La Garniture de Forage

LA GARNITURE DE FORAGE

© 2005 ENSPM Formation Industrie — IFP Training FOR00010

© 2005 ENSPM Formation Industrie – IFP Training

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SOMMAIRE INTRODUCTION ..........................................................

7

CHAPITRE 1 RAPPEL CONCERNANT LE THEOREME D'ARCHIMEDE..........................................

9

1.1

POUSSEE D'ARCHIMEDE ..........................................................................................................

9

1.2

REPARTITION DES CONTRAINTES DANS LA GARNITURE............................................

10

1.3

POINT NEUTRE ............................................................................................................................

14

1.4

FACTEUR DE FLOTTABILITE..................................................................................................

16

CHAPITRE 2 LES TIGES DE FORAGE ..................................................

17

2.1

CARACTERISTIQUES DES TIGES DE FORAGE...................................................................

18

2.1.1

Grades d'acier utilisés pour la fabrication du corps ..........................................................................

18

2.1.2

Géométrie du corps ...........................................................................................................................

19

2.1.2.1

Longueur .........................................................................................................................

19

2.1.2.2

Diamètre nominal ............................................................................................................

19

2.1.3

Poids nominal....................................................................................................................................

19

2.1.4

Les tool joints....................................................................................................................................

20

2.1.5

Classe d'usure....................................................................................................................................

20

2.1.6

Marquage API...................................................................................................................................

21

2.1.6.1

Marquage suivant le grade et le poids nominal de la tige................................................

21

2.1.6.2

Marquage de classification des tiges ...............................................................................

22

LIMITES D'UTILISATION DES TIGES DE FORAGE. FORMULES DE CALCUL............................................................................................................

23

2.2.1

Résistance à la traction pure..............................................................................................................

23

2.2.2

Résistance à la torsion pure...............................................................................................................

25

2.2.3

Résistance à l'éclatement...................................................................................................................

27

2.2.4

Résistance à l'écrasement ..................................................................................................................

28

2.2.5

Combinaison de contraintes ..............................................................................................................

30

2.2.5.1

Effet combiné de la traction et de la torsion ....................................................................

30

2.2.5.2

Effet combiné de la traction et de la pression..................................................................

33

2.2.5.3

Combinaison de trois contraintes (traction, torsion et éclatement)..................................

34

2.2


3

Sommaire

CHAPITRE 3 LES MASSES-TIGES .......................................................

37

3.1

ROLE ...............................................................................................................................................

37

3.2

CHOIX DU DIAMETRE DES MASSES-TIGES ........................................................................

37

3.2.1

Diamètre extérieur.............................................................................................................................

38

3.2.2

Diamètre intérieur .............................................................................................................................

39

3.3

FABRICATION DES MASSES-TIGES .......................................................................................

42

3.3.1

Types d'aciers utilisés........................................................................................................................

42

3.3.2

Tolérances de fabrication ..................................................................................................................

42

3.3.3

Profil des masses-tiges ......................................................................................................................

43

3.4

LES FILETAGES ...........................................................................................................................

45

3.4.1

Différents profils utilisés...................................................................................................................

45

3.4.2

Équilibre des filetages. Le B.S.R. .....................................................................................................

50

3.4.3

Couple de serrage..............................................................................................................................

52

3.4.4

Exécution des filetages......................................................................................................................

53

3.4.5

Protection des filetages .....................................................................................................................

54

3.4.6

Inspection des filetages .....................................................................................................................

55

3.4.6.1

Vérification des filetages à la fabrication ........................................................................

55

3.4.6.2

Inspection des filetages en cours d'opération ..................................................................

56

CHAPITRE 4 LES EQUIPEMENTS AUXILIAIRES ......................................

57

4.1

LA TIGE D'ENTRAÎNEMENT ....................................................................................................

57

4.2

LES TIGES LOURDES..................................................................................................................

57

4.3

LES STABILISATEURS ...............................................................................................................

59

4.3.1

Stabilisateurs à lames soudées ..........................................................................................................

59

4.3.2

Stabilisateurs à lames intégrées.........................................................................................................

60

4.3.3

Stabilisateurs à chemises interchangeables .......................................................................................

62

4.3.4

Stabilisateurs à chemise non rotative ................................................................................................

62


4

Sommaire

CHAPITRE 5 CHOIX DES GARNITURES DE FORAGE .................................

63

5.1

CHOIX DE LA GARNITURE DE FOND (B.H.A.) ....................................................................

63

5.1.1

Calcul du nombre de masses-tiges nécessaires pour appliquer un poids donné sur l'outil................

63

5.1.2

Détermination de la longueur de masses-tiges amagnétiques à utiliser ............................................

65

5.1.3

Règles à respecter lorsque la garniture est composée d'éléments de différents diamètres ................

67

5.1.4

Positionnement des stabilisateurs pour réaliser une trajectoire.........................................................

69

5.2

CHOIX DES TIGES DE FORAGE ..............................................................................................

69

5.2.1

Profondeur maximale accessible avec un grade de tiges donné........................................................

70

5.2.1.1

Cas des puits verticaux ....................................................................................................

70

5.2.1.2

Cas des puits déviés.........................................................................................................

70

5.2.2

Garniture mixte .................................................................................................................................

74

5.2.3

Garniture équirésistante ....................................................................................................................

75

5.2.4

Influence du couple de torsion sur la capacité de traction ................................................................

76

5.2.4.1

Influence du couple sur la capacité de traction pour un grade donné de tiges ................

76

5.2.4.2

Cas d'une garniture équirésistante ...................................................................................

76

Influence de la pression d'écrasement sur la capacité de traction .....................................................

77

5.2.5.1

Cas de test BOP ...............................................................................................................

77

5.2.5.2

Cas de test de formation (DST) .......................................................................................

78

5.2.6

Influence de la pression d'éclatement et de la capacité de traction sur le couple de rotation............

79

5.2.7

Allongement de la garniture..............................................................................................................

79

5.2.8

Flambage du train de tige..................................................................................................................

81

5.2.8.1

Cas classique du flambage...............................................................................................

81

5.2.8.2

Cas de la garniture de forage dans un puits .....................................................................

83

Calcul des frottements entre la garniture et la paroi du puits............................................................

88

5.2.9.1

Dans la partie verticale du puits ......................................................................................

88

5.2.9.2

Dans la partie inclinée du puits en absence de flambage hélicoïdal ................................

88

5.2.9.3

En présence de flambage hélicoïdal ................................................................................

90

5.2.10 Vitesse critique de rotation des tiges.................................................................................................

94

5.2.11 Fatigue...............................................................................................................................................

95

5.2.5

5.2.9

5.2.11.1

Courbure maximum acceptable pour les tiges (dog leg severity)....................................

95

5.2.11.2

Fatigue cumulée du train de tige...................................................................................... 100

5.2.11.3

Précautions à prendre pour limiter la fatigue................................................................... 101

5.2.12 Usure de tubages .............................................................................................................................. 103

BIBLIOGRAPHIE .......................................................... 105 Remarque : les données concernant les éléments de la garniture de forage se trouvent dans la section B du Formulaire du foreur - Normes de la garniture de forage.


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6

INTRODUCTION Le procédé de forage utilisé pour forer les puits pétroliers est le forage rotary (rotation d’un outil tout en lui appliquant du poids). La garniture de forage ou train de tiges (drill stem ou drill string) assure la liaison entre l'outil de forage. Elle permet de : • Transmettre la rotation à l'outil de forage, • Mettre du poids sur l'outil pour détruire la roche, • Circuler le fluide de forage pour remonter à la surface les morceaux de roches détruit par l’outil, • Guider l’outil et de réaliser la trajectoire prévue. La garniture est composée de tubulaires en acier d’une longueur d’environ 9 m (30 pieds) connectés par des filetages ce qui permet de les stocker, de les transporter, de les manipuler et de les assembler facilement. La pesanteur terrestre permet d’appliquer du poids sur l’outil. La garniture est pendue au moufle mobile, une partie est supportée par le moufle, la partie qui ne l’est pas appuie sur l’outil.

Schéma montrant le principe de fonctionnement de la garniture de forage. Une partie de la garniture qui repose sur le fond travaille en compression alors que l’autre (celle supportée par le crochet) travaille en traction. Les tubes dans la partie en compression ont tendance à flamber, ils travaillent en flexion alternée (moyen utilisé pour casser une tige de fer !!) ce qui augmente considérablement la fatigue du métal et les risques de ruptures principalement au niveau des connexions. Pour réduire les risques de flambage et de rupture, on place dans la zone Les poids à appliquer sur l’outil sont relativement élevés : entre 10 et 30 kdaN sur un outil 12 ¼. Le puits est plein de boue, donc la garniture sera soumise à la poussée d’Archimède. Les principaux éléments de la garniture sont :


7

• La tige d'entraînement ou kelly (maintenant très souvent remplacée par une tête d'injection motorisée : Power Swivel ou Top Drive System) qui permet de transmettre la rotation, • Les tiges de forage (drill pipes), • Les tiges lourdes (heavy weight drill pipes), • Les masses-tiges (drill collars) formant la garniture de fond (Bottom Hole Assembly : BHA), • Les stabilisateurs incorporés entre les masses-tiges. D’autres éléments ayant des rôles très spécifiques (équipements de mesure, coulisse, shock absorber, etc..) seront incorporés suivant les besoins. La partie supérieure de la garniture travaille en traction tandis que la partie inférieure travaille en compression pour appliquer le poids sur l'outil. La garniture de fond (B.H.A.) composée des masses-tiges et des stabilisateurs peut être divisée en deux parties : - La partie active dont la fonction est de mettre du poids sur l'outil et de contrôler la déviation de l'outil. - La partie passive dont la fonction est d'éliminer tout flambage sur le train de tige quel que soit le poids sur l'outil. Des raccords de filetage (sub ou cross-over) permettent de connecter les différents éléments de la garniture lorsqu'ils possèdent des filetages de diamètres et / ou de types différents. Des équipements (kelly cock, landing sub, float valve, etc.) permettant de fermer l'intérieur de la garniture en cas de venue (en cours de manoeuvre) peuvent être également incorporés dans la garniture. La composition de la garniture sera différente dans les puits verticaux et les puits fortement déviés.


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CHAPITRE 1

RAPPEL CONCERNANT LE THEOREME D'ARCHIMEDE 1.1 Poussée d'Archimède La poussée d'Archimède correspond à la résultante des forces de pression qu'un fluide exerce sur la paroi d'un corps partiellement ou totalement immergé dans celui-ci. C'est une force verticale dirigée dans le sens opposé à celui de la pesanteur et dont l'intensité est égale au poids du fluide déplacé. Elle s'applique au centre de poussée qui correspond au centre de masse du volume qu'occuperait le fluide à la place de la partie immergée du corps. Le principe d'Archimède ne s'applique pas à tous les objets immergés. Considérons par exemple un cylindre qui pèse un poids P dans l'air (figure 1.1). La force nécessaire pour soutenir la barre dans l'air est F1 = P (position 1). Lorsque la barre est partiellement immergée (position 2) dans un fluide plus lourd que l'air, la force nécessaire est plus faible ; une force résultant de la pression hydrostatique du fluide s'oppose au poids de la barre. Lorsque la barre est totalement immergée dans le fluide (position 3), la force nécessaire pour soutenir la barre est encore réduite. C'est dans cette position (tant que la barre ne repose pas au fond) que la force est la plus faible. 001JB9649

F1

F2 P

P P2 Position 1

Position 2

F3

F1

P

P

P3 Position 3

Position 4 F3 < F2 < F1

FIG. 1.1 Forces s'appliquant sur une barre immergée


10

Rappel concernant le théorème d'Archimède

Imaginons maintenant que l'on pratique un orifice dans le fond du récipient de manière à permettre la sortie de la barre par le fond tout en réalisant l'étanchéité entre la barre et le récipient (position 4). Dans ce cas, la force nécessaire pour soutenir la barre est à nouveau égale à F1 (si l'on néglige les frottements existant entre la barre et le récipient au point d'étanchéité). La barre déplace un volume de fluide mais n'est nullement soutenue par la flottabilité de celui-ci car la somme de tous les efforts dus à la pression est nulle. Donc dans certaines situations, un objet immergé (totalement ou partiellement) peut déplacer un fluide sans réduction de poids ou avec une réduction partielle de son poids. La poussée d'Archimède existe uniquement lorsque la pression hydrostatique s'applique sur l'extrémité inférieure de l'objet. Dans le cas où l'extrémité inférieure de l'objet est en contact avec la paroi du récipient, la valeur de cette poussée est influencée par la "qualité" du contact.

1.2 Répartition des contraintes dans la garniture Si tout le monde est d'accord sur la répartition des contraintes dans une garniture en absence de fluide, il n'en est pas de même lorsque cette garniture est plongée dans un fluide. La répartition généralement admise est reproduite à la figure 1.2. Quatre situations différentes sont décrites : a) La garniture est suspendue dans un puits vide. Tous les points de la garniture sont en tension. b) La garniture est suspendue dans un puits rempli de fluide de masse volumique f. Une partie est en compression du fait de la poussée d'Archimède qui s'exerce sur la surface inférieure de la garniture. Mais il n'y a pas de risque de flambage dans cette partie car la contrainte axiale est toujours inférieure en valeur absolue à la pression hydrostatique. Lorsque la garniture s'écarte de la verticale, la poussée d'Archimède produit une flexion du tubulaire dirigée vers le haut. Mais le poids du tubulaire, qui est supérieur à cette poussée (car la densité de l'acier est supérieure à la densité du fluide environnant), la ramène en position verticale. c) Une partie de la garniture appuie sur le fond du puits qui est vide. Il y a risque de flambage dans la partie inférieure qui est en compression. d) Une partie de la garniture appuie sur le fond du puits qui est rempli de fluide de masse volumique f. Il y a risque de flambage dans la partie inférieure de la garniture car la pression hydrostatique est inférieure en valeur absolue à la contrainte axiale.


11


Compression

0

Tension

Contrainte axiale

Point neutre 001JB9706

Le puits est vide, la garniture ne repose pas sur le fond.

FIG. 1.2a Répartition des contraintes dans le train de tiges

Compression

0

Tension

Pression hydrostatique

Distribution incorrecte

Fluide de masse volumique ρf

Contrainte axiale (distribution correcte) Contrainte axiale nulle

Point neutre 002JB9706

Le puits est rempli de fluide de masse volumique f, la garniture ne repose pas sur le fond.

FIG. 1.2b Répartition des contraintes dans le train de tiges


12


Compression

0

Tension

Contrainte axiale

Point neutre Zone où il y a un risque de flambage F

003JB9706

Le puits est vide, une partie de la garniture appuie sur le fond avec une force F.

FIG. 1.2c Répartition des contraintes dans le train de tiges Compression

0

Tension

Fluide de masse volumique ρf Contrainte axiale Pression hydrostatique

Contrainte axiale nulle

Point neutre Zone où il y a un risque de flambage

F

004JB9706

Le puits est plein de fluide de masse volumique f, une partie de la garniture appuie sur le fond avec une force F.

FIG. 1.2d Répartition des contraintes dans le train de tiges


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La figure 1.3 montre deux représentations possibles de l'effet de la poussée d'Archimède sur la valeur de la contrainte axiale. • La distribution dite "incorrecte" conduit à penser que la tension dans la garniture varie suivant la loi : (1.1) T L a f

: : : :

Tension appliquée, en N, Longueur de tiges, immergées dans le fluide de masse volumique f, en m, Masse volumique de l'acier, en kg / m3, Masse volumique du fluide, en kg / m3,

S

: Section des tiges, en m2,

g

: Accélération de la pesanteur égale à 9.81 m / s2.

Dans ce cas, tous les points de la garniture se trouvent en traction.

L

x

Tension

Pression hydrostati que

Compression

Distribution dite "correcte"

Distribution dite "incorrecte"

002JB9649

FIG. 1.3 Distribution de la contrainte axiale dans la garniture • Dans la distribution dite "correcte", la force due à la pression hydrostatique s'exerce sur l'extrémité inférieure de la garniture et provoque une compression dans cette partie. Pour une garniture verticale, cette force de compression constitue la poussée d'Archimède.


14


Dans ce cas, la force s'exerçant à la cote x sur les tiges est donnée par : T = S .  a . L - x -  f . L . g

L x

(1.2)

: Longueur verticale de tiges immergées dans le fluide, en m, : Cote verticale du point considéré, en m.

Remarque 1 : Dans les deux cas, on obtient la même traction en tête des tiges. Remarque 2 : Dans les deux interprétations, il y a manifestement des points corrects. Mais cependant, dans la figure 1.2, il y a quelque chose d'incohérent du point de vue logique : l'air est un fluide et exerce donc une poussée d'Archimède sur la garniture lorsque le puits est vide, donc les graphiques devraient être identiques (dans leur forme) que le puits soit plein de fluide de densité f ou vide. Remarque 3 : Le point neutre sépare la garniture en deux parties : la partie supérieure où il n'y a pas de risque de flambage bien que certains points soient en compression et la partie inférieure sous laquelle il y a risque de flambage. Cette définition laisse penser que le risque de flambage avec, par exemple, un train de masses-tiges 9 1/2 est identique à celui d'un tubing 2 3/8. Mais nous verrons au paragraphe 5.2.8 que le flambage se produit lorsqu'une certaine force de compression est appliquée sur le tubulaire. Cette force appelée charge critique dépend entre autres des caractéristiques géométriques du tube utilisé. Cette définition du point neutre, en définitive, ne nous indique pas s'il y a flambage ou non.

