FR 2863649 A1 20050617 FR 0314548 A 20031210 La présente invention concerne le domaine de l'exploitation offshore de gisements pétroliers, dans lequel on fait usage de conduite de transport reliant les têtes de puits sous-marines aux installations aériennes, bouées de chargement, semi-submersibles, etc... Ces conduites de transport peuvent être des conduites du type "SCR", pour "Steel Catenary Riser", c'est-à-dire des conduites métalliques assemblées par soudage et traversant la tranche d'eau. La figure 1 ci-après annexée décrit l'architecture de ce type de conduites. La référence 1 désigne un support flottant, par exemple un pétrolier, relié aux têtes de puits sousmarines (non représentées) par une conduite "riser" 2 dont l'extrémité supérieure est suspendue au bateau et dont une portion 3 est allongée sur le fond de la mer 4. Ce type de conduite métallique en forme de J a un point critique 5 dans la zone de contact avec le sol, appelé "Touch Down Point" ou TDP. Sur le plan structurel, le point faible d'une conduite de production de type SCR est situé à ce niveau de la zone de décollement près du premier point de contact avec le sol. Dans la zone basse du riser, au voisinage du TDP, la courbure présente un maximum qui se traduit au niveau mécanique par un pic de l'effort de flexion. Lorsque le riser est sollicité dynamiquement, comme c'est le cas en présence de houle, on constate que les variations de courbures (et donc de contraintes) sont les plus importantes dans la zone du TDP, induisant localement un accroissement de fatigue important. La présente invention a pour objet de limiter les contraintes et donc la fatigue dans cette zone critique. Ainsi, la présente invention concerne un dispositif pour améliorer la résistance à la fatigue d'une conduite métallique dont une portion est allongée sur le fond de la mer et dont une extrémité est suspendue à un support flottant assujetti aux mouvements dynamiques de la mer qui déplacent le point de contact (TDP) de la conduite avec le sol, ledit dispositif comportant des moyens limiteurs de contraintes comprenant un matériau intercalé entre ladite conduite et le sol, dans le voisinage dudit point de contact, ledit matériau ayant une raideur linéique inférieure à 200 kN/m/m, et des paramètres physiques et géométriques déterminés de sorte que les déformations du matériau n'excèdent pas une limite admissible définie en fonction d'une durée de vie déterminée. Les moyens peuvent être cylindriques et entourer la conduite sur une longueur déterminée. Le matériau peut être constitué par un assemblage de tubes protecteurs, ouverts aux extrémités. Les tubes protecteurs peuvent être en polymère souple. Les tubes protecteurs ayant un rayon R, une épaisseur de paroi e, pour un rayon b de cylindre disposé autour d'une conduite de rayon a, on peut avoir b/a compris entre 1,73 et 9; et e/R compris entre 0,079 et 0,126. Les moyens limiteurs de contraintes peuvent avoir une longueur 5 comprise entre 1 et 100 m, et de préférence comprise entre 2 et 10 m. L'invention sera mieux comprise et ses avantages apparaîtront plus clairement à la lecture de la description d'exemples de réalisation, nullement limitatifs, illustrés par les figures ci-après annexées parmi lesquelles: - la figure 1 illustre une conduite de type SCR, - la figure 2 montre la variation de la courbure dans la conduite métallique du SCR, la figure 3 représente schématiquement le dispositif selon l'invention, - la figure 3A décrit une variante selon l'invention, - la figure 4 décrit un mode de réalisation et de mise en oeuvre de la présente invention, - la figure 5 représente la coupe d'un tube protecteur élémentaire. La figure 1, déjà décrite plus haut illustre une conduite de type SCR, c'est-à-dire, une conduite métallique qui est suspendue à un support flottant, en J, une partie de la conduite étant allongée sur les fonds marins. La figure 2 donne en ordonnée la valeur de la courbure de la conduite (m 1), en fonction de l'abscisse curviligne (m) du point considéré à partir du 4 2863649 point d'accrochage. Au