes anti-gonflement et la tension longitudinale To à appliquer à chacune de ces bandes selon le critère suivant faisant intervenir la pression maximale du fond marin Pext , la largeur L de chaque bande et le rayon interne R de la couche de bandes la plus interne : n T0 > 0,04 R L Pext
Enfin, une fois n et To ainsi déterminés, on enroule sous la tension To les n couches de bandes.
En effet, comme cela a été exposé plus haut, le contrôle du gonflement serait parfait si la pression de contact Po exercée contre la face externe des armures du fait de la pré-tension de la bande était égale la pression hydrostatique maximale du fond marin Pext. Il n'y aurait alors plus aucune possibilité de gonflement, la bande reproduirait en fait la pression de serrage produite par une gaine externe étanche contre laquelle s'applique la pression hydrostatique du fond marin Pext. Ceci reviendrait en fait à reproduire en annulaire inondé les pressions de contact d'un annulaire sec.
Cependant, il n'est pas nécessaire de rechercher une pression de préserrage P0 aussi élevée, car il a été constaté que, de façon surprenante, les effets bénéfiques pour la conduite peuvent être obtenus dès lors que Po est supérieur à 4% de la pression hydrostatique maximale du fond marin Pext, et avantageusement de l'ordre de 10% de Pext. Le coefficient 0,04 du critère cité plus haut correspond au critère de 4% car :
Po * (n To) / (R L) => P0 / Pext « (n T0) / (R L Pext)
Et par suite:
Po / Pext > 4% => n T0 > 0,04 R L Pext
On peut aussi avantageusement déterminer la tension longitudinale To et le nombre n de couches de telle sorte que la pression de pré-serrage Po soit supérieure à 10% de la pression hydrostatique maximale Pext- Selon ce mode de réalisation, le critère de détermination de To et de n devient alors: n To > 0,1 R L Pext
En reprenant les éléments du premier mode de mise en œuvre présenté ci-dessus, où la pression maximale du fond marin Pext est égale à 300 bar, c'est à dire à 30 MPa, correspondant à une profondeur de 3.000 m, où le rayon R est égal à 216 mm, où l'épaisseur E de chaque bande est égale à 0,5 mm et où la largeur L de chaque bande est égale à 130 mm, on élabore le tableau III ci-dessous à l'aide du tableau I décrit plus haut. Plus précisément, les colonnes 3 et 4 du tableau III sont déduites des considérations ci-dessus, tandis que les autres colonnes sont reprises du tableau I présenté plus haut.
Tableau III
Figure imgf000023_0001
La première ligne correspond également à la situation selon l'art antérieure. La cinquième colonne fait apparaître à partir de la troisième ligne, les cas où Po est supérieur à 4% de la pression hydrostatique maximale du fond marin Pext, tandis que la sixième colonne fait apparaître à partir de la troisième ligne, les cas où la contrainte de tension σο est supérieure à 5% de la limite élastique σε.
Ainsi, on observera que le choix de l'un ou l'autre des critères de sélection du nombre de bandes anti-gonflement et de leur tension longitudinale To de pose, conduit à adopter des conditions analogues de fabrication de la conduite tubulaire flexible.
Aussi, la présente invention concerne-t-elle également des conduites tubulaires flexibles présentant les caractéristiques précitées,

Claims

REVENDICATIONS
1. Procédé de fabrication d'une conduite tubulaire flexible sous-marine (10) destinée au transport des hydrocarbures, ledit procédé étant du type selon lequel, d'une part on fournit une structure tubulaire étanche (12, 14, 16) recouverte d'au moins une couche (18, 20) de fils d'armure (38, 46) enroulés en hélice à pas long autour de ladite structure tubulaire pour pouvoir reprendre les efforts axiaux lorsque ladite structure tubulaire est étirée axialement, et d'autre part on enroule en hélice à pas court au moins un élément longitudinal continu (50) d'un matériau déformable autour de ladite couche (18, 20) de fils d'armure (38, 46) pour former une couche de maintien (24) apte à reprendre les efforts radiaux desdits fils d'armure lorsque ladite structure tubulaire se contracte axialement ;
caractérisé en ce qu'on enroule ledit au moins un élément longitudinal (50) sous tension longitudinale To de manière à étirer ledit matériau déformable suivant un allongement relatif correspondant à une contrainte de tension σο inférieure à la valeur limite d'élasticité OE dudit matériau déformable, ladite valeur limite d'élasticité OB correspondant à une contrainte de tension au-delà de laquelle la déformation dudit matériau est irréversible.
2. Procédé de fabrication d'une conduite tubulaire flexible selon la revendication 1 , caractérisé en ce qu'on étire ledit matériau suivant un allongement relatif correspondant à une contrainte de tension σ0 comprise entre ladite valeur limite d'élasticité GE et le vingtième de ladite valeur limite d'élasticité σΕ.
3. Procédé de fabrication d'une conduite tubulaire flexible selon la revendication 1 ou 2, caractérisé en ce qu'on forme une gaine externe étanche (22) autour de ladite couche de maintien (24).
4. Procédé de fabrication d'une conduite tubulaire flexible selon l'une quelconque des revendications 1 à 3, caractérisé en ce qu'on enroule une pluralité d'éléments longitudinaux continus (50) pour former ladite couche de maintien (24).
5. Procédé de fabrication d'une conduite tubulaire flexible selon l'une quelconque des revendications 1 à 4, caractérisé en ce que ledit au moins un élément longitudinal continu (50) est formé en une bande.
6. Procédé de fabrication d'une conduite tubulaire flexible selon l'une quelconque des revendications 1 à 5, caractérisé en ce qu'on fournit une structure tubulaire étanche (12, 14, 16) présentant un diamètre supérieur à 250 millimètres.
7. Procédé de fabrication d'une conduite tubulaire flexible selon l'une quelconque des revendications 1 à 6, caractérisé en ce que lesdits fils d'armure (38, 46) présentent une épaisseur inférieure à 6 millimètres.
8. Procédé de fabrication d'une conduite tubulaire flexible selon l'une quelconque des revendications 1 à 7, caractérisé en ce qu'on enroule lesdits fils d'armure (38, 46) en hélice à pas long selon un angle d'armage supérieur à 20°.
9. Conduite tubulaire flexible fabriquée selon l'une quelconque des revendications 1 à 8, caractérisée en ce que ladite contrainte de tension σ0 dudit matériau déformable est comprise entre ladite valeur limite d'élasticité OE et le vingtième de ladite valeur limite d'élasticité OE.
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