1.3

Point neutre

La figure 1.2 montre qu'il existe un point où la contrainte axiale est nulle (pas de traction, ni de compression) et un point au-dessus duquel il n'y a pas de risque de flambage. Le point neutre (ou section neutre) est défini de façon différente suivant les cas (garniture de forage ou tubing ancré dans un packer, fluides différents entre l'intérieur et l'extérieur du tube, etc.) et les auteurs. On rencontre dans différents articles les définitions suivantes : • C'est le point où la contrainte axiale change de signe (passage d'un état de compression à un état de tension). • Pour A. Lubinsky, c'est le point qui divise la garniture en deux : le poids de la partie supérieure est suspendu à l'élévateur et le poids de la partie inférieure est égal à la force appliquée sur le fond. • C'est le point où la contrainte axiale est égale à la demi somme de la contrainte radiale et de la contrainte tangentielle. • C'est le point où les contraintes axiale, radiale et tangentielle sont égales. • C'est le point où la contrainte axiale est égale à la pression hydrostatique.


15


Les 4 dernières définitions sont équivalentes et déterminent en principe le point sous lequel il y a risque de flambage du tubulaire. Lorsque la garniture est immergée dans la boue, la première définition (contrainte axiale nulle) détermine un point neutre beaucoup plus haut que celui obtenu par les autres définitions. Dans le cas général, la relation donnant la position n du point neutre (point au dessus duquel le flambage ne peut pas se produire) peut s'écrire : F n = (1.3) Pm - f ea . Se - f i . Si . g



n

:

F : Pm : f i : f ea : Si : Se : g :



Hauteur du point neutre définie à partir de l'extrémité inférieure de la garniture, en m, Force appliquée sur le fond, en N, Poids moyen au mètre dans l'air du tubulaire se trouvant sous le point neutre, en N / m, Masse volumique du fluide à l'intérieur de la garniture, en kg / m3, Masse volumique du fluide se trouvant à l'extérieur de la garniture, en kg / m3, Section intérieure de la garniture, en m2, Section extérieure de la garniture, en m2, Accélération de la pesanteur égale 9.81 m / s2.

Si l'on applique la relation (1.3) au cas de la garniture de fond lorsqu'elle exerce un poids Po sur l'outil, nous avons : Po (1.4) Pm - f . S . g (car la densité du fluide est la même à l'intérieur de la garniture et dans l'espace annulaire) n =

Le poids au mètre dans l'air des masses-tiges se trouvant sous le point neutre est :

Pm = a . S . g

(1.5)

En combinant les équations (1.4) et (1.5), nous obtenons : Po n =    1 - f  . Pm a   Po : Poids appliqué sur l'outil, en N,

S : a : f :

(1.6)

Section des masses-tiges sousmise à la poussée d'Archimède, en m2, Masse volumique de l'acier, en kg / m3, Masse volumique du fluide dans le puits, en kg / m3.

Cette expression sera utilisée pour déterminer la longueur de masses-tiges nécessaire pour appliquer un poids déterminé sur l'outil (voir paragraphe 5.1.1).


16


1.4

Facteur de flottabilité

Le facteur de flottabilité k est défini par :

k = 1 -

f a

(1.7)

k : Coefficient de flottabilité, f : Masse volumique du fluide contenu dans le puits, en kg / m3, a : Masse volumique de l'acier, en kg / m3. Il permet de calculer directement le poids apparent d'une garniture dans un fluide de densité df (voir formulaire du foreur - Facteur de flottabilité, Poussée d'Archimède). Le poids apparent d'une garniture dans la boue est égal au poids réel de cette garniture dans l'air multiplié par le coefficient de flottabilité k. Nous avons pour une garniture en acier : df k = 1 7.85 df : Densité du fluide, 7.85 : Densité de l'acier.


17

(1.8)

CHAPITRE 2

LES TIGES DE FORAGE Une tige se compose d'un tube d'acier sans soudure, le corps de la tige, présentant des renflements ou upsets aux deux extrémités et de deux tool joints ou raccords (figure 2.1).

D

Zone de soudure

D = diamètre nominal de la tige DTE 35°

dp

18°

db O.D. Zone de soudure

DTE Upset (tige IEU)

e

d 018JB9649

FIG. 2.1 Détail d'une tige (corps et tool joints) Suivant la position de l'upset, on distingue des tiges : • Internal Upset (I U) : le renflement est situé à l'intérieur du tube, • External Upset (E U) : le renflement est situé à l'extérieur du tube, • Internal External Upset (I E U) : le renflement est situé à l'intérieur et à l'extérieur du tube.


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Les tiges de forage

Les tool joints qui permettent le vissage des tiges l'une à l'autre sont rapportés par soudure aux extrémités du tube. La soudure est réalisée par friction.


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Les tiges de forage

2.1 Caractéristiques des tiges de forage 2.1.1

Grades d'acier utilisés pour la fabrication du corps

L'API a normalisé quatre grades d'acier. Le tableau suivant fournit leurs caractéristiques. Limite élastique Minimum en Maximum en psi (MPa) psi (MPa) 75 000 105 000 (517) (724)

Charge de rupture

Grade

Allongement total %

E (75)

0.5

X 95

0.5

95 000 (655)

125 000 (862)

105 000 (724)

G 105

0.6

105 000 (724)

135 000 (931)

115 000 (793)

S 135

0.7

135 000 (931)

165 000 (1 138)

145 000 (1 000)

minimum en psi (MPa)

100 000 (690)

TAB. 1.1 Propriétés des aciers utilisés pour le corps des tiges de forage Le grade standard est le grade E. Lorsque la résistance mécanique des tiges de grade standard n'est plus suffisante, le forage est poursuivi en rajoutant des tiges de grade supérieur (X, G ou S). Pour l'utilisation des tiges en présence d'H2S, les caractéristiques des aciers utilisés sont données dans le tableau suivant : Limite élastique Grade

Allongement total %

DP - 80 VH

0.5

DP - 95 VH

0.5

Minimum en psi (MPa) 80 000 (552) 95 000 (655)

Maximum en psi (MPa) 95 000 (655) 110 000 (758)

Charge de rupture minimum en psi (MPa)

95 000 (655) 105 000 (724)

TAB. 1.2 Propriétés des aciers utilisés en présence d'H2S Remarque :

La limite élastique minimale adoptée par l'API produit un allongement permanent de 0.5 % à 0.7 % suivant les grades d'acier. Pour être sûr de faire travailler les tiges dans le domaine élastique, il est préférable de prendre une valeur de contrainte axiale inférieure à la limite élastique donnée par l'API. En général, on se limite à utiliser les tiges à 90 % de la tension maximum admissible. Dans les puits déviés, on se limite généralement à 80 % de cette tension.


20

Les tiges de forage

2.1.2

Géométrie du corps

2.1.2.1

Longueur

Les tiges existent en trois "ranges". Le range indique la longueur totale du corps de la tige avant soudure des tool joints. • Le range I correspond à des tiges de longueur comprise entre 18 ft (5.48 m) et 22 ft (6.71 m), • Le range II à des tiges de longueur comprise entre 27 ft (8.23 m) et 30 ft (9.15 m), • Le range III à des tiges de longueur comprise entre 38 ft (11.58 m) et 45 ft (13.72 m). Pour chaque range, la variation de longueur admissible pour 95 % des tiges par commande est de 1 pied et de 1.5 pieds pour 5 % ou moins. Les tiges de range II, gerbées en triple sur les appareils lourds ou en double sur les appareils légers, sont habituellement utilisées.

2.1.2.2

Diamètre nominal

Le diamètre nominal des tiges de forage est le diamètre extérieur du corps du tube (en dehors des upsets). Les diamètres normalisés par l'API sont : 2 3/8, 2 7/8, 3 1/2, 4, 4 1/2, 5, 5 1/2 et 6 5/8. Les diamètres les plus utilisés en forage pétrolier, hors États-Unis, sont 3 1/2 et 5" (les tiges 4 1/2 sont très utilisées aux États-Unis). Ces deux garnitures permettent de réaliser la plupart des programmes de forage. Le diamètre intérieur n'est pas une cote directe : c'est une valeur obtenue à partir du poids nominal du corps de la tige.

2.1.3

Poids nominal

Le poids nominal correspond au poids linéaire du corps de la tige (le poids des tool joints n'est pas inclus dans cette valeur). Il s'exprime en lb / ft. Plus le poids nominal est élevé, plus le corps de la tige est épais, donc plus la tige sera résistante (mais en contrepartie plus la garniture sera lourde). Les tiges 5" standard ont un poids nominal de 19.50 lb / ft. Elles existent également en 26.60 lb / ft. Les tiges 3 1/2 standard ont un poids nominal de 13.30 lb / ft. Elles existent également en 9.50 lb / ft et en 15.50 lb / ft.


21

Les tiges de forage

2.1.4

Les tool joints

Les tool joints actuellement utilisés sont rapportés et soudés par friction sur les renflements (upsets) du corps de la tige. L'API demande, quel que soit le grade du tube utilisé (E, X, G ou S), les propriétés physiques suivantes pour l'acier constituant les tool joints : • Limite élastique

: 120 000 psi (827 MPa),

• Limite minimale de rupture : 140 000 psi (965 MPa). L'épaulement à 18 degrés du tool joint femelle utilisé pour la manutention de la garniture avec l'élévateur a remplacé l'épaulement à 90 degrés (square shoulder) utilisé autrefois. Ce profil permet en particulier de descendre une garniture en stripping à travers un BOP annulaire sans endommager la garniture en caoutchouc. Les filetages sont identiques à ceux utilisés pour les connexions des masses-tiges (NC 50 pour les tool joints de diamètre extérieur 6 3/8 des tiges 5" et NC 38 pour les tool joints de diamètre 4 3/4 des tiges 3 1/2). Le forage d'une phase 6" après avoir descendu un casing ou un liner 7", nécessite l'utilisation d'une garniture 3 1/2 dont les tool joints donnent un jeu suffisant à l'intérieur de cette colonne. Les couples de serrage recommandés pour les différents types de tool joints sont donnés dans le Formulaire du foreur. Ces valeurs supposent l'utilisation d'une graisse contenant 40 à 60 % en masse de zinc finement pulvérisé, appliquée totalement sur tous les filetages et épaulements. Les bases de calcul tiennent compte d'une contrainte de tension de 50 % de la limite élastique minimale pour les tool joints de classe I et de 60 % de la limite élastique pour les autres classes.

Remarque : Lors du blocage au couple des tiges, comme pour tous les autres éléments de la garniture, pour appliquer le couple correct il faut s'assurer que la force que l'on doit exercer sur le manche de la clé soit perpendiculaire à ce dernier. Ces couples de serrage sont les valeurs maximales du couple de rotation que peuvent admettre les tiges en cours de forage. Dans les puits déviés, il est recommandé de limiter le couple de rotation à 80 % du couple de serrage. L'étanchéité entre tiges se fait au niveau des épaulements comme pour tous les éléments de la garniture.

2.1.5

Classe d'usure

Au fur et à mesure de l'utilisation des tiges de forage, celles-ci vont s'user par frottement contre la paroi du trou. Les tool joints et le corps de la tige vont perdre de l'épaisseur.


22

Les tiges de forage

Cette diminution des sections entraîne une perte de résistance mécanique des tiges. L'API classe les tiges en 5 classes (voir Formulaire du foreur) : • Classe I : marquées d'une bande blanche, ces tiges ont les dimensions nominales API, ce sont des tiges neuves. • Classe Premium ou S : marquées de deux bandes blanches, ces tiges présentent une usure uniforme donnant une réduction d'épaisseur maximale de 20 %. • Classe II : marquées d'une bande jaune, ces tiges présentent une usure uniforme donnant une réduction d'épaisseur maximale de 30 %. • Classe III : les tiges de cette classe sont marquées d'une bande orange. • Classe IV : les tiges de cette classe sont marquées d'une bande rouge. Les tiges seront inspectées régulièrement (environ toutes les 2 000 heures de rotation) suivant les recommandations de l'API RP 7 G. En forage pétrolier, seules les tiges de classe S sont utilisées.

2.1.6

Marquage API

2.1.6.1

Marquage suivant le grade et le poids nominal de la tige

Le grade de l'acier utilisé pour le corps de la tige et le poids nominal sont gravés sur un méplat se trouvant sur le tool joint mâle. Des gorges indiquent si la tige est de grade standard et / ou de poids nominal standard ou non (voir Formulaire du foreur : recommandations pour l'identification des tiges de forage par usinage de gorge et de méplat). Ce marquage n'est pas sans ambiguïté. Visuellement, il est impossible de faire la différence entre une tige de grade G et une tige de grade S (la seule façon est de vérifier le marquage se trouvant sur le méplat). D'autres systèmes de marquage ont été proposés. Les caractéristiques des tiges sont également frappées par le fabriquant à la base du filetage mâle (figure 2.2).


23

Les tiges de forage

Code grade

Code grade

Code poids

Code poids

Méplat

Méplat 1/4"

1/4" LPB

Gorge

LPB

LPB 2

1 1/4"

Tige de grade supérieur et poids standard

NC 50 63/8 33/4

6.92 VEA

Gorge

LPB 2

Tige de poids et de grade supérieur

1. Symbole du fabricant H-series™ 2. Mois de soudure 6 - juin 3. Année de soudure 92 - 1992 4. Provenance du corps V - Vallourec 5. Grade de la tige E - grade E 6. Lieu de soudure A - IDPA (Aulnoye)

Code grade

Code poids

Méplat 1/4" LPB LPB 2

Tige épaisse de grade standard

019JB9649

FIG. 2.2 Marquage des tiges en fonction du grade et du poids nominal 2.1.6.2

Marquage de classification des tiges

Les tiges de Classe I sont marquées d'une bande blanche, les classes Premium de deux bandes blanches, les classes II d'une bande jaune, les classes III d'une bande orange et les classes IV d'une bande rouge.


24

Les tiges de forage

Les tool joints rebutés ou à réparer en atelier sont marqués d'une bande rouge. Les tool joints réparables sur site sont marqués d'une bande verte (voir Formulaire du foreur : code des couleurs d'identification des tiges et des tool joints pour la position des marquages). Ces marquages sont effectués lors de l'inspection par des sociétés de service spécialisées (figure 2.3). Bandes de marquage de l'état du tool-joint Bandes de classification des drill pipe et tool-joints 126.91

Marquage permanent de la classification du corps de tige

Marquage de classification des drill pipes et tool-joints

Marquage de l'état du tool-joint

Classe 1 ............................. une bande blanche Premium ....................... deux bandes blanches Classe 2 ................................. une bande jaune Classe 3 ...............................une bande orange Rebut .................................... une bande rouge

Rebut ou réparation en atelier............... une bande rouge Réparation sur site.................. une bande verte 020JB9649

FIG. 2.3 Marquage des tiges en fonction de la classe d'usure

2.2 Limites d'utilisation des tiges de forage. Formules de calcul 2.2.1

Résistance à la traction pure

Lorsque l'on exerce une traction T sur une barre de section S (figure 2.4), la contrainte de traction  produite à l'intérieur de la barre est :

 = T S 

T S

(2.1)

: Traction exercée sur la barre, en N, : Section de la barre, en m2, : Contrainte exercée sur la barre, en Pa.


25

Les tiges de forage

L'allongement  L produit par cette traction T sur la barre de longueur L est :

L = L . E L

 E

(2.2)

: Module d'élasticité longitudinal ou module de Young (E varie entre 200 000 MPa et 220 000 MPa pour l'acier), : Longueur de la barre, en m.

L

S

ΔL T 021JB9649

FIG. 2.4 Essai de résistance à la traction Si l'on ne veut pas déformer une tige de grade donné, la contrainte maximale de traction que l'on peut appliquer sera égale à la limite élastique minimale de l'acier correspondant. La traction maximale applicable sur une tige est donnée par la formule suivante :

Tmax =  e min . S

(2.3)

Tmax : Tension maximale applicable sur la tige, en N, e min : Limite élastique minimale de l'acier utilisé, en Pa, S : Section minimale de la tige, en m2. Le formulaire du foreur donne les valeurs de Tmax en fonction du grade d'acier, des dimensions nominales des tiges, du poids nominal et de l'usure (classe) des tiges.


26

Les tiges de forage

Puisque la valeur de la limite élastique choisie par l'API produit un allongement permanent de l'ordre de 0.5 %, l'utilisation des tiges à la valeur Tmax risque d'entraîner une déformation irréversible. On limitera généralement la traction à 90 % de cette valeur (ce qui revient à travailler avec un coefficient de sécurité de l'ordre de 1.10). On limitera généralement la traction à 80 % de cette valeur dans les puits déviés. Le corps de la tige limite la traction que l'on peut appliquer sur cette tige.

2.2.2

Résistance à la torsion pure

Lorsque l'on exerce un couple de torsion M (en fait, M est le moment du couple de torsion) sur une barre métallique de rayon R (figure 2.5), la contrainte de torsion  exercée sur cette barre est :

 =



: M : R : J :

M

(2.4)

J    R

Contrainte de torsion, en Pa, Moment du couple de torsion, en N.m, (avec M = 2 F.R.) Rayon de la barre, en m, Moment d'inertie polaire de la barre, en m4.

Pour une barre creuse comme les tiges de forage, le moment d'inertie polaire est :

J =

 R4e - R4i 2





(2.5)

Re : Rayon extérieur de la barre, en m, Ri : Rayon intérieur de la barre, en m.

F

L

M 2R

Δθ

F 022JB9649

FIG 2.5 Essai de résistance à la torsion


27

Les tiges de forage

La contrainte de torsion est maximale sur la surface extérieure de la barre. C'est cette valeur que l'on considère dans le cas des tiges de forage, d'où :

 max =

M

(2.6)

 J    R e 

 4 4  J  Re - Ri  s'appelle module polaire de section transversale. = . Re 2  Re    La contrainte de torsion maximale est toujours inférieure à la limite élastique. Les  différentes théories expliquant le cisaillement conduisent à des valeurs du rapport e min  max comprises entre 1.33 et 2. L'API a choisi 3 comme valeur. Avec cette valeur, le couple de torsion maximum applicable sur une tige est :

 J   Re 

Mmax = 0.577 .  e min . 

(2.7)

e min : Limite élastique minimale de l'acier utilisé, en Pa, Mmax : Moment du couple de torsion maximal, en N.m. La valeur du couple de torsion maximal que l'on peut appliquer sur le corps d'une tige est donné dans le formulaire du foreur en fonction du grade et de la classe d'usure (voir caractéristiques mécaniques des tiges de forage).