voisinage du TDP, la valeur de courbure est maximale, ce qui induit dans cette zone une contrainte maximale. Un paramètre essentiel dans l'évaluation du dommage structurel est la raideur verticale utilisée pour rendre compte du contact avec le sol. Cette raideur verticale permet de modéliser l'interaction conduite/sol. Les simulations montrent que plus un sol est mou, plus les variations temporelles de courbure sont atténuées et plus la durée de vie se trouve allongée. Une étude a été réalisée pour mieux appréhender la physique du phénomène. Les estimations de la durée de vie par des simulations quasi- 10' statique ou dynamique sont très différentes. Lorsque les effets dynamiques sont négligés, la durée de vie est très importante. Ainsi, cela suggère que la fatigue au TDP est engendrée par les ondes structurelles qui se propagent le long du riser, pour être partiellement réfléchies, absorbées ou transmises dans le sol au niveau du TDP. Les célérités estimées d'aprèsdes calculs obtenus à partir du logiciel DeepLinesTM (de l'Institut Français du Pétrole) sont de l'ordre de 40 m/s, et semblent indiquer que ces ondes sont équivalentes, par nature, à des ondes de fil tendu. Localement, la raideur d'interaction joue un rôle dans la condition limite vue par la structure. On s'aperçoit que plus la raideur d'interaction conduite/sol est importante, plus le contraste entre l'environnement aqueux (cas de la zone hors contact) et l'environnement sol (cas de la zone en contact) est affirmé, et plus les ondes structurelles ont tendance à être réfléchies. Cela a pour conséquence de provoquer, juste en amont du TDP, des variations plus importantes du moment de flexion. Pour ce qui est des modèles d'interaction conduite/sol, plusieurs approches ont été proposées dans la littérature. La valeur de la raideur d'interaction dépend entre autre du diamètre de la conduite, de la cohésion du sol, et du type d'effort appliqué (statique, cyclique, ...). L'analyse bibliographique détaillée conduit à la conclusion que les valeurs de raideur prédites par les modèles théoriques ou analytiques sont très dispersées. Ainsi, elles varient dans un rapport 100 selon les modèles. D'autre part, les études expérimentales montrent que la raideur effective varie de manière significative lors de chaque cycle important. De plus, entre deux cycles d'amplitude différente, la raideur moyenne au cours du cycle peut varier d'un facteur 100. En effet, si la raideur moyennée est généralement faible pour des grands déplacements de la conduite dans un sol mou, des valeurs importantes de raideurs sont néanmoins observées pour dés cycles de faible amplitude, ou lors de phases de déchargement. La raideur effective peut alors atteindre une centaine de fois la cohésion du sol. D'autre part, pour les sols argileux par grands fonds, les mesures sur champs montrent que la cohésion du sol augmente fortement lorsque l'on s'enfonce dans la couche superficielle. Si, en surface, la cohésion est le l'ordre de 1 kPa, des valeurs de 5 à 10 kPa peuvent être atteintes dès la profondeur de 1 mètre. Ces fortes valeurs de cohésion sont susceptibles d'être effectivement rencontrées par le riser, en particulier si ce dernier creuse une tranchée dans le sol suite aux mouvements cycliques qui lui sont imposés par le support flottant. 6 2863649 Ainsi, au niveau de la conception, le choix d'une valeur de cohésion de sol réaliste a des conséquences directes sur la durée de vie du riser. Une raideur de sol trop importante peut s'avérer rédhibitoire pour un concept d'architecture de champ faisant intervenir un support flottant de type FPSO avec des risers SCR. Même lorsque le concept est viable, la fiabilité du calcul en fatigue peut être mise en doute compte tenu des inconnues liées à la prise en compte du sol. Conformément à l'état de l'art, la raideur d'interaction entre la conduite et le sol est déterminée par l'application de la norme DNV (Det Norske Veritas) "Free Spanning Pipelines" - Guidelines No. 14. La raideur dépend de la masse linéique et du diamètre de la conduite