Remarque :

Nous avons mentionné que la valeur de e min utilisée par l'API entraîne une déformation permanente de l'ordre de 0.5 %. On peut penser que la valeur du couple de torsion maximal définie par la relation (2.7) produit une déformation de la tige. Donc, il est préférable de limiter le moment du couple de torsion à 90 % de cette valeur. Mais nous avons vu que le couple maximum que l'on peut appliquer sur une tige est le couple de serrage de la connexion qui est bien inférieur à la valeur du couple admissible sur le corps de la tige. Donc, en général, le corps des tiges travaille loin du couple de torsion maximum admissible.


28

Les tiges de forage

La valeur de la déformation angulaire en fonction du couple M appliqué sur une longueur L de tiges est donnée par la relation :

 =

L.M

(2.8)

GJ

 : M : L : G : J

Angle de rotation, en radians, Moment du couple de torsion, en N.m, Longueur de tiges soumise au couple M, en m, Module d'élasticité transversal, en Pa (pour l'acier, ce module est égal à 0.4 E, ce qui correspond à une valeur d'environ 78 000 MPa), : Moment d'inertie polaire de la tige, en m4.

Si l'on exprime la déformation angulaire en nombre de tours, la relation précédente s'écrit :

N = N

L.M  2 . G  R 4 - R4   e i 

(2.9)

: Nombre de tours.

La résistance du train de tiges à la torsion devient critique en cours de forage de puits profonds, d'alésage du trou et quand la garniture est coincée.

2.2.3

Résistance à l'éclatement

L'API utilise la formule de Barlow qui donne la pression intérieure maximale Pi max pour que la contrainte interne à la paroi du tube ne dépasse pas la limite élastique e min. Pour les tiges de classe I, la formule est :

2 .   e min . e Pi max = 0.875 .   D  

(2.10)

e : Épaisseur nominale du corps de la tige (voir Formulaire du foreur caractéristiques géométriques des tiges de forage). Le facteur 0.875 provient d'une tolérance à la fabrication de 12.5 % sur l'épaisseur des tiges neuves. D : Diamètre nominal extérieur du corps de la tige. Pour les autres classes, la formule est :

Pi max = 2 .

 e min . e D

(2.11)

e sera diminué de 20 % pour les tiges de classe S, de 30 % pour celles de classe II.


29

Les tiges de forage

Dans les deux formules précédentes, D et e sont exprimés en m, Pi max et e min en Pa. Il est recommandé de limiter la pression appliquée (ou différence de pression entre l'extérieur et l'intérieur) à l'extérieur de la tige à 90 % de la pression maximum admissible Pi max. Le corps de la tige limite la pression d'éclatement que l'on peut appliquer sur cette tige.

Remarque : Lorsqu'une tige est soumise à des pressions intérieure et extérieure, c'est la différence de pression existant entre l'intérieur et l'extérieur qu'il faut prendre en considération.

2.2.4

Résistance à l'écrasement

Plusieurs formules permettant de déterminer la valeur maximale de la pression extérieure que l'on peut exercer sur le corps d'un tube sont utilisées par l'API. La valeur du rapport D / e (e étant l'épaisseur nominale du corps de la tige et D le diamètre nominal du corps de ce tube) indique quelle formule doit être employée. • La première formule est :

D / e  - 1  Pe max = 2 .  e min .  2   D / e  

(2.12)

Cette formule s'applique lorsque le rapport D / e est : - inférieur ou égal à 13.67 pour les tiges de grade E, - inférieur ou égal à 12.83 pour les tiges de grade X 95, - inférieur ou égal à 12.56 pour les tiges de grade G 105, - inférieur ou égal à 11.90 pour les tiges de grade S 135. • La seconde formule est :  A'  Pe max =  e min .  - B' - C D / e  


30

(2.13)

Les tiges de forage

Les valeurs de A', B', C et du rapport D / e sont données dans le tableau suivant. Grade

A'

B'

C

D/e

E

3.060

0.0642

1 805

de 13.67 à 23.09

X 95

3.125

0.0745

2 405

de 12.83 à 21.21

G 105

3.162

0.0795

2 700

de 12.56 à 20.66

S 135

3.280

0.0945

3 600

de 11.90 à 19.14

TAB. 1.3 Valeurs à utiliser dans la formule 2.13 • La troisième formule est :  A  Pe max =  e min .  - B D / e  

(2.14)

Les valeurs de A, B et D / e sont données dans le tableau suivant. Grade

A

B

D/e

E

1.985

0.0417

de 23.09 à 32.05

X 95

2.047

0.490

de 21.21 à 28.25

G 105

2.052

0.0515

de 20.66 à 26.88

S 135

2.129

0.0613

de 19.14 à 23.42

TAB. 1.4 Valeurs à utiliser dans la formule 2.14 • La dernière formule utilisée est :

Pe max =

46. 95 . 10 6

D

/ e .

D / e - 12

(2.15)

Cette formule s'applique lorsque le rapport D / e est : - supérieur ou égal à 32.05 pour les tiges de grade E, - supérieur ou égal à 28.25 pour les tiges de grade X 95, - supérieur ou égal à 26.88 pour les tiges de grade G 105, - supérieur ou égal à 23.42 pour les tiges de grade S 135.

Remarque : Dans les 4 formules précédentes, Pe max et e min sont exprimées en psi, D et e en pouces.


31

Les tiges de forage

La pression d'écrasement pour les tiges déjà utilisées (diamètre et épaisseur inférieurs aux valeurs nominales) est calculée en ajustant le diamètre extérieur nominal D et l'épaisseur nominale e comme si l'usure était uniforme sur l'extérieur et nulle sur le diamètre intérieur. Les valeurs de e pour chaque classe de tige sont données ci-après. Ces valeurs permettront de choisir l'une des 4 formules précédentes et de calculer la valeur de la pression extérieure maximale. - Pour les tiges de classe Premium (S), e sera pris égal à 80 % de l'épaisseur nominale, - Pour les tiges de classe II, e sera pris égal à 70 % de l'épaisseur nominale. La résistance à l'écrasement est à prendre en compte lors de tests des BOP et de tests de formation (DST) (voir paragraphe 2.3.5).

Remarque : Comme dans le cas de l'éclatement, c'est la différence de pression existant entre l'extérieur et l'intérieur de la tige qu'il faut prendre en considération. Il est recommandé de limiter la pression appliquée (ou différence de pression entre l'intérieur et l'extérieur) à l'intérieur de la tige à 90 % de la pression maximum admissible Pe max. Le corps de la tige limite la pression d'écrasement que l'on peut appliquer sur cette tige.

2.2.5

Combinaison de contraintes

2.2.5.1

Effet combiné de la traction et de la torsion

L'API a choisi le critère de Von Mises comme critère de travail dans le domaine élastique. Dans la configuration d'effort de traction et torsion, la relation suivante est utilisée :  2

 2 + 3  2   e min e min : Limite élastique minimale de l'acier utilisé, en Pa,  : Contrainte de traction, en Pa,  : Contrainte de torsion, en Pa. Nous retrouvons les deux critères cités précédemment : • Pour la traction pure,  = 0, d'où :

   e min


32

(2.16)

Les tiges de forage

• Pour la torsion pure,  = 0, d'où :  

 e min 3

Ce critère peut se mettre sous la forme : 2 J   . 2   . S   Re    +  1   e min . S  e min . J   3 Re 

S J Re

: Section du corps de la tige, : Module polaire de section transversale du corps de la tige.

En utilisant les notations précédentes, c'est-à-dire :

.S=T

avec T

: Traction appliquée sur la tige,

e min . S = Tmax

avec Tmax

: Traction maximale pure que l'on peut appliquer sur le corps de la tige dans le domaine élastique,

avec M

: Couple appliqué sur le corps de la tige,

M= . Mmax =

J Re  e min 3

.

J avec Mmax Re

: Couple de torsion maximum pur que l'on peut appliquer sur le corps de la tige dans le domaine élastique.

L'équation (3.15) se met sous la forme :

 T 2  M 2   +    1 Tmax  M max 

(2.17)

T et Tmax, en Pa (ou avec les mêmes unités), M et Mmax, en N.m (ou avec les mêmes unités). Cette équation (équation d'un cercle) nous permet de calculer le couple M que peut supporter une tige connaissant la traction T qu'elle subit ou inversement, les valeurs de Tmax et Mmax étant données dans le formulaire du foreur.


33

Les tiges de forage

• Le couple maximal M que l'on peut exercer sur une tige compte tenu des caractéristiques mécaniques de tiges et du fait que l'on applique déjà une traction T est :

 T 2 M = M max . 1 -   Tmax 

(2.18)

• La traction maximale T que l'on peut exercer sur une tige compte tenu des caractéristiques mécaniques de tiges et du fait que l'on applique déjà un couple M est :

T = Tmax .

 M 2 1 -   M max 

(2.19)

Les valeurs de T et de M ainsi obtenues vont entraîner une déformation permanente des tiges. Sur le chantier, il est préférable de se limiter à 90 % de cette valeur. La figure 2.6 permet d'obtenir directement les rapports T / Tmax et M / Mmax. 023JB9649

M/Mmax 100 % 90 80 70 60 50 40 30 20 10 0

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 % T/Tmax

FIG. 2.6 Cercle de combinaison de contraintes traction / torsion


34

Les tiges de forage

2.2.5.2

Effet combiné de la traction et de la pression

a) Traction et écrasement Dans le cas où l'écrasement se produit dans le domaine plastique (ce qui est le cas des tiges de forage que l'on emploie habituellement), on utilise l'ellipse de plasticité d'équation : 2

r + r.z + z

2

= 1

(2.20)

r =

Pression d' écrasement effective sous tension pression d' écrasement sans tension

z =

Traction effective sur la tige Section de la tige . limite élastique moyenne

avec :

Les valeurs de la limite élastique moyenne à prendre en compte sont données dans le tableau suivant : Grade

Limite élastique en psi

E (75)

85 000

X 95

110 000

G 105

120 000

S 135

145 000

TAB. 1.5 Valeur moyenne de la limite élastique à utiliser pour la combinaison de 2 contraintes Les solutions de (2.20) sont :

r =

-z +

4 - 3 . z2 2

(2.21)

4 - 3 . r2 2

(2.22)

et

z =

-r +

L'enveloppe de l'ellipse (figure 2.7) définit la limite entre la zone intérieure où les tiges peuvent être utilisées et la zone extérieure où les tiges ne doivent pas l'être.


35

Les tiges de forage

Pression interne en pourcentage de la limite élastique Internal pressure in percentage of yield strength 110 100 90

80

70

60

50

40

30

20

10 Tension longitudinale en pourcentage de la limite élastique Longitudinal tension in percentage of yield strength

(b)

(a)

Pression extérieure en pourcentage de la limite élastique External pressure in percentage of yield strength 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

10 20 30

(b) (a)

40 50 60 70 80 90

110 024JB9649

FIG. 2.7 Ellipse de plasticité (combinaison Pression / Traction) Il est recommandé d'utiliser la partie (b) de l'ellipse pour cette combinaison de contraintes. b) Traction et éclatement L'ellipse de plasticité de la figure 2.7 permet de déterminer le pourcentage de traction admissible en fonction du pourcentage de la pression d'éclatement appliqué et réciproquement. Pour cette combinaison de contraintes, l'API RP 7G (édition Août 90) se réfère à la partie (a) de l'ellipse tandis que SMFI conseille d'utiliser la partie (b).

Remarque :

2.2.5.3

Les valeurs obtenues pour la combinaison traction / écrasement et traction / éclatement à partir de l'ellipse de plasticité sont des valeurs limites. Il est recommandé de prendre 90 % de la valeur trouvée.

Combinaison de trois contraintes (traction, torsion et éclatement)

En cours de forage, la traction, la torsion et la pression à l'intérieur de la garniture agissent ensemble. Il existe peu de données sur la combinaison de plusieurs contraintes. Le tableau 1.6 fournit des valeurs de torsion en fonction des autres contraintes (données Vallourec). Il est recommandé de prendre 90 % de la valeur trouvée car les valeurs de ce tableau sont déduites de l'ellipse de plasticité vue au paragraphe précédent.


36

Les tiges de forage

ÉCRASEMENT

ÉCLATEMENT

100 90 80 70 60 50 40 30 20 10

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

C

10 0

O M P R E S S I O N

90 30 43 52 57 60 62 62 60 57 52 43 30

T E N S I O N

0 30 40 45 49 50 49 45 40 30

0

80 40 52 60 65 69 71 72 71 69 65 60 52 40 17 70 45 57 65 71 75 78 79 79 78 75 71 65 57 45 26 60 49 60 69 75 80 83 84 85 84 83 80 75 69 60 49 30 50 50 62 71 78 83 86 88 90 90 88 86 83 78 71 62 50 30 40 49 62 72 79 84 88 91 93 93 93 91 88 84 79 72 62 49 26 30 45 60 71 79 85 90 93 95 96 96 95 93 90 85 79 71 60 45 17 20 40 57 69 78 84 90 93 96 98 98 98 96 93 90 84 78 69 57 40 10 30 52 65 75 83 88 93 96 98 99 99 98 96 93 88 83 75 65 52 30 0

0 43 60 71 80 86 91 95 98 99 10 99 98 95 91 86 80 71 60 43 0

0

10

30 52 65 75 83 88 93 96 98 99 99 98 96 93 88 83 75 65 52 30

20

40 57 69 78 84 90 93 96 98 98 98 96 93 90 84 78 69 57 40

30

17 45 60 71 79 85 90 93 95 96 96 95 93 90 85 79 71 60 45

40

26 49 62 72 79 84 88 91 93 93 93 91 88 84 79 72 62 49

50

30 50 62 71 78 83 86 88 90 90 88 86 83 78 71 62 50

60

30 49 60 69 75 80 83 84 85 84 83 80 75 69 60 49

70

26 45 57 65 71 75 78 79 79 78 75 71 65 57 45

80

17 40 52 60 65 69 71 72 71 69 65 60 52 40

90

30 43 52 57 60 62 62 60 57 52 43 30

10 0

0 30 40 45 49 50 49 45 40 30

0

Données Vallourec Le tableau indique le % du couple que l'on peut appliquer en fonction du % de traction et de pression. Exemple : si le % de traction est 50 % et le % de la pression intérieure de 60 %, le % maximum de couple que l'on peut appliquer est 83 %.

TAB. 1.6 Combinaison de trois contraintes traction / pression / couple


37


38

CHAPITRE 3

LES MASSES-TIGES 3.1 Rôle Le rôle des masses-tiges est essentiel dans la garniture car elles conditionnent la bonne utilisation de l'outil de forage. Elles permettent de : • Appliquer du poids sur l'outil de forage, donc une partie des masses-tiges travaille en compression. L'ordre de grandeur des poids appliqués sur l'outil est de 0.5 à 4 tonnes par pouce de diamètre d'outil suivant la dureté de la formation à forer et le type d'outil utilisé. • Guider et contrôler la trajectoire de l'outil afin d'atteindre l'objectif prévu et d'obtenir un trou permettant la descente du tubage. Différentes trajectoires (puits verticaux, drains horizontaux, etc.) pourront être réalisées suivant la position des stabilisateurs dans le train de masses-tiges. À l'origine, les tiges de forage étaient utilisées pour mettre du poids sur l'outil et les instrumentations étaient nombreuses, d'où l'idée de se servir des tubes plus rigides au dessus de l'outil (voir paragraphe 5.2.8 - Flambage de la garniture).

3.2 Choix du diamètre des masses-tiges Les masses-tiges travaillent en compression. Pour limiter le flambage, la fatigue et les ruptures de la garniture, on est amené à choisir les masses-tiges les plus rigides possibles et en nombre limité pour réduire les problèmes liés aux connexions (figure 3.1) (les ennuis importants commencent lorsque l'on utilise plus de 12 masses-tiges). Nombre d'incidents

0

4

8

12

16

012JB9649

20

24

Nombre de D.C.

FIG. 3.1 Nombre d'incidents en fonction du nombre de masses-tiges


39

Les masses-tiges

3.2.1

Diamètre extérieur

Le principe général est d'utiliser les masses-tiges avec le diamètre extérieur le plus gros possible pour obtenir la rigidité et le poids linéaire maximums. Le diamètre extérieur maximum est choisi en fonction : • du diamètre du trou à forer et du diamètre du tubage à descendre, • de la possibilité de repêcher le poisson avec un overshot, • de la possibilité de surforer, • de la vitesse de remontée du fluide de forage dans l'annulaire, • des risques de coincement par pression différentielle. Le tableau 2.1 indique le diamètre maximum des masses-tiges que l'on peut repêcher et / ou surforer dans un trou de diamètre donné. Le tableau 2.2, établi par Drilco en tenant compte du diamètre extérieur des manchons des tubages, indique le diamètre optimum des massestiges à utiliser en fonction du tubage à descendre. Overshot Diamètre du trou 6 1/8 6 1/4 6 3/4 7 7/8 8 3/8 8 1/2 8 3/4 9 1/2 9 7/8 10 5/8 11 12 1/4 13 3/4 14 3/4 17 1/2 20 24 26

* Note

Diamètre extérieur de l'overshot *5 3/4 *5 3/4 *6 3/8 *7 3/8 *7 7/8 *8 *8 1/4 *9 *9 1/8 *9 3/4 10 1/2 11 3/4 12 3/4 13 3/4 15 1/8 16 3/4 20 1/4 24 3/4

Tubes de surforage

Diamètre maximum repêchable 5 1/8 5 1/8 5 1/8 6 1/4 6 3/4 6 7/8 7 1/8 7 7/8 8 8 5/8 8 1/8 10 1/8 11 1/4 12 13 3/8 14 3/4 16 3/4 22

Diamètre extérieur des tubes 5 1/2 5 3/4 6 7 7 3/4 7 5/8 8 1/8 8 5/8 9 9 5/8 10 3/4 11 3/4 12 3/4 13 3/8 16 18 5/8 21 21

Diamètre maximum surforable 4 3/4 4 7/8 5 1/8 6 1/8 6 1/2 6 3/4 7 1/8 7 5/8 8 8 1/2 9 5/8 10 1/2 11 1/2 12 14 1/2 17 3/8 19 1/2 19 1/2

Diamètre max du poisson repêchable et / ou surforable 4 3/4 4 7/8 5 1/8 6 1/8 6 1/2 6 3/4 7 1/8 7 5/8 8 8 1/2 9 5/8 10.1/8 11 1/4 12 13 3/8 14 3/4 16 3/4 19 1/2

Toutes les dimensions sont données en pouces. La résistance de ces overshots est limitée en traction et en battage. Certains diamètres d'overshots et de tubes de surforage ne sont pas nécessairement disponibles.