ainsi que des paramètres du sol (cohésion, densité déjaugée). Typiquement, des raideurs de 20 à 400 kN/m/m sont obtenues dans le cas de risers caténaires (SCR). Cette valeur de raideur est ensuite utilisée dans un modèle par éléments finis (DeepLinesTm, par exemple) pour déterminer la durée de vie de l'installation. L'utilisation du dispositif selon l'invention permet de s'affranchir de ces normes relatives à la raideur et d'en imposer mécaniquement une valeur adéquate, c'est à dire une valeur qui conduise à une durée de vie acceptable pour l'installation. L'objectif du dispositif est en effet d'imposer une borne supérieure à la raideur d'interaction avec le sol. Le dispositif selon l'invention permet en effet de limiter la raideur d'interaction entre la conduite et le sol, et vise à limiter les variations de contraintes de flexion subies par la conduite au niveau du TDP. Pour cela, on propose d'entourer la conduite d'un revêtement extérieur dans toute la région 2863649 7 du TDP, ou au moins l'intercaler entre la conduite et le sol. La figure 3 montre schématiquement en coupe la séction de la conduite métallique 10 entourée d'un matériau 11 de raideur déterminée et d'une enveloppe extérieure 12. La figure 3A montre en coupe une réalisation du dispositif limiteur de contraintes constitué par l'assemblage parallèle de tubes protecteurs 13 dont le diamètre extérieur et le diamètre intérieur sont déterminés en fonction de la raideur globale recherchée pour l'assemblage entouré par l'enveloppe extérieure 12. La figure 4 montre une réalisation de l'invention dans laquelle la conduite SCR est entourée sur une zone L correspondant au déplacement du TDP en fonction du mouvement du support flottant, d'une série de moyens limiteurs de contraintes 30. Le rôle de ce dispositif limiteur est de fournir à la conduite un "tapis de raideur" dont la valeur linéique est contrôlée, majorée, de l'ordre de 200 kN/m/m (et moins si possible). La présence de ce dispositif permet ainsi d'augmenter significativement la durée de vie de l'installation. Sur le plan mécanique, l'enveloppe extérieure considérée n'engendre pas de raideur en flexion supplémentaire significative pour le tronçon de conduite. Pour réduire encore cette raideur en flexion additionnelle, le revêtement limiteur de contraintes peut être avantageusement disposé par tronçon le long du riser comme selon la figure 4. Toutefois, le long de la conduite, dans la zone de contact avec le sol, toute discontinuité de raideur pourrait être de nature à provoquer des variations de contraintes locales et donc de la fatigue. L'utilisation par tronçon précitée nécessite donc une étude de type poutre en fonction de la longueur des tronçons d'enveloppe et de la distance de conduite libre entre tronçons successifs. Le poids flotté du matériau constitutif du dispositif limiteur de contraintes, qui peut être inondé, est choisi faible de manière à ne pas modifier significativement les caractéristiques mécaniques initiales de la conduite. D'autre part, la surface extérieure du revêtement peut être protégée contre l'abrasion sur le sol grâce à des coques métalliques disposées sur la surface extérieure. Ces coques peuvent être par exemple en inox, pour éviter tout problème de corrosion. Outre la fonction de protection du matériau, ces coques participent aussi la bonne tenue mécanique de l'ensemble. Un tel dispositif permet de contrôler la raideur vue par le SCR dans la zone du TDP. La valeur de la raideur d'interaction doit être aussi basse que possible. Cette valeur est néanmoins fixée par les propriétés mécaniques du matériau utilisé pour réaliser le revêtement. L'épaisseur du revêtement est calculée en prenant en compte la contrainte admissible par le matériau: compte tenu du grand nombre de cycles (de l'ordre de 10 millions pour une durée de vie acceptable), il est nécessaire que les déformations subies restent dans le domaine admissible pour ce nombre de cycles vis à vis du critère de fatigue du matériau constitutif, ceci pour préserver l'intégrité du dispositif dans le temps. Au niveau de l'interaction entre le dispositif et le sol, la surface de contact à prendre en compte est celle du dispositif de protection. Compte tenu du rapport des diamètres, cette surface est de l'ordre de 2 à 10 fois plus importante par rapport à la surface du dispositif directement en contact avec le sol. La- réaction verticale (engendrée par le poids apparent de la conduite, celui du revêtement et par l'effort de flexion) est donc répartie sur une surface au sol plus importante. La contrainte est localement plus faible ainsi que les déplacement verticaux de l'ensemble. Par contre, les déplacements de la conduite centrale peuvent être plus importants, de l'ordre de quelques centimètres, comme souhaité, puisque c'est le matériau constitutif du dispositif qui se déforme. La méthode de détermination du matériau des moyens limiteurs de contraintes prend en compte les critères suivants: 1. La conduite a un diamètre extérieur compris entre 0,25 et 0,61 m (entre 10" et 24"), mais généralement proche de 0,508 m (20"); 2. Le matériau de protection est de préférence cylindrique de rayon b; 3. Cette enveloppe doit d'une part, si elle est immobile, maintenir la conduite interne (initialement centrée) en translation radiale avec une raideur (force linéique par incrément de déplacement) petite, en tous cas inférieure à 200 kN/m/m; par exemple, pour les calculs qui suivent, on prend 100 kN/m/m; Le déplacement de la conduite par rapport au centre de 20 l'enveloppe est de l'ordre 1,5 à 3 fois son poids linéique flotté divisé par la raideur, soit 3.(1000 N/m)/(105 N/m/m) = 3.10-2 m; 5. Cette enveloppe doit aussi résister au contact/frottement sur le sol 6.. Le système doit fonctionner sous une pression extérieure hydrostatique comprise entre 10 à 30 MPa; 7. Il convient de vérifier le bilan thermique (la solution par tronçons peut créer des zones de conduite métallique alternativement chaudes et 5 froides, d'où des déformations thermiques); 8. Ne pas trop augmenter le poids linéique flotté, voire le diminuer; 9. Ne pas trop augmenter la rigidité de la conduite; 10. Ne pas trop augmenter la masse ajoutée pour les calculs de dynamique. Exemple: Matériau limiteur de contraintes à base de polymère: Les polymères en état caoutchoutique ont un module de l'ordre du Méga Pascal. En les rendant poreux (90%), on abaisse le module du composite polymère/cavités à 100 kPa, ce qui est de nature à répondre au critère 3; Le choix d'un polymère souple autorise un déplacement cyclique n'excédant pas 30 mm sur une distance (rayon b) inférieure au mètre. Une couche externe résistante mécaniquement est indispensable. Il y a quatre cas de fonctionnement en pression externe: (i): couche externe étanche; cavités du polymère non inondable; (ii): couche externe étanche; cavités du polymère inondable; (iii): couche externe non étanche; cavités du polymère non inondable; (iv): couche externe non étanche; cavités du polymère inondable. Les cas (i) et (ii) sont écartés car le dimensionnement de la couche externe conduit à ce que le dispositif est trop rigide. Dans le cas (iii), la pression de quelques dizaines de Méga Pascal sur un matériau poreux dont la matrice a un module de l'ordre du Méga Pascal réduit grandement les volumes des cavités, ce qui tend à ramener la raideur apparente du matériau de l'ordre du Méga Pascal, valeur trop élevée selon la présente invention. Il faut donc que les cavités soient inondables, et inondées, et que l'eau circule librement. La structure selon la figure 3A respecte toutes ces fonctions. Les tubes protecteurs sont parallèles à la conduite, collés entre eux et protégés par des coques métalliques externes. Calcul de la raideur radiale d'une conduite rigide novée dans un c lindre de tubes É rotecteurs en É ol mère de É etit diamètre: Dans le choix des hypothèses, la condition la plus raide est toujours privilégiée. Ainsi, il est raisonnable de penser que la raideur trouvée in fine, sera une approximation par excès de la valeur théorique, ce qui nous fournit une marge de sécurité implicite pour la présente application. A chaque fois qu'une telle hypothèse sera faite, on l'indiquera par la mention (HR) . Selon la figure 3A, on note a le rayon de la conduite et b celui de l'enveloppe extérieure, supposée rigide (HR). De plus, on suppose que les tubes protecteurs ou la conduite ne se décollent pas (HR). 