TAB. 2.1 Diamètre maximum des masses-tiges que l'on peut repêcher avec un overshot et / ou surforer en fonction du diamètre du trou


40

Les masses-tiges

Le tableau 2.3 récapitule les recommandations du Comité des Techniciens et le tableau 2.4 indique les dimensions des overshots et des tubes de surforage à utiliser. Le tableau 2.5 donne les dimensions standard (OD, ID, filetages) des masses-tiges habituellement utilisées. Diamètre du trou en pouces

Diamètre du tubage en pouces

Diamètre idéal des masses-tiges

Dimension des masses-tiges API correspondantes

6 1/8 6 1/4 6 3/4

4 1/2 4 1/2 4 1/2 4 1/2

Minimum 3. 875 3.750 3.250 2.125

Maximum 4.750 4.875 5.125 6.125

4 1/8, 4 3/4 4 1/8, 4 3/4 3 1/2, 4 1/8, 4 3/4, 5 3 1/8, 3 1/2, 4 1/8, 4 3/4, 5, 6

7 7/8

5 1/2 5 1/2

4.225 3.725

6.125 6.500

4 3/4, 5, 6 4 1/8, 4 3/4, 5, 6, 6 1/4, 6 1/2

8 3/8

6 3/8 6 3/8

6.405 6.280

6.500 6.750

6 1/2 6 1/2, 6 3/4

8 1/2

7 6 3/8

*6.812 6.030

6.750 7.125

6 3/4 6 1/4, 6 1/2, 6 3/4, 7

8 3/4

7 7

6.562 6.812

7.125 7.625

6 3/4,7 6, 6 1/4, 6 1/2, 7, 7 1/4

9 1/2

7 3/8 7

7.500 5 437

7.625 8.000

**7 5/8 6, 6 1/4, 6 1/2, 6 3/4, 7, 7 1/4, 7 3/4, 8

9 7/8

7 3/8 7 3/8

7.125 6.375

8.000 8.500

7 1/4, 7 3/4, 8 6 1/2, 6 3/4, 7, 7 1/4, 7 3/4, 8, 8 1/4

10 3/8

8 3/8

*8.625

8.500

8 1/4

11

8 3/8 9 3/8

8.250 9.000

9.625 10.125

8 1/4, 9, 9 1/2 9, 9 1/2, 9 3/4, 10

12 1/4 13 3/4 14 3/4 17 1/2

10 3/4 10 3/4 11 3/4 13 3/8

*11.250 9.750 8.750 11.250

10.125 11.250 12.000 13.375

10 9 3/4, 10, 11 9, 9 1/2, 9 3/4, 10, 11, **12 **12

20 24 26

16 18 3/8 20

14.000 15.500 16.000

14.750 16.750 19.500

**14 **16 **16

** Masses-tiges non API

TAB. 2.2 Diamètre optimum en fonction du diamètre du trou et du tubage d'après DRILCO Le diamètre intérieur varie entre 13/4 et 3 pouces suivant le diamètre extérieur de la masse-tige.


41

Les masses-tiges

3.2.2

Diamètre intérieur

Le plus petit diamètre intérieur sera recherché pour obtenir la masse-tige la plus lourde possible et le maximum de rigidité et de résistance des filetages mâles, mais il faut tenir compte : • du diamètre des outils à descendre à l'intérieur de la garniture, • des pertes de charge à l'intérieur de la garniture qui doivent rester le plus faible possible.

Diamètre extérieur nominal (pouce)

Diamètre intérieur (pouce)

Longueur (pieds)

Diamètre de forage (pouce)

9 1/2

3

30

7 3/4 à 8

2 13/16

30

9 7/8

6 3/4

2 13/16 ou éventuellement 2 1/4

30

de 8 3/4 à 8 1/2

4 3/4

2 1/4

30

de 6 3/4 à 6

de 24 à 12 1/4

TAB. 2.3 Caractéristiques des masses-tiges recommandées par le Comité des Techniciens Français

Diamètre nominal des masses-tiges en pouces

Diamètre extérieur des colonnes de surforage en pouces

9 1/2

10 3/4, 51 lb/ft Flush

7 3/4

9

6 3/4

7 5/8, 29 lb/ft Flush

Flush

Dimensions nominales des overshots en pouces

11 3/4 9 3/8 7 7/8 SH

5 1/3 à tool joint 4 3/4

ou 5 1/2, 17 lb/ft Flush

5 3/4 SH

TAB. 2.4 Matériel de repêchage correspondant aux dimensions des masses-tiges recommandées par le Comité des Techniciens Français


42

Les masses-tiges

Dimension diamètre extérieur (pouce) 3 1/8 3 1/4 3 3/4 4 1/8 4 1/4 4 1/2 4 3/4 5 5 1/4 5 1/2 5 3/4 6 6 1/4 6 1/2 6 3/4 7 7 1/4 7 1/2 7 3/4 8 8 1/4 8 1/2 8 3/4 9 9 1/4 9 1/2 9 3/4 10 11 11 1/4 12 14 *

Diamètre intérieur Standard (pouce) 1 1/4 1 1/2 1 1/2 2 2 2 2 1/4 2 1/4 2 1/4 2 1/4 2 1/4 2 1/4 2 1/4 2 13/16 2 13/16 2 13/16 2 13/16 2 13/16 2 13/16 2 13/16 2 13/16 2 13/16 2 13/16 3 3 3 3 3 3 3 3 3

Optionnel (pouce) 1 1/4 1 1/4 1 3/4 1 3/4 1 3/4 1 3/4 1 3/4 1 3/4 1 3/4 2 13/16 2 13/16 2 13/16 2 1/4 2 1/4 2 1/4 2 1/4 2 1/4 3 3 3 3 3 2 13/16 2 13/16 2 13/16 2 13/16 2 13/16 2 13/16 2 13/16 2 13/16 2 13/16

Type de filetage et dimension pour le diamètre intérieur standard API Autres NC 23 NC 23 NC 26 NC 31 NC 31 NC 31 NC 38 NC 38 NC 38 NC 38 NC 40 NC 40 NC 40 NC 46 NC 46 NC 50 NC 50 NC 50 NC 56 NC 56 NC 61 NC 61 NC 61 NC 61 NC 61 NC 70 NC 70 NC 70 NC 77 NC 77 NC 77 NC 77

2 3/8 IF 2 7/8 IF 2 7/8 IF 2 7/8 IF 3 1/2 F 3 1/2 F 3 1/2 F 3 1/2 F 4 FH 4 FH 4 FH 4 IF 4 IF 4 1/2 IF 4 1/2 IF 4 1/2 IF 6 5/8 REG 6 5/8 REG 6 5/8 REG 6 5/8 REG 6 5/8 REG 7 5/8 REG 7 5/8 REG 7 5/8 REG 7 5/8 REG 8 5/8 REG 8 5/8 REG 8 5/8 REG 8 5/8 REG 8 5/8 REG

* avec "fishing neck" de diamètre extérieur 11 1/4

TAB. 2.5 Dimensions standard des masses-tiges habituellement utilisées Le diamètre intérieur et extérieur déterminent le poids linéaire des masses-tiges (voir formulaire du foreur : masses des masses-tiges)


43

Les masses-tiges

3.3 Fabrication des masses-tiges 3.3.1

Types d'aciers utilisés

Les masses-tiges conventionnelles sont usinées à partir de barres d'acier qui ont de bonnes caractéristiques après trempe et revenu. Les filetages sont taillés directement aux extrémités de ces barres. La résistance des aciers utilisés (d'après API Spec 7) est indiquée dans le tableau suivant : Diamètre extérieur en pouce 3 1/8 à 6 7/8 7 à 10

Contrainte à la rupture minimale 140 000 psi (967 MPa) 135 000 psi (931 MPa)

Limite élastique minimale 110 000 psi (758 MPa) 100 000 psi (689 MPa)

Allongement mini. (%) 13 13

TAB. 2.6 Caractéristiques des aciers utilisés pour la fabrication des masses-tiges Les aciers utilisés sont en général des alliages au chrome-molybdène qui satisfont aux spécifications mécaniques après trempe et revenu, tout en restant d'une dureté compatible avec l'usinage et d'un prix économique. Pour les forages dirigés, on utilise des masses-tiges non magnétiques pour ne pas influencer les mesures d'azimut basées sur le champ magnétique terrestre. À l'origine, ces masses-tiges étaient fabriquées avec un alliage, le K.MONEL, composé de plus de 60 % de nickel, mais leur prix était très élevé et les phénomènes de grippage entre connexions étaient très courants. Le K. MONEL a été remplacé par un alliage austénitique de fer au chrome-manganèse.

3.3.2

Tolérances de fabrication

• La tolérance sur le diamètre extérieur est indiquée dans le tableau suivant : Diamètre extérieur de 2 1/2 à 3 1/2 inclus de 3 1/2 à 4 1/2 inclus de 4 1/2 à 5 1/2 inclus de 5 1/2 à 6 1/2 inclus de 6 1/2 à 8 1/4 inclus de 8 1/4 à 9 1/2 inclus au-dessus de 9 1/2

Tolérance + 3/64 + 1/16 + 5/64 + 1/8 + 5/32 + 3/16 + 1/4

-0 -0 -0 -0 -0 -0 -0

Ovalisation 0.035 0.046 0.058 0.070 0.085 0.100 0.120

Toutes les dimensions sont exprimées en pouces.

TAB. 2.7 Tolérance de fabrication des masses-tiges L'ovalisation correspond à la différence entre le diamètre maximum et le diamètre minimum dans une même section sans tenir compte de l'état de surface.


44

Les masses-tiges

• Rectitude : La flèche maximum tolérée est de 0.00625 pouce par pied (0.159 mm / pied). • Longueur entre épaulement : 30 pieds ou 31 pieds à + ou - 6 pouces. • Sur le diamètre intérieur : Le passage intérieur est foré par deux outils de coupe travaillant à partir de chaque extrémité. Cet usinage doit : - respecter la tolérance de + 1/16" , - 0, - accepter le passage d'un mandrin de 10 pieds de long ayant un diamètre inférieur de 1/8 de pouce au diamètre intérieur nominal de la masse-tige.

3.3.3

Profil des masses-tiges

Les masses-tiges habituellement utilisées sont lisses ou spiralées. Il existe également des masses-tiges carrées. • Les masses-tiges lisses : c'est la forme la plus simple ; elles sont au diamètre extérieur nominal sur toute leur longueur. • Les masses-tiges spiralées : elles permettent de diminuer le risque de coincement par pression différentielle au droit des formations poreuses perméables. L'usinage de trois plats en spirale permet de diminuer la surface en contact avec la paroi du trou et de maintenir la circulation du fluide de forage tout autour du corps de la masse-tige. Pour les diamètres allant jusqu'à 7", chaque spirale est constituée d'une seule partie plate tandis que pour les diamètres supérieurs à 7", elle comporte 3 parties (voir figure 3.2 et le Formulaire du foreur pour les caractéristiques géométriques de ces massestiges). Coupe de la masse-tige spiralée pour les diamètres extérieurs de 7 1/8" à 12"

Coupe de la masse-tige spiralée pour les diamètres extérieurs de 3 7/8" à 7"

70°

ID

120°

ID

e

e OD

005JB9649


45

OD

120°

Les masses-tiges

FIG. 3.2 Détails de fabrication des masses-tiges spiralées


46

Les masses-tiges

La masse des masses-tiges spiralées est d'environ 4% inférieure à celle des masses-tiges lisses. Leur prix est légèrement supérieur à celui des masses-tiges lisses. • Les masses-tiges carrées : Ces masses-tiges sont très rigides et produisent un bon guidage dans le trou car elles sont utilisées avec un jeu de 1/32" entre le trou foré et les coins de la masse-tige. Elles ne peuvent être utilisées qu'au-dessus d'un aléseur à rouleaux, lui-même étant placé juste au-dessus de l'outil. Le prix élevé de ces masses-tiges et leur manipulation délicate, a conduit à les remplacer par des masses-tiges cylindriques surdimensionnées et des stabilisateurs. Quel que soit le profil des masses-tiges, il est nécessaire d'utiliser une tête de levage et un collier de sécurité pour les manipulations au plancher. Pour supprimer ces deux opérations et ainsi diminuer le temps de manoeuvre, les fabricants proposent des masses-tiges à rétreint (figure 3.3) : • le rétreint inférieur ou slip recess pour recevoir les cales, • le rétreint supérieur ou elevator recess pour recevoir l'élévateur. 42" Ref. +2 20" - 0

+1

+2

16" - 0

3"

18" - 0

3"

3"

A

B D

C Elevator groove OD less 2A

Box end

Slip groove OD less 2B

1" radius 1" OD + max 16

R cold worked radius

Drill collar OD

Radius

OD diamètre extérieur 1065 mm + 50 510 mm 0

+ 25

+ 50

405 mm 0

460 mm 0 75 mm B

75 mm A

3"

D

C Rétreint pour élévateur OD - 2A

Connexion femelle

Rétreint pour élévateur OD - 2B

Rayon 25 mm

R

006JB9649

OD + 1,6 mm max

Rayon

FIG. 3.3 Détails des dimensions des rétreints pour les cales et les élévateurs


47

Les masses-tiges

Pour éviter une usure trop rapide de ces rétreints pendant le forage, il est nécessaire de protéger ces parties par des traitements de surface (hardfacing) qui consistent en général à déposer des grains de carbure de tungstène sur les zones concernées. Mais i1 faut être prudent avec l'utilisation d'une protection de surface trop agressive qui peut se révéler être une fraise très efficace pour user un tubage. Les dimensions des rétreints sont normalisées par l'API (voir Formulaire du foreur). La tendance actuelle est de ne pas utiliser l'elevator recess qui ne présente pas suffisamment d'intérêt vis-à-vis de son coût supplémentaire et de sa durée de vie. Par contre, le slip recess est pratiquement le profil standard.

3.4 Les filetages Les filetages sont normalisés par l'API. Ils sont coniques pour les raisons suivantes : • c'est le type de filetage qui donne la plus grande résistance pour réunir deux tubes de même épaisseur ; • il est facile et rapide à visser et à dévisser (auto-alignement, obtention du blocage sans avoir à effectuer autant de tours qu'il y a de filets). Les filetages utilisés au début du forage rotary étaient des filetages couramment utilisés en mécanique ; pour cette raison, ces filetages sont appelés Regular. L'étanchéité entre les éléments de la garniture de forage, vis à vis de la pression, se fait au niveau des épaulements des connexions par contact métal sur métal et non pas au niveau des filetages proprement dits.

3.4.1

Différents profils utilisés

Les filetages sont caractérisés par le nombre de filets par pouce, la conicité, la forme et la dimension des filets. Différents profils de filetages sont utilisés pour connecter les différents éléments de la garniture de forage : ce sont les filetages REG (Regular), FH (Full Hole), IF (Internal Flush), H90 et NC (Numbered Connection). Ils résultent d'une optimisation mécanique qui s'est produite tout au long de l'évolution du forage rotary. Pour les dimensions nominales courantes, les filetages NC sont actuellement les seuls normalisés par l'API. L'évolution s'est faite du type REG (5 filets par pouce, conicité de 3" par pied et profil V-0.040) vers le type NC (4 filets par pouce, conicité de 2" par pied et profil V-0.038 R) (figure 3.4). Les dimensions et la géométrie de ces différents types de filetages sont données dans le Formulaire du foreur.


48

Les masses-tiges

Pas : 5 filets au pouce Conicité : 3"/Ft Profil : V .040 ID : 2" 1/4 OD : 3" 3/4 Longueur : 4" 1/8

007JB9649

4 1/2 Reg

5 filets au pouce 3"/Ft V .040 2" 3/4 à 3" 6" 3" 7/8

4 filets au pouce 2"/Ft V .065 3" à 3" 3/4 6" 1/4 - 6 3/8 4 3/8

4 1/2 FH

4 1/2 IF

FIG. 3.4 Évolution des filetages Le faible rayon à fond des filets des profils V-0.040 et V-0.050 crée un effet d'entaille qui diminue la résistance à la fatigue du filetage. Le profil V-0.065 est meilleur car il diminue cet effet et le profil V-0.038 R est encore meilleur (figure 3.5). P srn

La conicité montrée ici est exagérée Femelle

fcs

r

rrn

hn

H

Fcs r 30° 30°

Fcn

rrs

hs

60°

fcn Mâle srs 008JB9649

90°

Axe du filetage

Type de filetage V-0.040 et V-0.050

FIG. 3.5a Détails des filetages


49

Les masses-tiges

P

La conicité montrée ici est exagérée

frn Frn

Femelle

fcs Fcs

hn

H

r

r

r Fcn

30° 30° 60°

r

Mâle

fcn Frs 010JB9649

hs

frs 90°

Axe du filetage

Type de filetage V-0.065

FIG. 3.5b Détails des filetages P srn

La conicité montrée ici est exagérée Femelle

fcs

r H

rrn

hn

Fcs r 30° 30°

Fcn

rrs

hs

60°

fcn Mâle srs 009JB9649

90°

Axe du filetage

Type de filetage V-0.038R rrn = rrs = 0.038"

FIG. 3.5c Détails des filetages Le nouveau profil V-0.038 R normalisé par l'API est en fait l'ancien profil V-0.065 dans lequel le plat dans le creux des filets a été remplacé par une courbure ayant un rayon de 0.038".