12 2863649 Les développement qui suivent sont indépendants de la longueur du système. Toutes les quantités seront rapportées à une longueur arbitraire B. On note R le rayon des tubes protecteurs constituant l'enveloppe, e leur épaisseur, E leur module d'Young et v leur coefficient de Poisson. On suppose qu'une force linéique F est appliquée sur la conduite rigide, et on note u son déplacement par rapport à la peau rigide de l'enveloppe. On recherche la valeur de la raideur K = F/u (en N/m/m). Dans la section 1, on utilise des calculs d'arcs (Timoshenko S.P., Résistance des matériaux, tome 2, pp. 71-73, Dunod) pour obtenir une loi de comportement élastique linéaire isotrope pour un assemblage de tube protecteur en petites transformations (sans doute HR, car au-delà, on s'attend à l'occurrence de flambage qui assouplira la structure). Ensuite, dans la section 2, on utilise une solution analytique (Sokolnikoff I.S., 1956, Mathematical Theory of Elasticity, p. 289 sqq., Section 78) pour estimer la raideur recherchée, pour le matériau homogénéisée construit en section 1. On mène le calcul en déformations planes (HR). La section 3 permet de constater la dépendance logarithmique de la raideur avec le paramètre géométrique b/a, et examine pour quelles valeurs raisonnables des paramètres la solution (matériau + géométrie) proposée est acceptable. Section 1: Matrice de rigidité pour l'écrasement d'un tube protecteur On considère un réseau carré de tubes protecteurs d'épaisseur, module d'Young et coefficient de Poisson donnés ci-dessus. On vise à le modéliser par un matériau homogène isotrope de coefficient de Poisson v,,, et de module 13 2863649 d'Young E,,, . On en obtient une borne supérieure à la raideur en examinant un Volume Elémentaire Représentatif (VER) constitué d'un anneau chargé en conditions homogènes en déplacement (HR). De plus, on modélise les déformations comme des déformations planes 5 (HR) . Cela est justifié par l'usage qu'il sera fait du présent modèle dans la Section 2. On exerce aux points A et C (voir figure 5) respectivement des forces Fx et Fy, portées par les axes et dans leur sens (et les forces opposées aux deux points opposées). On suppose qu'il en résulte les déplacements du tube 10 protecteur à l'intersection des axes 8x et 8y. On trouve dans Timoshenko que dans le cas où F = 0, les déplacements valent: 8 = Fy X R3 r 1 1 7-c - E'I L FyR3 -,c 1 8y = E'I 8 -7-c, où le module d'Young est remplacé par son équivalent en déformations planes: E' = E -v2. La symétrie de la structure permet d'établir que, en présence d'une force horizontale non nulle, les déplacements deviennent: FXR3 rn. Il F R3 1 1 ll E'I L8 7VE'I Ln 4J, F [1n- 11 FyR3 7V 1 E,I Ln 4]±E'I L8 n- En assimilant les déformations et contraintes- du massif homogénéisé, respectivement, aux déplacements et efforts locaux comme suit: Sx = Re,,,, SY = Re),, Fx = 2RBc, FY = 2RBo, il vient ainsi: 2BR3 2BR3 1 eue = E'I [LI- 8 7r J E'I 4 6YY' 2BR3 1 1 2BR3 Tc 1 l eYY = E'I IZ 4xx + E'I [ 8 7r a'. Si l'on convient que le comportement est sensiblement isotrope dans le plan (x,y), il est possible d'identifier des coefficient de Poisson et module d'Young homogénéisés vh, Eh. Pour cela, rappelons que l'on se place dans le cadre des déformations planes. Dès lors, la nullité de la déformation hors du plan entraîne que 6u = Vh(6xx + 6YY), et la loi de comportement plane s'écrit: 1. Vh vh(1 + vh) E 6xx Eh 6,, , vil + vh) 1 vh 2' _ YY E 6xx + Eh 6YY' h L'identification fournit: 2BR3 11 _ E'I 4_ 8 27c 2BR3 7r2 -8' E'I 8 ?c L1 J d'où vh = 8 2,r 0,47870. 7c(7r -2) 2863649 15 On a alors Eh _ E'I [ 8z 1- vh2 2BR3 7-c L2 -8]' ce qui devient en explicitant vh et en utilisant que I = Be' / 12: En conséquence, on considère par la suite que l'assemblage de tubes protecteurs se comporte en déformations planes comme un corps isotrope de coefficient de Poisson et de module d'Young homogénéisés vh, Eh identifiés ci- dessus. Section 2: Comportement du massif La présente section utilise ces paramètres pour calculer l'enfoncement sous une force linéique Rn suivant un axe noté arbitrairement x. Le problème posé est celui du déplacement (en déformations planes) d'une conduite rigide (représentant le SCR dans le dispositif) dans une enveloppe rigide (HR) concentrique. Pour le traiter, on utilise la solution analytique du problème posé par le déplacement sous la force Rn d'un disque rigide de rayon a dans un massif infini isotrope de coefficient de Poisson et de module d'Young vh, Eh, en déformation plane. La référence "Sokolnikoff I. S., 1956, Mathematical Theory of Elasticity, p. 289 sqq., Section 78." fournit les éléments importants. Les champs mécaniques dépendent des deux potentiels, fonctions de la variable complexe z = x + i y, classiques issus du formalisme deMuskhelishvili (voir 7c2 -4Ti+8 E e3 E e 0,43177. 3z(c 2)2 1 v2R 1 v2 R) Eh = 16 2863649 par exemple: Leblond J.-B., 2003, Mécanique de la rupture fragile et ductile, Hermes.) : z z' avec 2,t(1+K). On peut en déduire l'expression des déplacements et des contraintes en utilisant (cf. Leblond J.-B., 2003, Mécanique de la rupture fragile et ductile, Hermes., pp. 45 à 48) : uX + iu), = 1 E vh (Kço(z) zçp z) V/(z)h h 6x, + a, = 2kp'(z) + çR (z), 6,, 6yy + 2i6x, = 2[+m"(z) + 1/! z)l Ainsi, on trouve d'abord que, sur l'enveloppe, en z = beB, {(z) = Hlog a, z 4''(z)_ HKloga+Ha, et H = Rn K=3 4vh _ l+vh Rn uX Eh 27t(1 + K) r a a2 \ 2K log b + 1 + b2 (cos' 0 sine 0) , d'où, en assimilant le déplacement de la conduite centrale dans le sens de la force appliqué 8 à l'opposé de la moyenne du déplacement de la couronne virtuelle composée des points d'affixe z = bee (on a vérifié que le choix des constantes dans la solution choisie conduisait à un déplacement moyen nul de la conduite centrale) : 8 = 1 + vh Rn 2K log b. a Eh 2-e(1 + K) 17.2863649 On en déduit la valeur de la raideur recherchée: Rn _ 4,r (1 vh) K _ S Eh log b (3 4vh)(1 + vh) ' a soit, avec cinq décimales, d'après la Section 1: S K = = 1,76263 É 1 Ev2 e R R log b On peut trouver un polymère ayant un module d'Young de l'ordre de 50 MPa avec un coefficient de Poisson de l'ordre de 0,4. Si l'on retient des rapports b/a de l'ordre de 3, et e/R de l'ordre de 0,1, on parvient à l'ordre de grandeur = S K 95 kPa, ce qui correspond à l'ordre de grandeur souhaité. On peut noter sur la formule obtenue que: (i) le rapport b/a, s'il est choisit grand, joue peu, à travers un logarithme; (ii) en revanche, s'il est petit, il conviendra d'approcher le logarithme par b/a-1; (iii) le rapport e/R, apparaissant à la puissance 3, influe beaucoup. Il est donc clair que l'on peut être optimiste quant à la possibilité d'atteindre la faible raideur souhaitée en réglant les paramètres physiques (caractéristiques du matériau à choisir) et géométrique (rayon de la conduite centrale, rayon extérieur de l'enveloppe, microstructure (dans l'exemple choisi: épaisseur et rayon des tubes protecteurs)). A titre d'analyse de sensibilité, on examine les nouvelles valeurs qu'il faudrait choisir séparément pour les deux paramètres géométriques b/a et e/R a 18 2863649 pour qu'il en résulte d'une part une multiplication par 2 de la raideur, d'autre part sa division par deux. Le résultat est énoncé dans le tableau suivant et permet de fixer des intervalles utiles pour les valeurs de ces deux paramètres géométriques: Raideur K bla e/R kN/m/m 3 0,1 kN/m/m 1,73 0,1 kN/m/m 3 0,126 47,5 kN/m/m 9 0,1 47,5 kN/m/m 3 0,079 Il convient de vérifier que les déplacements atteints ne conduisent pas à dépasser la limite admissible du matériau définie en fonction d'une durée de vie déterminée. On va examiner la valeur des composantes du tenseur des contraintes. L'examen des potentiels révèle immédiatement qu'elles sont maximales sur le bord de la conduite z = aeie, et le formalisme de Muskhelishvili rappelé