50

Les masses-tiges

La création du profil V-0.038 R s'est faite en même temps qu'une nouvelle normalisation des masses-tiges. Elles sont définies par les 2 lettres NC, suivies de 2 groupes de 2 chiffres. Par exemple, pour une masse-tige NC 46-65 : • NC indique que la connexion est de type Numbered Connection, • 46 indique le numéro de la connexion. Ce nombre indique le diamètre du filetage mâle au point de calibrage (figure 3.6) exprimé en dixièmes de pouces (le diamètre du filetage mâle au point de calibrage d'une connexion NC 46 est 4.6 pouces). • 65 signifie 6.5". Ce nombre indique le diamètre extérieur de la masse-tige exprimé en pouces et en dixièmes de pouces. Certains types et dimensions de filetages sont interchangeables (voir liste des connexions à épaulement interchangeables dans le Formulaire du foreur). Malgré cette compatibilité, le profil des filetages n'est pas exactement identique et il est recommandé de connecter ensemble des filetages de même type. À l'origine du forage rotary, une à trois masses-tiges étaient utilisées au-dessus de l'outil. Progressivement, le nombre est passé à une douzaine et actuellement, il est fréquent d'en utiliser une vingtaine. Le nombre d'incidents sur les filetages n'est pas proportionnel au nombre de filetages qui sont dans le trou (figure 3.1). La courbe de la figure 3.1, qui représente le nombre d'ennuis en fonction du nombre de masses-tiges utilisées, explique pourquoi le profil des filets a évolué vers des profils plus résistants à la fatigue. Le filetage Hugues H.90 possède un filet à 90° au lieu de 60° avec un rayon de courbure important pour le creux des filets. L'effet d'entaille est diminué à la fois par la grandeur de ce rayon et par l'ouverture de ces filets (angle à 90°). La popularité de ces filetages a été très grande dans les zones où la nature des terrains (vibrations en cours de forage) et la déviation des trous étaient à l'origine de nombreuses ruptures de filetages. Actuellement, ces filetages sont remplacés par ceux de type NC dans les zones difficiles. Tous les filetages API des masses-tiges et des tool joints (voir API Standard 7) ont les caractéristiques suivantes : • l'angle des filets est de 60°, • l'axe du filet est perpendiculaire à l'axe du filetage, • les sommets des filets sont constitués par une partie droite (en coupe) raccordée sur les flancs par 2 rayons (un profil V-0.050 par exemple, signifie que la largeur théorique du plat du sommet est de 0.050"), • les creux des filets sont constitués par un petit rayon dans les profils V-0.040 et V0.050, par un rayon nettement plus important dans le profil V-0.038R et par un plat avec 2 rayons dans le profil V-0.065.


51

Les masses-tiges

+ 15

30° 0

LBC

LBT L'extension du chanfrein sur le départ des filets mâle et femelle reste au choix du fabricant.

45°

15,88

QC

DS

LPC 15,88 C DLF

12,7 maxi

DL 45°

Les cotes sont données en millimètres

FIG. 3.6 Définition du point de calibrage


52

011JB9649

Les masses-tiges

Pour éviter la concentration de contraintes en certains points d'une connexion, des gorges de décharge (relief groove API et bore back) sont usinées pour obtenir une meilleure répartition de ces contraintes (figure 3.7). 013JB9649

Filetage normal

Profil API

Bore back Drilco

Bore back SMFI

FIG. 3.7 Différents profils des gorges de décharge Remarque :

3.4.2

Certaines connexions (NC 23, 26 et 31) n'ont pas une épaisseur d'acier suffisante pour permettre l'usinage de gorges de décharge.

Équilibre des filetages. Le B.S.R.

Au niveau de chaque connexion, la résistance du filetage mâle doit être sensiblement égale à celle du filetage femelle. Pour que les filetages soient équirésistants ou équilibrés, il faut que le rapport du moment d'inertie polaire du filetage femelle sur le moment d'inertie polaire du filetage mâle soit compris entre 2.25 et 2.75. Ce rapport est appelé "Bending Strength Ratio" (B.S.R.). Il est donné par la formule suivante : BSR =

J femelle Jmâle

D4 - D42 D = D41 - d4 D1

(3.1)

J femelle : Module polaire de la section transversale de la connexion femelle, J mâle

: Module polaire de la section transversale de la connexion mâle.

Voir figure 3.8 pour la signification des différents termes utilisés dans cette formule.


53

Les masses-tiges

d D Rs D1 3/4"

D2 Rt

90°

p

014JB9649

FIG. 3.8 Éléments nécessaires pour le calcul du BSR et du couple de serrage La valeur du B.S.R. des principales connexions utilisées pour les masses-tiges est indiquée dans le Formulaire du foreur. Une masse-tige perdant rapidement du diamètre extérieur par usure, le B.S.R. diminue au fur et à mesure de l'usure extérieure de la masse-tige. Il est donc recommandé, pour des masses-tiges neuves, de choisir des connexions ayant un B.S.R. compris entre 2.5 et 3.

Remarque :

Les masses-tiges 8 1/4 et 9 1/2 ont respectivement des connexions 6 5/8 REG et 7 5/8 REG car aucune connexion NC ne convient dans les gammes des BSR recommandés.


54

Les masses-tiges

3.4.3

Couple de serrage

L'étanchéité entre masses-tiges, vis à vis de la pression, se fait au niveau des épaulements par contact métal sur métal. C'est le couple de serrage qui produit une contrainte de compression suffisante pour obtenir l'étanchéité. Le calcul du couple de serrage est effectué en utilisant une version modifiée de la formule de Farr :

T = T S

: :

A

:

Rt : Rs : P :  : f :

S . A R . f  P . + t + Rs . f    12 2 cos 

(3.2)

Couple de serrage, en lb . ft, Contrainte du métal au niveau de la surface critique considérée (62 500 psi pour l'acier 4145 H), en psi, Surface critique déterminée sur l'élément le plus faible (mâle ou femelle suivant le cas), en pouces2, Rayon moyen du filetage, en pouces, Rayon de l'épaulement, en pouces, Pas du filetage, en pouces, 1 / 2 angle au sommet du filetage, en degrés, Coefficient de frottement (= 0.08 pour les graisses API habituellement utilisées).

Le couple de serrage recommandé par l'API produit une pression métal sur métal de 5 000 bar au niveau des épaulements, ce qui donne une étanchéité à une pression de 1 000 bar au niveau de la connexion. Environ les deux tiers des contraintes dans une connexion sont transmises par les épaulements et un tiers par les filetages (figure 3.9). 2/3 1/3

015JB9649

FIG. 3.9 Transmission des contraintes entre connexions


55

Les masses-tiges

Pour une connexion donnée, il est très important d'appliquer le couple correct. Les valeurs indiquées dans le Formulaire du foreur sont majorées de 10 % par rapport aux valeurs fournies par le calcul. Des valeurs supérieures peuvent être utilisées pour des conditions de forage difficiles. Lorsque l'on utilise des filetages neufs, il faut s'assurer lors des premières manoeuvres que le couple appliqué pour débloquer la connexion est égal à celui appliqué lors du serrage. Pour la première connexion, il est recommandé de la bloquer au couple préconisé après un graissage correct, de la débloquer, de nettoyer le filetage et l'épaulement, de graisser à nouveau et de réappliquer le couple de serrage correct. Les calculs supposent une contrainte du métal de 62 500 psi (431 MPa) dans l'élément le plus faible (mâle ou femelle suivant les cas) et un coefficient de frottement de 0.08 sur les surfaces en contact - valeur obtenue avec les graisses recommandées par l'API et en usage pour les masses-tiges (elles doivent contenir 60 % en masse de plomb finement pulvérisé). Pour les masses-tiges de grand diamètre (de 8 3/4 à 11 1/4), la surface de contact au niveau des épaulements est réduite. Cela permet d'obtenir une pression métal sur métal suffisante avec un couple de serrage plus faible (voir Formulaire du foreur dimension des épaulements réduits ou low torque).

3.4.4

Exécution des filetages

Il existe deux moyens pour exécuter un filetage de masses-tiges : • Le premier moyen est le taillage à la fraise (hob cutting). Il a l'inconvénient de produire des facettes et de fines rainures sur les flancs et les creux des filets. Dans le creux des filets, ces fines rainures, par effet d'entaille, diminuent la résistance à la fatigue. • Le deuxième moyen est le filetage au tour avec un outil à profil constant en carbure de tungstène. L'usinage au carbure de tungstène écrouit notablement le métal et donne un état de surface meilleur que celui obtenu par le taillage à la fraise. La résistance à la fatigue se trouve améliorée. Le taillage à la fraise est cependant encore largement utilisé car moins onéreux et plus facile à réaliser. La résistance à la fatigue d'un filetage sera améliorée si l'on peut mettre en précompression le métal dans les creux des filets. Les contraintes, développées pendant la rotation des masses-tiges, seront diminuées de la valeur de ces contraintes de précompression et les filetages pourront donc subir un nombre de flexions alternées plus grand avant l'amorce des premières fissures de fatigue. Il existe deux moyens de mettre en pré-compression le métal dans le creux des filets : • Le Cold Rolling qui consiste à rouler sous forte pression (6 000 lbs) une molette dans les creux des filets (figure 3.10). Cette molette écrouit le métal et les contraintes de compression subsistent après passage de la molette.


56

Les masses-tiges

Charge de 6000 lb

Molette

Ces fibres restent en compression après le passage de la molette

016JB9649

FIG. 3.10 Cold rolling • Le Hi-Flexing : l'écrouissage du métal dans le creux des filets est obtenu par martelage avec un outil de profil adéquat. Le Cold Rolling donne les meilleurs résultats et est généralement utilisé.

3.4.5

Protection des filetages

Les filetages sont protégés contre l'oxydation par une phosphatation (parkérisation ou kemplating). Après phosphatation, le métal est recouvert d'une fine couche poreuse de phosphate de fer. Cette couche poreuse retient le lubrifiant et s'oppose à l'oxydation. Elle assure en même temps la présence de lubrifiant lors des premiers blocages et évite le grippage à la première mise en service.


57

Les masses-tiges

Étant donné le poids des masses-tiges, celles-ci supporteront de nombreux chocs lors de manutentions et les filetages devront être protégés par des protecteurs suffisamment résistants. Les protecteurs légers en tôle emboutie, en caoutchouc ou en matière plastique ne sont pas assez résistants. Il est nécessaire d'utiliser des protecteurs massifs en acier coulé.

3.4.6

Inspection des filetages

3.4.6.1 Vérification des filetages à la fabrication La mesure du diamètre sur un filetage conique n'a de signification que si elle est faite par rapport à un plan de référence. Cette mesure est difficile et nécessite des appareils spéciaux. Dans la pratique, les filetages subissent une double vérification : • La conicité qui est vérifiée avec un appareil dit "hélicomètre", qui est composé de deux bagues filetées (pour un filetage mâle). Si la conicité est bonne, le décalage angulaire des deux bagues doit se situer dans les tolérances établies (les bagues sont remplacées par des tampons pour des filetages femelles). • Le diamètre qui est vérifié avec un calibre (bague ou tampon) dit "calibre de travail". Ce calibre doit se visser jusqu'à une position telle que la distance (stand-off) entre la face du calibre et l'épaulement du filetage soit à l'intérieur des tolérances (figure 3.11). Graduations

SO

017JB9649

Stand off

SO

Tampon

Bague

FIG. 3.11 Équipements utilisés pour vérifier les filetages


58

Les masses-tiges

Les calibres de travail sont utilisés lors de l'exécution et de la vérification des filetages. Ces calibres de travail sont vérifiés par rapport à des calibres de référence ; ces derniers ne servent strictement qu'à la vérification des calibres de travail (vérification mensuelle ou trimestrielle suivant l'utilisation des calibres de travail). Les calibres de référence sont vérifiés tous les cinq ans par rapport à des calibres régionaux (Regional Master Gauges). Les calibres régionaux sont vérifiés par rapport aux calibres-étalons (Master Gauges) qui se trouvent au bureau des Standard à Washington. Les seules mesures qui peuvent être prises sur un chantier concernent le pas et le diamètre au droit de l'épaulement pour établir le type de filetage. Lorsque des filetages ont déjà été utilisés, une mesure précise (stand-off par exemple) n'a pratiquement plus de signification.

Remarques : Le stand-off est modifié par le cold rolling et le hi-flexing. La mesure du stand-off doit donc se faire avant le cold rolling ou le hi-flexing. 3.4.6.2

Inspection des filetages en cours d'opération

Après un certain nombre d'heures de service, des amorces de rupture sous forme de microfissures vont se développer dans les filetages. Le seul remède consiste alors à couper la partie fissurée du filetage et à exécuter un nouveau filetage. La détection de ces micro-fissures se fait par inspection magnétique aux rayons ultraviolets. Après un nettoyage parfait du filetage pour enlever toute trace de lubrifiant et d'oxydation, l'extrémité de la masse-tige est magnétisée. Un liquide (en général du kérosène) contenant de très fines particules magnétiques fluorescentes en suspension est pulvérisé sur le filetage. Ces particules seront attirées par les lèvres des fissures. En observation sous lumière ultraviolette, les particules fluorescentes apparaîtront et matérialiseront ainsi les fissures. Ce type d'inspection ne peut pas être utilisé pour les masses-tiges amagnétiques. La fréquence de ces inspections, en général prévue par contrat, est de l'ordre de 600 heures. Mais pour les forages dans des zones difficiles, elle peut être ramenée à 300-400 heures.


59

CHAPITRE 4

LES EQUIPEMENTS AUXILIAIRES 4.1 La tige d'entraînement C'est la liaison entre la table de rotation et la garniture de forage. C'est aussi un tubulaire qui supporte la charge totale de garniture. Ces principales fonctions sont donc de : • relier la tête d'injection et la dernière tige de forage, • transmettre le couple de rotation à la garniture de forage, • permettre le mouvement longitudinal de la garniture en forage tout en maintenant la rotation, • conduire le fluide de forage de la tête d'injection à l'intérieur de la garniture. La tige d'entraînement peut être de section carrée ou hexagonale. On visse sur la connexion supérieure une vanne de sécurité appelée «upper kelly cock» qui permet de fermer l'intérieur de la garniture en cas d'éruption. Une vanne inférieure manuelle joue le même rôle et permet également pendant un ajout de tige d'empêcher la boue de s'écouler sur le plancher. La tige d'entraînement est le tubulaire le plus long de la garniture : 40 ft (12,19 m) : longueur standard utilisée avec les tiges de range II ou 54 ft (16,46 m) utilisée avec les tiges de range III. En effet, il faut pouvoir forer un peu plus que la longueur d'une tige pour faire un ajout. Il faut se souvenir que les filetages se trouvant au-dessus de la table de rotation sont des filetages à gauche.

Remarque : Les têtes d'injection motorisées (Top drive, power swivel) remplacent sur de nombreux appareils la tige d'entraînement classique.

4.2 Les tiges lourdes (heavy weight drill pipes) Les tiges lourdes 5" ont sensiblement les mêmes dimensions extérieures que les tiges de forage 5", sauf une surépaisseur centrale et des tool joints plus longs. Mais le diamètre intérieur est de 3". Elles sont donc plus lourdes et plus résistantes au flambage que les tiges de forage. Les tiges lourdes 5" ont un poids nominal de 50 lb / ft. Le corps de la tige standard a une limite élastique minimale de 55 000 psi (380 MPa), mais des aciers allant jusqu'à 105 000 psi (725 MPa) sont parfois utilisés pour les tiges lourdes de compression. Les tiges lourdes, incorporées entre les tiges et les masses-tiges, sont des tiges de transition. Elles assurent une meilleure continuité mécanique entre ces deux éléments de la garniture afin de diminuer les concentrations de contraintes, résultats à la fois des efforts de flexion alternée et des efforts générés par les régimes de vibrations transversales et de torsion au cours de la rotation de la garniture. Les concentrations de contraintes sont d'autant plus élevées que la courbure ou le changement de courbure (dog legs) du puits sont importants.


60

Les équipements auxiliaires

16" (406 mm)

Dans les puits verticaux, les tiges lourdes sont utilisées uniquement comme tiges de transition. 6 à 7 longueurs de tiges lourdes sont généralement incorporées dans la garniture.

18° ø 6"1/2 (165,1 mm) ø 5"1/8 (130,2 mm)

Elles sont utilisées également dans les puits déviés comme tiges de transition et en remplacement des masses-tiges pour fournir le poids sur l'outil (voir paragraphe 5.2.8 Flambage du train de tige). De part leur grande flexibilité, elles diminuent le couple de rotation, les efforts de frottement à la remontée de la garniture et les risques de coincement par pression différentielle. Le nombre de longueurs, d'autant plus important que la courbure de la trajectoire est importante, est de l'ordre de 10 à 15.

ø 3"3/4 (95,2 mm) ø 5" (127 mm)

12" (305 mm)

Les forages horizontaux nécessitent l'utilisation des masses-tiges comme guide et maintien de la trajectoire. Le poids sur l'outil est transmis par les masses-tiges et par les tiges lourdes. L'extrémité supérieure des tiges lourdes peut se trouver dans une partie du puits où l'inclinaison est plus faible afin de bénéficier de l'effet de la gravité. Pour rigidifier l'ensemble de la garniture, des tiges de compression (tiges lourdes à deux upsets centraux) pourront être utilisées pour appliquer du poids dans la section horizontale (figure 4.1).

12" (305 mm)

14" (356 mm)

005JB9704

FIG. 4.1 Tiges lourdes de compression


61


4.3 Les stabilisateurs Ils sont incorporés au niveau des masses-tiges afin de garder et contrôler la trajectoire de l'outil, qu'elle soit verticale ou inclinée. Leurs formes et construction sont multiples en fonction des terrains, de leur abrasivité, des appuis plus ou moins longs que l'on désire. Suivant la trajectoire désirée, les stabilisateurs seront placés en différents points de la garniture de fond (voir paragraphe 5.1.4 - positionnement des stabilisateurs pour réaliser une trajectoire). Leur diamètre est également un facteur important dans le contrôle de la trajectoire. L'utilisation de trois stabilisateurs paraît être un maximum compte tenu des frottements importants qu'ils induisent dans le puits.

4.3.1

Stabilisateurs à lames soudées (Welded Blade stabilisers)

Les stabilisateurs à lames soudées ne perturbent pas la circulation de la boue dans l'annulaire et en raison de la forme des lames, permettent un alésage efficace (figure 4.2). Ces stabilisateurs sont utilisés dans les formations de dureté moyenne car ils procurent une petite surface de contact avec la paroi du puits et ont tendance à élargir le puits dans les formations tendres. Ils ne coûtent pas cher et les lames peuvent être remplacées ou rechargées quand elles sont usées. 002JB9704

FIG.4.2 Stabilisateurs à lames soudées


62


4.3.2

Stabilisateurs à lames intégrées (Integral Blade stabilisers)

Dans les stabilisateurs à lames intégrées, les lames sont tournées et usinées dans le corps du stabilisateur. Le stabilisateur étant d'une seule pièce, les lames ne peuvent pas être remplacées lorsqu'elles sont usées. Ces stabilisateurs ont un coût plus élevé que les stabilisateurs à lames soudées. Ces stabilisateurs peuvent avoir l'arête de la lame arrondie pour réduire l'endommagement des parois et procurer une plus grande surface de contact dans les formations tendres. Les lames peuvent être également équipées d'inserts de carbure de tungstène pour augmenter la durée de vie du stabilisateur. Les lames, ayant une grande surface de contact avec les parois du puits, assurent ainsi une bonne stabilisation dans les formations tendres facilement endommageables et procurent une résistance aux formations abrasives grâce aux inserts de carbure de tungstène (figure 4.3).

003JB9704

FIG. 4.3 Stabilisateurs à lames intégrées


63


Il existe des stabilisateurs à diamètre réglable en cours de forage à partir de la surface. Le modèle développé par SMFI et IFP (Varistab) propose 3 diamètres différents (12 1/4, 12" et 11 3/4 pour le forage en 12 1/4 et 8 1/2, 8 1/4 et 8" pour le forage en 8 1/2), le réglage du diamètre s'effectue par l'intermédiaire du débit de circulation (figure 4.4). Un indicateur en surface permet de connaître en permanence le diamètre du stabilisateur.

001JB9704 bis

FIG. 4.4 Varistab - dimensions et principe de fonctionnement Ces stabilisateurs permettent de modifier le comportement de la garniture de fond (variation des points d'appui, etc.) et donc la trajectoire du puits sans effectuer de manoeuvre.


64


4.3.3

Stabilisateurs à chemise interchangeables (Sleeve Type stabilisers)

Il existe deux modèles. Sur l'un des modèles, la chemise est vissée sur le corps du stabilisateur tandis que sur l'autre le corps est constitué de deux parties, la chemise se vissant sur la partie supérieure. Dans les deux modèles, les chemises peuvent être facilement changées et différents diamètres s'adaptent sur le même corps. Cela représente un avantage sur les autres types de stabilisateurs.

004JB9704

FIG. 4.5 Stabilisateurs à chemises interchangeables

4.3.4

Stabilisateurs à chemise non rotative (non rotative stabilisers)

Les stabilisateurs à chemise non rotative en caoutchouc permettent de minimiser l'endommagement des parois du trou dans les formations tendres et de limiter l'usure de la garniture dans les formations abrasives. Ces stabilisateurs sont principalement utilisés dans la partie supérieure de la zone stabilisée afin de maintenir le train de tige centré. Généralement, le type courant ne doit pas être utilisé lorsque la température du puits est supérieure à 230°F (110°C). Cependant il existe des élastomères pouvant être utilisés à des températures atteignant 350°F (180°C).

Remarque : Des stabilisateurs amagnétiques sont utilisés entre les masses-tiges amagnétiques et/ou dans la zone d'influence du M.W.D. Des stabilisateurs amagnétiques à lame intégrée sont disponibles.


65

CHAPITRE 5

CHOIX DES GARNITURES DE FORAGE 5.1 Choix des garnitures de fond (B.H.A) Le choix de la garniture de fond se fera en fonction du diamètre du puits, du poids à appliquer sur l'outil, de la trajectoire. Il faut veiller à utiliser des garnitures de fond aussi courtes que possible afin de réduire le couple, la friction, les pertes de charge annulaires et les risques de rupture liés au travail de cette partie de la garniture en compression. Une transition doit être aménagée entre les tiges et la garniture de fond afin de minimiser les risques d'endommagements par fatigue.

5.1.1

Calcul du nombre de masses-tiges nécessaires pour appliquer un poids donné sur l'outil

Soit la relation suivante reliant le poids appliqué sur l'outil et la longueur de masses-tiges :

PO = 0.981 . 10 -3 . LDC . k . m DC PO mDC LDC k

: : : :

(5.1)

Poids appliqué sur l'outil, en kdaN, Masse linéaire des masses-tiges dans l'air, en kg / m, Longueur de masses-tiges permettant de mettre du poids sur l'outil, en m, Coefficient de flottabilité donné par la relation suivante (voir définition au paragraphe 1.4).

Pour exercer un poids PO sur l'outil, on constate que la valeur de LDC obtenue à partir de la formule (5.1) est égale à celle de n obtenue par la formule (1.6) du paragraphe 1.3. Donc la longueur LDC définit la position du point neutre (point au dessus duquel il n'y a pas de risque de flambage de la garniture) (voir paragraphes 1.2 et 1.3). Pour réduire le nombre d'incidents et les risques de rupture en cours de forage, il faut éviter le flambage de la garniture. C'est en particulier pour cette raison que l'on utilise les masses-tiges qui sont beaucoup plus rigides que les tiges (voir paragraphe 5.2.8 - Flambage du train de tige). Par sécurité, on rajoute entre 10 et 20 % de poids de masses-tiges en plus pour être sûr que le point neutre se trouve bien dans les masses-tiges.


66

Choix des garnitures de forage

Dans le cas d'un forage dévié, le poids appliqué sur l'outil sera donné par la formule suivante :

PO = 0.981 . 10 -3 . LDC . k . m DC . cos i

(5.2)

i : inclinaison du puits, en degrés. En prenant une marge de sécurité de S %, la longueur totale LT nécessaire pour appliquer un poids donné PO sur l'outil est :

L T DC

PO . 103 = 100 - S 0.981 . . k . m DC . cos i  100 

DC

de masses-tiges

(5.3)

Dans les puits déviés en raison de l'angle du trou, et des frictions sur les parois du puits, le poids réel appliqué sur l'outil de forage est inférieur au poids indiqué en surface. Il faut théoriquement davantage de masses-tiges pour les puits déviés pour obtenir le même poids sur l'outil. Mais dans ce cas, les tiges et les tiges lourdes seront utilisées en remplacement (voir paragraphes 5.2.8 - Flambage du train de tige et 5.2.9 - Calcul des frottements dans le puits). En général, on limitera la longueur de masses-tiges à environ de 200 m (soit environ 7 longueurs). Avec les nouvelles générations d'outils, les poids appliqués sont relativement faibles.

Application numérique : Calculer la longueur de masses-tiges spiralées nécessaire pour effectuer la phase de forage 8 1/2 (puits vertical) avec un tricône où l'on applique un poids de 2.5 tonnes par pouce d'outil. On dispose sur le chantier de masses-tiges spiralées de diamètre 6 3/4 ayant un diamètre intérieur de 2 13/16. La boue de forage a une densité de 1.18. Le Formulaire du foreur indique une masse linéaire dans l'air de 149.8 kg /m pour des masses-tiges 6 3/4 lisses. En considérant une diminution de poids de 4 % pour les massestiges spiralées, leur masse au mètre dans l'air est 143.8 kg/m. Le coefficient de flottabilité est égal à 0.849. Le poids à appliquer sur l'outil dans la boue est : 2.5 x 8.5 = 21.25 tonnes, soit environ 21 kdaN. En prenant une marge de sécurité de 15 %, la longueur totale de masses-tiges 6 3/4 nécessaire pour appliquer un poids de 21.25 tonnes sur l'outil est : 21 000 L T DC = soit 206 m de masses-tiges 6 3/4. 0.981 . 0.85 . 0.849 . 143.8


67


5.1.2

Détermination de la longueur de masses-tiges amagnétiques à utiliser

La rotation et le frottement de la garniture de forage sur les parois du puits créent un champ magnétique orienté le long de l'axe de la garniture. Au sein d'un élément de la garniture fabriqué avec un acier ordinaire, la valeur de ce champ est supérieure à celle du champ terrestre. En forage dévié, il sera donc nécessaire d'incorporer dans la garniture une longueur suffisante de masses-tiges amagnétiques de part et d'autre du point de mesure pour éviter les interférences entre les instruments de mesure donnant l'azimut du puits et la garniture de fond. La longueur de masses-tiges amagnétiques à utiliser est fonction de la valeur du champ magnétique terrestre (intensité et orientation) à l'endroit du forage, de l'inclinaison et de l'azimut du puits, des équipements se trouvant de part et d'autre du point de mesure. Il existe des courbes qui permettent de déterminer cette longueur, mais elles sont empiriques et pas toujours très fiables. Une approche plus théorique a été développée par Grinrod et Wolff de Shell. Dans un premier temps, l'intensité du champ magnétique d'interférence au point de mesure est calculée en fonction du flux magnétique produit par les différents élements de la garniture se trouvant de part et d'autre des masses-tiges amagnétiques. L'intensité de ce champ, orienté dans la direction de la garniture, est donné par : BG =

1  PU  + 4   L - a2

PL a

2

-

  l + a  PL

2

(5.4)

BG

:

Intensité du champ d'interférence magnétique, créé par la garniture à l'endroit où la mesure est effectuée, en Tesla,

PU

:

Module du flux magnétique à travers l'équipement se trouvant directement au dessus des masses-tiges amagnétiques, en Weber (environ 900 Wb pour une masse-tige),

PL

:

Module du flux magnétique à travers l'équipement se trouvant directement sous les masses-tiges amagnétiques, en Weber (environ - 90 Wb pour un outil et un stabilisateur, - 300 Wb pour une masse-tige et - 1 000 Wb pour une turbine),

L

:

Longueur de masses-tiges amagnétiques, en m,

a

:

Distance entre l'instrument de mesure et l'extrémité inférieure des masses-tiges amagnétiques, en m,

(L - a) :

Distance entre l'instrument de mesure et l'extrémité supérieure des masses-tiges amagnétiques, en m,

l

Longueur de la garniture se trouvant sous l'extrémité inférieure des masses-tiges amagnétiques, en m.

:


68


Cette formule permet également de déterminer la position optimale (valeur minimale de BG) de l'instrument de mesure suivant la longueur L et les équipements utilisés sous les masses-tiges amagnétiques (cette valeur optimale de a est comprise entre 25 et 50 % de la valeur de L suivant les cas). Cette formule sera utilisée dans un premier temps pour déterminer la position optimale de l'instrument de mesure. Ensuite, elle servira à calculer la valeur de BG en fonction de L et de cette valeur optimale de a. L'erreur d'azimut ΔAz produite par le champ BG est donnée par : Az 

180 . sin i . sin Az . BG  . BT H

(5.5)

ΔAz : Erreur commise sur la mesure de l'azimut, causée par la présence de la garniture, en degré, Az

: Azimut du puits donné par rapport au nord magnétique, en degré,

i

: Inclinaison du puits, en degré,

BG

: Intensité du champ magnétique, créé par la garniture au point de mesure, en Tesla,

BT H : Valeur de la composante horizontale du vecteur champ magnétique terrestre au point considéré, en Tesla. (Nous avons BT H = BT . cos I où BT est le module du vecteur champ magnétique terrestre et I l'inclinaison de ce vecteur). Certains considèrent que 0.5° est une valeur acceptable pour ΔAz tandis que d'autres prennent 0.25° (0.5° semble être une précision suffisante ; c'est l'ordre de grandeur de la précision des mesures reportées sur les cartes et le champ magnétique terrestre peut fluctuer d'environ 0.1° par jour). Si la valeur de ΔAz trouvée avec la formule 5.5 est supérieure à la valeur jugée acceptable, il sera nécessaire d'ajouter des masses-tiges amagnétiques.

Application numérique : On veut déterminer la longueur de masses-tiges amagnétiques à utiliser pour forer un puits avec une inclinaison i de 50° et un azimut Az de 70°. La valeur du champ magnétique BT à cet endroit est 50 T (microTesla) et l'inclinaison I est égale à 55°. PU est égal à 900 Wb et PL à 1 000 Wb, la longueur l est 10 m (turbine plus outil). Nous considérerons que 0.5° est une valeur acceptable pour l'erreur faite sur la détermination de l'azimut.


69


• En considérant 28 m de masses-tiges amagnétiques (L = 28 m), la position optimale pour l'instrument de mesure se trouve environ à 14 m (a = 14 m) de l'extrémité inférieure des masses-tiges amagnétiques. La valeur du champ magnétique BG au point de mesure ( a = 14 m) est 0.63 T. L'erreur ΔAz produite sur l'azimut est de 0.9°, ce qui est supérieur à la valeur acceptable. Il est donc nécessaire d'utiliser plus de masses-tiges amagnétiques. • En prenant 37 m de masses-tiges amagnétiques, la position optimale pour l'instrument de mesure se trouve environ à 18 m (a = 18 m) de l'extrémité inférieure des masses-tiges amagnétiques. La valeur du champ magnétique BG au point de mesure est 0.34 T. Nous obtenons une erreur ΔAz sur l'azimut de 0.48°, ce qui est inférieur à la valeur acceptable. Donc, la longueur de masses-tiges amagnétiques est suffisante. Lorsque l'on utilise un MWD, il est possible de vérifier qu'il n'y a pas d'interférences magnétiques pendant le forage car le MWD transmet les 3 composantes orthogonales du champ magnétique mesuré dans le puits. En comparant la résultante de l'amplitude du champ magnétique total mesuré à l'amplitude du champ magnétique terrestre total qui est connu, il est possible de détecter toute interférence magnétique. En fait avec les MWD, les masses-tiges amagnétiques sont de plus en plus remplacées par des raccords munis de correcteurs d'interférence. Dans ce cas, une masse-tige de 9 m est suffisante quelles que soient l'inclinaison et la latitude.

5.1.3

Règles à respecter lorsque la garniture est composée d'éléments de différents diamètres

Si l'on utilise dans la garniture des masses-tiges de différents diamètres, pour des raisons de répartition des contraintes et de différence de rigidité entre les masses-tiges et les tiges de forage, il est recommandé de respecter les règles suivantes : • Le rapport des moments d'inertie Ia des éléments de diamètre différent doit être inférieur à 5 (ou 5.5 dans certains documents). Le tableau 6 donne la valeur des moments d'inertie des différents éléments de la garniture de forage. Le moment d'inertie Ia d'un tube défini par rapport à un axe est donné par la formule :

Ia = Re Ri De Di

: : : :

 4 4 Re - Ri 4





Ia =

ou

 4 4 De - Di 64





(5.6)

Rayon extérieur du tube, en m, Rayon intérieur du tube, en m, Diamètre extérieur du tube, en m, Diamètre intérieur du tube, en m.

Remarque : Pour un tube, le moment d'inertie polaire J (voir paragraphe 2.2.2 Résistance à la torsion pure) est égal à 2 fois le moment d'inertie Ia.


70


Dimensions du tubulaire (De - Di) exprimées en pouces

Moment d'inertie Ia exprimé en pouces4

DC - 11 1/4 - 3 DC 9 1/2 - 3 DC 8 1/2 - 3 DC 8 - 2 13/16 DC 7 3/4 - 2 13/16 DC 7 1/2 - 2 13/16 DC 7 1/4 - 2 13/16 DC 6 3/4 - 2 13/16 DC 6 1/2 - 2 13/16 DC 6 1/4 - 2 13/16 DC 4 3/4 - 2 1/4 HWDP 5 - 3 Tool joint HWDP 61/2 - 3 1/8 Tool joint 6 3/8 - 3 3/4 Tool joint 4 3/4 - 2 11/16 DP 6 5/8 - 5.955 DP 5 - 4.276 DP 4 1/2 - 3.826 DP 3 1/2 - 2.764

782 396 251.6 198 174 152.5 132.5 100 85.2 71 23.8 26.7 82.9 71.5 22.5 32.5 14.3 9.7 4.5

TAB. 5.1 Moment d'inertie des différents éléments de la garniture Remarque : les moments d'inertie sont calculés en considérant les valeurs nominales des éléments de la garniture. Pour respecter cette règle avec une garniture composée de tiges 5", les diamètres successifs des masses-tiges à utiliser sont : - 11 1/4 => 9 1/2 => 6 3/4 => HWDP 5" => DP 5" 7 3/4 => 6 3/4 => HWDP 5" => DP 5" À noter que l'utilisation de tool joints 6 3/8 avec un corps de tige 5" respecte juste cette règle, il en est de même avec les tool joints 4 3/4 et les tiges 3 1/2. • La diminution de diamètre extérieur ne doit pas être supérieure à 2" : Donc entre les masses-tiges 9 1/2 et 6 3/4, il faudrait utiliser des masses-tiges 7 1/4 pour satisfaire les deux règles. • Lorsqu'il y a changement de filetage, il ne faut pas omettre une dimension. L'ordre suivant doit être respecté : - NC70 => NC61 => NC56 => NC50 => NC46 => NC44 => NC40 => NC38 => NC35 - 8 5/8 REG => 7 5/8 REG => 6 5/8 REG


71


Ce n'est le cas ni entre les masses-tiges 9 1/2 et 6 3/4, ni entre les 9 1/2 et 7 1/4. Cette dernière règle, qui est en général beaucoup trop restrictive, n'est considérée qu'en dernier lieu. La composition de la garniture dépend entre autres du poids à appliquer sur l'outil. Jusqu'à la phase 12 1/4, il est courant d'utiliser 1 à 2 longueur(s) de masses-tiges 9 1/2, 3 à 4 longueurs de 8" et 4 à 6 longueurs de tiges lourdes 5". En toute rigueur, les règles définies précédemment ne sont pas respectées (passage direct des 8" aux tiges lourdes).