plus haut fournit: H [- (1 + K) cos e + cos 30], a H [- (1 K) cos 6 cos 30], a H [ K sin 9 + sin 36]. a Un examen rapide montre que les valeurs entre crochets ont un maximum légèrement supérieur à 2, de l'ordre de 2,15. Le maximum des contraintes est 15 ainsi borné par 2,15K 8 6max 91"(1 + K) a 2863649 19 Pour analyser la nocivité de ces contraintes, il faut les traduire à l'échelle microscopique de la structure. Une analyse rapide montre que les tubes protecteurs près de la conduite sont soumis à une force F 2R6max telle que leur enfoncement, calculé en supposant 5 le matériau élastique, serait de l'ordre de R8 2,15 4,r (1 vh) a 2r(1 + K) log b (3 - 4vh)(l + vh) ' a R a Donc, si l'on atteint S 30 mm pour une conduite de rayon de l'ordre de 250 mm, cela conduit à un aplatissement des tubes protecteurs de l'ordre de 20%, ce qui est raisonnable pour une structure en polymère souple. La valeur de 8 dépend fortement des sollicitations imposées en tête de riser, donc des conditions environnementales. En pratique, les sollicitations sont moins sévères que celles choisies ici. Par rapport à l'enfoncement sous poids propre, les effets dynamiques et la reprise des effets de flexion conduisent à un sur-enfoncement de la conduite de l'ordre de 70%, soit S - 17 mm, ce qui conduit à un aplatissement des tubes protecteurs de l'ordre de 12%, ce qui est très raisonnable pour. une structure en polymère souple. Toutefois, pour la mise au point du dispositif, cette étude demande à être complétée par l'analyse des points suivants: - le modèle d'empilement des tubes protecteurs (calcul de Eh et vh) demande à être rendu isotrope, SX =Rem d'où 2863649 20 - dans ce même modèle, il faut tenir compte de l'agrandissement de la zone de contact entre tubes protecteurs adjacents lors de la compression macroscopique, - pour optimiser la répartition de la déformation, on pourra étudier 5 l'effet de l'utilisation de tubes protecteurs différents, a priori plus raide au centre et plus souple en périphérie; - parce que la durée de vie en fatigue risque d'être inférieure à celle souhaitée pour le SCR, on peut proposer une géométrie en demi coquille qui permet un remplacement in situ, à périodicité déterminée, au cours de la vie du SCR, - les effets non-linéaires ont volontairement été ignoré à ce stade. En particulier, on a supposé un contact ponctuel entre les tubes protecteurs constituants l'enveloppe. REVENDICATIONS 1) Dispositif pour améliorer la résistance à la fatigue d'une conduite métallique (2) dont une portion (3) est allongée sur le fond de la mer (4) et dont une extrémité est suspendue à un support flottant (1) assujetti aux mouvements dynamiques de la mer qui déplacent le point de contact (TDP) (5) de la conduite avec le sol, ledit dispositif comportant des moyens limiteurs de contraintes (30) comprenant un matériau (11) intercalé entre ladite conduite et le sol, dans le voisinage dudit point de contact, ledit matériau ayant une raideur linéique inférieure à 200 kN/m/m et des paramètres physiques et géométriques déterminés de sorte que les déformations dû matériau n'excèdent pas une limite admissible définie en fonction d'une durée de vie déterminée. 2) Dispositif selon la revendication 1, dans lequel lesdits moyens sont cylindriques et entourent la conduite sur une longueur déterminée. 3) Dispositif selon la revendication 2, dans lequel ledit matériau est constitué par un assemblage de tubes protecteurs (13), ouverts aux extrémités. 4) Dispositif selon la revendication 3, dans lequel lesdits tubes protecteurs sont en polymère souple. 5) Dispositif selon l'une des revendications 3 ou 4, dans lequel, lesdits 20 tubes protecteurs ayant un rayon R, une épaisseur de paroi e, pour un rayon b de cylindre disposé autour d'une conduite de rayon a, b/a est compris entre 1,73 et 9; et e/R est compris entre 0,079 et 0,126. 2863649 22 6) Dispositif selon l'une des revendications précédentes, dans lequel lesdits moyens limiteurs de contraintes (30) ont une longueur comprise entre 1 et 100 m, et de préférence comprise entre 2 et 10 m.