5.1.4

Positionnement des stabilisateurs pour réaliser une trajectoire

Cette partie sera traitée en détail avec le forage dirigé.

5.2 Choix des tiges de forage Le choix des tiges se fera en fonction des considérations suivantes : • Les pertes de charge à l'intérieur des tiges doivent avoir une valeur acceptable pour chaque phase de forage. Le formulaire du foreur indique les formules à utiliser pour calculer ces pertes de charge en fonction du type de fluide et d'écoulement considérés (voir section G Formulaire du Foreur - Équations de pertes de charge). Dans les puits profonds, les tiges 6 5/8 sont de plus en plus utilisées justement pour réduire les pertes de charge. Le diamètre intérieur de ces tiges est environ 1.4 fois (5.955 / 4.276) plus grand que celui des tiges 5", ce qui réduit les pertes de charge en régime turbulent d'environ 5 fois. • Le diamètre extérieur des tool joints devra être compatible avec le diamètre nominal de la phase de forage. Cela conduit à utiliser une garniture de tiges 5" pour les phases 8 1/2" et au-dessus, et à utiliser ensuite (après pose du tubage 7") une garniture 3 1/2". • Le poids de la garniture doit être le plus faible possible. • On veillera à ne pas dépasser les limites d'utilisation des composants de la garniture (tension, torsion, pression d'écrasement, pression d'éclatement, flambage, déviation maximum, vitesse critique de rotation) pour minimiser les déformations, l'usure, la fatigue et les risques d'incident. • Le grade d'acier et le poids nominal devront être compatibles avec la résistance mécanique demandée à la garniture compte tenu des efforts combinés en cours de forage et également des efforts accidentels.


72


5.2.1

Profondeur maximale accessible avec un grade de tiges donné

5.2.1.1

Cas des puits verticaux

Les tiges seront utilisées au plus à 90 % de la traction maximale admissible Tmax définie au paragraphe 2.2.1 (80 % dans le cas de puits déviés). Pendant le forage, on gardera une réserve de traction R (marge de sécurité que l'on pourra utiliser en cas de coincement). La traction sera donc limitée à T avec :

T = 0.9 . Tmax - R avec T, Tmax et R exprimés en kdaN (103 daN). La traction est maximum sur la tige placée en tête de la garniture et est égale au poids P de la garniture dans la boue. Nous avons : -3

P = 0.981 . 10 LDP LDC mDP mDC k P

: : : : : :

. k . LDP . mDP + LDC . m DC 

Longueur de tiges, en m, Longueur de masses-tiges, en m, Masse linéaire des tiges, en kg / m, Masse linéaire des masses-tiges, en kg / m, Facteur de flottabilité, Poids de la garniture dans la boue, en kdaN.

La longueur maximum LDP max de tiges de grade donné que l'on peut utiliser tout en gardant une réserve de traction R est :

L DP max =

5.2.1.2

10 3 . 0. 9 Tmax - R 0.981 . k . m DP

-

LDC . mDC mDP

(5.7)

Cas des puits déviés

On limite en général la traction à 80 % de la traction maximale admissible Tmax définie au paragraphe 2.2.1. La traction sera donc limitée à T avec :

T = 0.8 . Tmax - R T, Tmax et R exprimés en kdaN.


73


La valeur de la réserve de traction R doit être choisie en fonction du profil du puits à forer. Il faut tenir compte de la trajectoire (variation de l'inclinaison et de l'azimut), de la profondeur, de la nature de la boue, des risques de coincement, des frottements à la paroi du trou, etc. L'augmentation des frottements et du couple de rotation est principalement due à la friction sur les parois du trou. Des programmes ordinateur permettent de déterminer la valeur de ces frottements (traction et couple de rotation). La traction supplémentaire s'appliquant sur la garniture est obtenue en multipliant la force latérale de contact de la garniture sur la paroi du trou par le coefficient de friction et en tenant compte de la pression exercée par la boue de forage. Il faut d'abord estimer la valeur de ces frottements pour déterminer la valeur de R (qui ne doit pas être prise inférieure à la valeur de ces frottements). (Voir paragraphe 5.2.9 - Calcul des frottements dans un puits). Il est courant d'avoir des surtractions de l'ordre de 50 kdaN à 100 kdaN à la remontée. La trajectoire du puits pourra être optimisée pour les réduire. Dans le cas du puits dévié, le poids de la garniture dépend de l'inclinaison i qui : - Est égale à 0 de la surface au point de kick off, - Varie dans les phases de build up (et de drop off), - Est constante dans les phases stabilisées (et égale à 0 sous la phase de drop off). 004JB9711

LKOP rayon de courbure h

LI

NC

LINC . cos i

i

FIG. 5.1 Profil en J Dans le cas d'un profil de puits en J (figure 5.1) et en considérant que les masses-tiges sont dans la partie rectiligne inclinée et qu'il n'y a pas de poids sur l'outil :


74


- Dans la partie verticale au dessus du point de kick off, le poids de la garniture P1 est donné par :

P1 = 0.981 . 10-3 . k . LKOP . m DP P1

: Poids de la garniture dans la boue se trouvant au dessus du point de kick off, en kdaN, : Longueur de tiges se trouvant au dessus du point de kick off, en m, : Masse linéaire des tiges se trouvant au dessus du point de kick off, en kg / m, : Facteur de flottabilité.

LKOP mDP k

- Dans la phase de build up (et de drop off), le poids de la garniture P2 est donné par :

P2 = 0. 981 . 10-3 . k . h . mDP P2

:

mDP : h :

Poids de la garniture dans la boue se trouvant dans la partie de build up, en kdaN, Masse linéaire des tiges se trouvant dans la zone de build up, en kg / m, Hauteur (verticale) correspondant à la longueur du build up, en m.

Cette hauteur h est reliée à la longueur du build up LBUP par : 573 L h  573 . BUP . sin i ou h  . sin i i BUR LBUP : Longueur de tiges se trouvant dans la zone de build up, en m, BUR : Taux de build up, en ° / 10 m, i : Inclinaison du puits, en °.

- Dans la partie inclinée rectiligne, le poids P3 est donné par :

P3 = 0. 981 . 10-3 . k . LINC . m DP + L DC . mDC  . cos i LINC : Longueur de tiges se trouvant dans la partie inclinée rectiligne du puits, en m, LDC : Longueur de masses-tiges, en m, mDC : Masse linéaire des masses-tiges se trouvant dans la partie inclinée rectiligne, en kg / m, P3 : Poids de la garniture dans la boue se trouvant dans la partie inclinée rectiligne du puits, en kdaN.


75


Le poids total P dans la boue de la garniture dans le puits est (P1 + P2 + P3). La longueur maximum de tiges de grade donné est obtenue en écrivant que T = P1 + P2 + P3. Nous avons :

  L . mDC P = 0.981 . 10-3 . k . mDP . LKOP + h + L INC . cos i + DC . cos i   m DP En posant H = LKOP + h + L INC . cos i , nous avons :

P = 0.981 . 10-3 . k . H . mDP + LDC . m DC . cos i  H : Longueur "verticale" de tiges de grade donné exprimée en m. En définitive, la hauteur (verticale) maximum Hmax de tiges, exprimée en m, pour un grade donné en conservant une réserve de traction R est :

H max

10 3 . 0.8 Tmax - R L . mDC = - DC . cos i 0.981 . k . mDP mDP

(5.8)

Application numérique : Données : Calculer la profondeur que l'on peut atteindre dans un puits vertical avec une garniture composée de tiges 5", grade E, 19.5 lb / ft, NC 50, de classe S et de 225 m de masses-tiges 6 3/4 - 2 13/16 dans une boue de densité 1.20. On considère une réserve de traction de 35 kdaN. Le facteur de flottabilité k pour une boue de densité 1.20 vaut 0.847. La masse linéaire des tiges 5" de grade E est 31.06 kg / m, celle des masses-tiges est 149.8 kg / m. La traction maximale admissible Tmax pour les tiges E de classe S est 138.6 kdaN. En appliquant la formule (5.7), la longueur LDP max de tiges 5" obtenue est 2 391 m. La profondeur maximale que l'on peut atteindre avec cette garniture tout en conservant une réserve de traction de 35 kdaN est de 2 616 m. Avec les données précédentes concernant les masses-tiges, la réserve de traction et la boue, nous obtenons : • Pour les tiges 5", grade X, 19.5 lb / ft, classe S, NC 50, LDP max  3 600 m • Pour les tiges 5", grade G, 19.5 lb / ft, classe S, NC 50, LDP max  4 100 m • Pour les tiges 5", grade S, 19.5 lb / ft, classe S, NC 50, LDP max  5 800 m


76


5.2.2

Garniture mixte

L'exemple numérique précédent nous montre qu'avec des tiges de grade et de poids nominal standard (tiges 5", grade E et 19.5 lb / ft), on peut atteindre une profondeur de l'ordre de 2 500 m, tout en conservant une réserve de traction de l'ordre d'une quarantaine de tonnes. Pour approfondir le forage et conserver la même marge de sécurité en traction, il sera nécessaire de compléter la garniture avec des tiges de grade et /ou de poids nominal supérieur (Les tiges de grade supérieur seront utilisées de préférence car elles offrent un diamètre intérieur plus important et donc minimisent les pertes de charge). Les tiges les plus résistantes sont placées en tête de la garniture. Les relations du paragraphe précédent peuvent être utilisées pour calculer la traction s'appliquant en tête de chaque tronçon de tiges de grade différent. Par exemple, pour une garniture composée de tiges de grade E et G 105, les tractions TE en tête des grades E et TG en tête des grades G sont :

TE = 0.981 . 10-3 . k . LDP E . mDP E + LDC . mDC  TG = 0.981 . 10

-3

. k . LDP G . mDP G + LDP E . m DP E + LDC . mDC 

Les réserves de traction RE en tête des grades E et RG en tête des grades G sont :

RE = 0.9 . Tmax E - TE LDP G LDP E LDC mDP G mDP E mDC k TE

: : : : : : : :

TG

:

RE RG

: :

Remarque :

RG = 0. 9 . Tmax G - TG

Longueur de tiges de grade G, en m, Longueur de tiges de grade E, en m, Longueur de masses-tiges, en m, Masse linéaire des tiges de grade G, en kg / m, Masse linéaire des tiges de grade E, en kg / m, Masse linéaire des masses-tiges, en kg / m, Facteur de flottabilité, Poids (ou traction exercée sur la garniture) dans la boue de la partie de garniture composée des tiges de grade E et des masses-tiges, en kdaN, Poids (ou traction exercée sur la garniture) dans la boue de la garniture complète, en kdaN, Réserve de traction disponible en tête des tiges de grade E, en kdaN, Réserve de traction disponible en tête des tiges de grade G, en kdaN.

On peut être amené à utiliser des garnitures composées de tiges de diamètres différents. Par exemple, dans le cas de forage 6" dans un liner 7", on utilisera des tiges 3 1/2 dans le liner et des tiges 5" dans le casing.


77


5.2.3

Garniture équirésistante

Nous avons vu qu'une garniture mixte est composée de tiges ayant des caractéristiques mécaniques différentes. La résistance à la traction est minimale en haut de chaque tronçon de tiges de même grade. Le tronçon ayant la résistance la plus faible impose la valeur de traction à ne pas dépasser. Il est donc intéressant d'avoir la même marge de traction pour les différents tronçons. Une telle garniture est dite équirésistante. Pour déterminer la longueur de chaque tronçon d'une garniture équirésistante, il suffit d'écrire que les réserves de traction sont égales pour chaque tronçon.

Application numérique : On désire atteindre un objectif situé à 5 500 m de profondeur avec une garniture équirésistante. Pour cela, on dispose sur le chantier de tiges 5", 19.5 lb / ft, classe S, NC 50 de grade E, G 105 et S 135 en quantité suffisante. Les données concernant la boue et les massestiges sont identiques à celles du paragraphe précédent. Le Formulaire du foreur nous indique les valeurs suivantes :

PDP E = 31.06 kg / m, PDP G = 32.55 kg / m, PDP S = 33.57 kg / m, Tmax E = 138.6 kdaN, Tmax G = 194.1 kdaN, Tmax S = 249.5 kdaN,

M max E = 4 380 daN.m, M max G = 6 130 daN.m, M max S = 7 880 daN.m, En appliquant les relations du paragraphe 5.3.2, nous obtenons :

RE = 124.7 - 0.83 . 10-3 . ( LDP E . 31.06 + 33 705) RG = 174.7 - 0.83 . 10-3 . (LDP G . 32.55 + LDP E . 31.06 + 33 705) RS = 224.5 - 0.83 . 10-3 . (LDP S . 33.57 + LDP G . 32.55 + LDP E . 31.06 + 33 705) En écrivant RE = RG = RS et (LDP E + LDP G + LDP S + LDC = 5 500), nous obtenons :

LDP G = 1 850 m, LDP S = 1 790 m, LDP E = 1 635 m. La réserve de traction pour chaque grade de tiges est de 54 kdaN.

Remarque :

Pour une boue de densité donnée, c'est la longueur de tiges de grade E qui impose la valeur de la réserve de traction. En effet, dans l'exemple numérique précédent, on constate que la longueur de tiges de grade G et S est constante (respectivement 1 850 m et 1 790 m) quelle que soit la réserve de traction.


78


Sur le chantier, le problème peut se poser de façon différente. En général, on dispose d'un certain nombre de tiges de différents grades et à partir de là, il faut composer une garniture donnant la plus grande réserve de traction.

5.2.4

Influence du couple de torsion sur la capacité de traction

En cours de forage, le couple de rotation ne doit pas dépasser le couple de serrage de la connexion. Les couples de serrage sont indiqués dans le formulaire du foreur en fonction du type de tool joint, du grade et de la classe de la tige. 5.2.4.1

Influence du couple sur la capacité de traction pour un grade donné de tiges

Dans ce paragraphe, nous allons considérer une garniture composée de tiges 5" de grade E, 19.5 lb / ft, NC 50, classe S travaillant à un couple de 2 000 daN.m, ce qui correspond à un couple proche du couple de serrage qui est de 2 164 daN.m. La tension et la torsion maximales que peut supporter une tige 5" de grade E, 19.5 lb / ft, NC 50, classe S sont respectivement 138.6 kdaN et 4 380 daN.m. La formule du paragraphe 2.2.5.1 reliant la traction et la torsion est appliquée : 2

 M   1 -  Mmax 

T = Tmax .

Avec les valeurs numériques précédentes, nous obtenons : T = 0.79 Tmax, soit environ 109 kdaN. Nous prendrons 90 % de la valeur de T obtenue, car la valeur de Tmax entraîne une déformation permanente des tiges. En définitive, la traction que l'on peut exercer sur une tige 5" de grade E, 19.5 lb / ft, NC 50, classe S soumise à un couple de torsion de 2 000 daN.m est de 98 kdaN. Avec cet exemple, on constate que, pour un couple de torsion voisin de la limite admissible pour le tool joint (2 000 daN contre 2 164 daN, soit 92 %), la traction que l'on peut appliquer sur une tige est faiblement diminuée (diminution de 21 %). Le couple de torsion appliqué sur une tige a donc peu d'influence sur la traction car le couple de serrage de la connexion est faible en comparaison du couple de torsion du corps (de l'ordre de 50 %).

5.2.4.2

Cas d'une garniture équirésistante

Nous allons reprendre les valeurs obtenues au paragraphe 5.2.3 et déterminer le rapport M / Mmax en tête de chaque partie de la garniture. La réserve de traction est de 54 kdaN.


79


Avec les valeurs numériques utilisées précédemment, nous obtenons :

M = 0. 82 pour les tiges de grade E, Mmax M = 0. 72 pour les tiges de grade G, Mmax M = 0.65 pour les tiges de grade S. Mmax Avec M max E = 4 380 daN.m, M max G = 6 130 daN.m et M max S = 7 880 daN.m, la torsion maximum admissible en tenant compte d'une réserve de traction de 54 kdaN est de 3 592 daN.m pour les grades E, 4 414 daN.m pour les grades G, 5 122 daN.m pour les grades S. Le couple de torsion à ne pas dépasser pour une garniture mixte est égal au couple de serrage de la connexion la plus faible, c'est-à-dire celui des grades E qui vaut 2 164 daN.m. En considérant que ce couple est identique en tout point de la garniture, on constate que les tiges de grade G et S travaillent plus loin de la limite de torsion que les tiges E quel que soit le couple appliqué sur la garniture (en prenant par exemple un couple de rotation de 1 800 daN.m, les tiges E travaillent à 50 % de la torsion admissible sur le corps tandis que les grades G et S travaillent respectivement à 41 % et à 35 %). On constate qu'une garniture équirésistante en traction ne l'est pas en torsion. Dans l'exemple considéré, les tiges E sont plus sollicitées que les autres tiges. Le risque et la fréquence de rupture par fatigue seront donc plus élevés pour les tiges de grade E.

5.2.5

Influence de la pression d'écrasement sur la capacité de traction

5.2.5.1

Cas de test BOP

À travers l'exemple numérique suivant, nous allons déterminer les contraintes s'appliquant sur une tige 5" de classe S au cours d'un test BOP effectué avec un tester cup. Le dernier tubage mis en place est un 13 3/8, 54.5 lb / ft, N 80. La pression d'éclatement de ce casing est égale à 274 bar. En considérant que l'on limite la pression de test à 80 % de la pression d'éclatement du tubage, la pression sera égale à 220 bar.


80


Le diamètre intérieur du tubage est 320.4 mm et le diamètre extérieur des tiges est 127 mm. La section du tester cup soumis à la pression est :





 . 320.4 2 - 127 2 = 67 958 mm2 4 Une pression de 220 bar engendre sur la section du tester cup une traction de :

220 . 10 5 . 67 958 . 10-6 = 149.5 kdaN Pendant le test, les tiges situées entre le tester cup et le BOP testé se trouvent soumises à une traction de 149.5 kdaN et à une pression d'écrasement de 220 bar. Nous allons nous servir de l'ellipse de plasticité (b) de la figure 2.7 pour tenir compte des efforts de pression d'écrasement et de traction et déterminer le grade des tiges à utiliser. Les tiges 5", 19.5 lb /ft, NC 50 de classe S ont les caractéristiques suivantes : Pour les X 95 : traction maximale = 175.6 kdaN, pression d'écrasement = 567 bar, Pour les G 105 : traction maximale = 194.1 kdaN, pression d'écrasement = 604 bar, Pour les S 135 : traction maximale = 249.5 kdaN, pression d'écrasement = 693 bar. Nous avons r = 0.39 pour les tiges de grade X 95 (voir définition de r au paragraphe 2.2.5.2), r = 0.36 pour les tiges de grade G 105 et r = 0.32 pour les tiges de grade S 135. Le pourcentage de la traction maximale que l'on peut exercer en tenant compte de la pression d'écrasement est de l'ordre de 74 % pour les tiges de grade X 95, de 76 % pour les tiges de grade G 105, de 80 % pour les tiges de grade S 135. Cela correspond à 130 kdaN pour les X 95, à 147 kdaN pour les G 105, à 200 kdaN pour les S 135. Pour effectuer ce test, il est nécessaire d'utiliser des tiges de grade S 135 alors que les tiges de grade X 95 seraient suffisantes si l'on ne tenait pas compte de la pression d'écrasement appliquée sur les tiges au cours du test. Pour éviter des problèmes avec les tiges pendant les tests BOP, on utilise, en général, des heavy weight beaucoup plus résistantes que les tiges.

5.2.5.2

Cas de test de formation (DST)

Pour réaliser un DST (Drill Stem Test), le train de tige est descendu partiellement vide afin de réduire la pression hydrostatique exercée sur la formation. La différence de pression entre l'extérieur de la garniture et l'intérieur est maximum juste au dessus de la vanne de test (tester valve).


81


La valeur de cette pression différentielle est donnée par :

 P = g .  f ea . Z VT - f i . ht 

∆P f ea f i g ZVT ht

: : : : : :

Différence de pression existant entre l'intérieur et l'extérieur de la garniture, en Pa, Masse volumique du fluide dans l'espace annulaire, en kg / m3, Masse volumique du fluide à l'intérieur de la garniture, en kg / m3, Accélération de la pesanteur égale à 9.81 m / s2, Profondeur verticale de la vanne de test, en m, Hauteur du tampon de fluide à l'intérieur du train de test, en m.

Il est nécessaire de tenir compte de la combinaison de contrainte traction / écrasement en utilisant l'ellipse de plasticité. Mais en général, les risques d'écrasement sont réduits car la valeur de ∆P est faible (de l'ordre de 200 bar au maximum).

5.2.6

Influence de la pression d'éclatement et de la capacité de traction sur le couple de rotation

Nous allons reprendre les données du paragraphe 5.2.1. Dans une boue de densité 1.20, nous avons calculé que l'on peut atteindre une profondeur de 2 616 m avec une garniture composée de tiges de grade E et de 225 m de masses-tiges tout en conservant une réserve de traction de 35 kdaN. Supposons que, dans ces conditions, on applique un poids de 20 kdaN sur l'outil et que la pression de refoulement est de 250 bar. La traction en tête des tiges sera : 138.6 . 0.9 - 35 - 20 = 69.7 kdaN Le pourcentage de la limite à la traction est 69.7 / 138.6 = 0.50, le pourcentage de la limite à l'éclatement est 250 / 599 = 0.42. D'après le tableau 1.6 (paragraphe 2.2.5.3. données Vallourec), le couple de rotation maximal que l'on peut appliquer sur cette garniture est d'environ 88 %, soit 3 850 daN.m dans ce cas. Nous voyons dans ce cas que la traction et la pression appliquées sur la tige ne limitent pas le couple de rotation (le couple de serrage de la connexion le limite à 2 164 daN.m).

5.2.7 Allongement de la garniture Le train de tiges s'allonge sous son propre poids, sous le poids de masses-tiges et de la température, se raccourcit sous l'action de la boue.


82


Dans un puits vertical, l'allongement de la garniture L1 produit sous l'action du poids des tiges et de la boue est donné par : L1 =

L1 : L : a : f : E :  : g :

L2 .  a - 2 f 1 -   . g 2. E

Allongement de la garniture, en m, Longueur de tiges, en m, Masse volumique de l'acier (7850 kg / m3), en kg / m3, Masse volumique du fluide de forage dans le puits, en kg / m3, Module de Young de l'acier, en Pa (de 200 000 à 220 000 MPa), Coefficient de Poisson (0.3 pour l'acier), Accélération de la pesanteur égale à 9.81 m / s2.

L'allongement L2, exprimé en m, dû à la température est donné par la formule suivante :

 L2 = 11.8 . 10 -6 L . t t : Variation de la température entre la surface et l'extrémité inférieure des tiges, en °C. L'allongement total L de la garniture est égal à (L1 + L2). Dans le cas d'un puits dévié, il faudra considérer la hauteur "verticale" de la garniture à la place de sa longueur pour calculer l'allongement L1 qui dépend du poids. Par contre pour calculer l'allongement L2, il faut prendre la longueur de la garniture. Les formules précédentes sont applicables uniquement lorsque la garniture est en traction (absence de flambage, etc.) et que le poids est transmis intégralement du fond vers la surface. Donc, il peut être délicat de les utiliser dans certaines circonstances (par exemple, dans les puits déviés).

Application numérique : On considère une garniture de 3 000 m de tiges 5" dans une boue de densité 1.30 et une variation de 60 °C entre le fond et la surface. L'allongement L1 dû au poids de la garniture et à la présence de boue est égal à 1.26 m, l'allongement L2 dû à la température est égal à 2.12 m, ce qui produit un allongement total de 3.38 m. Il faut remarquer, à travers cette application numérique, que l'allongement dû à la température est plus important que l'allongement produit par le poids des tiges.


83


5.2.8

Flambage du train de tige

5.2.8.1

Cas classique du flambage

Soit une tige verticale sans appuis latéraux sur laquelle on applique une force de compression F dirigée suivant l'axe longitudinal (figure 5.2). À partir d'une certaine valeur Ffl de la force F, la tige, qui était droite auparavant, fléchit brusquement. Suivant la valeur de F, la tige prend une nouvelle position d'équilibre ou casse. On dit qu'il y a flambage. La tige se courbe dans le sens où elle oppose la résistance la plus faible à la flexion (moment d'inertie plus faible). 005JB9711

F

1 Position initiale

2a Ffl < F
2b Lorsque F est supprimé, la tige reprend sa position initiale

F

3a Fcr < F < Frp

F

3b Lorsque F est supprimée, la déformation persite


84

4 F > Frp Il y a rupture


FIG. 5.2 Flambage classique d'une tige


85


Le flambage (ou flexion latérale) est une instabilité d'un système en compression. Il est dû au fait que le matériau n'est jamais totalement homogène, que l'axe de la tige n'est pas absolument rectiligne et que la force de compression n'est pas toujours appliquée exactement suivant cet axe. Lorsque F est inférieure à Ffl, aucune déformation appréciable de la tige n'apparaît. Lorsque la valeur de F est comprise entre Ffl et Fcr, la limite élastique du matériau à la compression n'est pas atteinte, la tige fléchit mais elle reprend sa forme d'origine si l'on supprime la force F. Lorsque F dépasse la valeur Fcr appelée charge critique, la limite élastique du matériau est dépassée, avec comme conséquence une déformation permanente de la tige (si l'on supprime F, la tige ne reprend pas sa forme d'origine). Lorsque F atteint la valeur Frp, il y a rupture de la tige. L'expérience montre que les valeurs Ffl, Fcr et Frp sont proches l'une de l'autre. La formule d'Euler permet de calculer la charge critique Fcr, nous avons : Fcr =

 2 . E . Ia L2

(5.9)

Fcr : Charge critique, en N, E : Module de Young de l'acie,r en Pa (de 200 000 à 220 000 MPa), L : Longueur libre de flambage, qui dépend de la longueur réelle de la tige et du mode de fixation de ces extrémités, en m, Ia : Moment d'inertie de la section droite (perpendiculaire à l'axe longitudinal) de la tige, en m4. Dans le cas d'une tige, nous avons :

Ia =

 De 4 - Di 4   64

De : Diamètre extérieur de la tige, en m, Di : Diamètre intérieur de la tige, en m. Le tableau 5.2 donne la charge critique calculée avec la formule d'Euler pour les principaux éléments de la garniture de forage (le calcul est fait en considérant des éléments de 9 m dont les extrémités sont articulées). Le moment d'inertie est calculé en considérant les valeurs nominales des éléments de la garniture.


86


Dimensions du tubulaire (De - Di) exprimées en pouces

Charge critique exprimée en kdaN

DC 9 1/2 - 3 DC 8 1/2 - 3 DC 7 3/4 - 2 13/16 DC 6 3/4 - 2 13/16 DC 4 3/4 - 2 1/4 HWDP 5 - 3 DP 6 5/8 - 5.955 DP 5 - 4.276 DP 3 1/2 - 2.764

421.6 268.7 185.3 105.3 25.3 28.5 34.5 15.2 3.6

TAB. 5.2 Charge critique déterminée par la formule d'Euler pour différents éléments de la garniture Dans un puits vertical, si l'on utilise les tiges pour mettre du poids sur l'outil, elles vont flamber et risquent d'être endommagées. Pour éviter cela, A. Lubinsky a proposé dans les années 1950 d'utiliser des masses-tiges qui ont un moment d'inertie supérieur à celui des tiges de forage et donc une charge critique plus élevée.

5.2.8.2

Cas de la garniture de forage dans un puits

Dans un puits, la situation est différente du cas classique puisque la garniture peut prendre appui sur les parois du trou. La valeur de la force de compression F que l'on peut appliquer sur un élément de la garniture dépend du diamètre du puits et de l'inclinaison. Il est important de savoir à partir de quelle valeur de F, la garniture va flamber. Le flambage de la garniture sera la cause de changements de l'angle d'attaque de l'outil sur le front de taille entraînant des difficultés pour contrôler la trajectoire. Il sera également responsable de frottements importants dans le puits diminuant ou même annulant le poids sur l'outil et augmentant l'usure des tubulaires (garniture et tubages). Le flambage va également induire une fatigue supplémentaire de la garniture pouvant entraîner des ruptures. Il faut donc essayer d'éviter autant que possible de faire travailler la garniture en flambage. Pour une valeur Ffl sin de la force de compression F, la garniture flambe de façon sinusoïdale (figure 5.3). Cette première déformation est instable (le train de tige reprend sa forme initiale dès que la force axiale redevient inférieure à Ffl sin). Les frottements du train de tige contre la paroi du puits augmentent très peu car les forces de contact sont pratiquement inchangées.


87


F

Vue de face

Vue de profil F

001JB9711

F < Ffl sin — Il n'y a pas de flambage de la garniture. La garniture repose sur la génératrice inférieure 002JB9711

F

Vue de dessus

F

F ≥ Ffl sin — Il y a flambage sinusoïdal de la garniture. La garniture repose sur la partie inférieure du trou 003JB9711

F

Vue de dessus

F

F = Ffl hel — Il y a flambage hélicoïdal de la garniture. La garniture prend la forme d'une hélice, elle prend appui sur toute la surface du puits

FIG. 5.3 Flambage de la garniture dans un puits


88


Lorsque F atteint la valeur Ffl hel, le train de tige se met en hélice (flambage hélicoïdal). Dans ce cas, les forces de friction sur la paroi du trou augmentent considérablement et très rapidement, le train de tige peut se trouver bloqué et ne plus transmettre le poids sur l'outil (phénomène de lock up). Dans une analyse du flambage du coiled tubing, J. Wu a établi les rélations suivantes : • Pour la garniture se trouvant dans la partie verticale du puits :



2

1 2 3 P



(5.10)



2

1 2 3 P

(5.11)

Ffl sin = 2. 55 E . Ia . k . et

Ffl hel = 5.55 E . I a . k .



• Pour la garniture se trouvant dans la partie inclinée du puits :

Ffl sin

1

1 i 2

4 4 k . P . cos i  E . I a . k . P . sin r .  . E . Ia   = 2  +   k . P . sin i  2 r 1

(5.12)

4 r .  4 . E . Ia  k . P . cos i    est négligeable. En ne tenant pas compte de Le terme  k . P . sin i  2 ce terme, la relation 5.12 devient : 1

Ffl sin

E . I a . k . P . sin i 2 = 2   r

(5.13)

La force produisant le flambage hélicoïdal est donnée par : 1

Ffl hel

E . Ia . k . P . sin i 2 = 2 2 2 - 1   r

(5.14)

• Pour la garniture se trouvant dans la partie horizontale du puits : 1

Ffl sin

E . I a . k . P 2 = 2   r


89

(5.15)


et 1

Ffl hel

E . Ia . k . P 2 = 2 2 2 - 1   r

(5.16)

E : Ffl sin :

Module de Young en Pa, Force à appliquer sur la garniture pour produire le flambage sinusoïdal, en N,

Ffl hel :

Force à appliquer sur la garniture pour produire le flambage hélicoïdal, en N,

Ia

:

Moment d'inertie de la section transversale, en m4,

P k i r

: : : :

Poids linéaire dans l'air de l'élément de garniture considéré, en N/m, Facteur de flottabilité, Inclinaison du puits mesurée à partir de la verticale, en degré, Jeu radial entre le trou et la garniture, en m,

r =

Dt - De 2

Dt

:

Diamètre du trou, en m,

De

:

Diamètre extérieur de la garniture, en m.

Dans un drain horizontal, la force de compression produisant une déformation permanente de l'élément de garniture soumis au flambage hélicoïdal (force équivalente à la charge critique donnée par la formule d'Euler dans le cas classique) est donnée par la formule suivante : Fmax 

 e min D .r 1 + e S 4 . Ia

(5.17)

Fmax

:

Force de compression, produisant une déformation permanente de l'élément de la garniture sousmis au flambage hélicoïdal, en N,

e min

:

Limite élastique minimale de l'acier utilisé pour la fabrication de l'élément de garniture considéré, en Pa,

S

:

Section de l'élément considéré, en m2,

Ia

:

Moment d'inertie de la section transversale S, en m4,

De

:

Diamètre extérieur de l'élément considéré, en m,

r

:

Jeu radial entre le trou et l'élément considéré, en m.


90


Application numérique : a ) Calcul de Ffl sin et Ffl hel Nous allons calculer la force à appliquer pour obtenir le flambage sinusoïdal et hélicoïdal pour des tiges 5" grade E, 19.5 lb/ft, NC 50, Classe S (nous allons considérer une diminution de 20 % de l'épaisseur du corps de la tige) dans une section verticale et inclinée à 45° d'un puits de diamètre 12 1/4 et dans un drain horizontal de diamètre 8 1/2. Nous allons considérer dans les deux cas que le puits est rempli de boue de densité 1.20. En considérant une diminution d'épaisseur de 20 % du corps de la tige, nous obtenons un moment d'inertie Ia = 4.5 . 10-6 m4. En prenant E = 210 000 MPa et avec k = 0.847, nous obtenons : • Pour la section verticale, Ffl sin = 1.02 kdaN et Ffl hel = 2.2 kdaN. • Pour la section inclinée à 45 °, Ffl sin = 8.8 kdaN et Ffl hel = 15.8 kdaN. • Pour la section horizontale forée en 8 1/2, Ffl sin = 14.8 kdaN et Ffl hel = 27.1 kdaN. Nous constatons que le flambage sinusoïdal et hélicoïdal se produit pour des valeurs de la force de compression relativement faibles dans la section verticale. Ces valeurs sont multipliées par environ 8 dans la section inclinée à 45°. Si l'on considère des heavy weight 5", 50 lb /ft, NC 50 dans un drain horizontal 8 1/2 rempli de boue de densité 1.20, nous obtenons Ffl sin = 35.6 kdaN et Ffl hel = 65.1kdaN (le moment d'inertie Ia des tiges lourdes est calculé en considérant les dimensions nominales).

Remarque : Nous n'avons pas tenu compte d'une diminution de poids des tiges produite par la réduction de l'épaisseur du corps. Donc les valeurs obtenues sont légèrement surestimées. b ) Calcul de Fmax Pour des tiges 5", grade E, 19.5 lb/ft, NC 50, Classe S dans un trou de 8 1/2, la force de compression Fmax produisant une déformation permanente dans un drain horizontal, donnée par la formule (5.17) est 75 kdaN. Pour des heavy weight 5", 50 lb/ft, NC 50 ayant une limite élastique minimale de 55 000 psi (380 MPa), la valeur de cette force Fmax est 151 kdaN.

Dans les puits inclinés (particulièrement au-dessus de 45°), la pesanteur force le train de tige contre l'arête inférieure du trou. Ceci stabilise le train de tige et lui permet d'être soumis à des charges axiales de compression plus importantes qu'en trou vertical sans flamber. C'est pour cette raison qu'il est possible d'exercer le poids voulu sur l'outil avec des tiges lourdes alors que trop de masse-tiges dans la garniture du fond provoqueraient un couple et une friction excessives.


91


5.2.9 Calcul des frottements entre la garniture et la paroi du puits 5.2.9.1

Dans la partie verticale du puits

On considère qu'il n'y a pas de frottements dans la partie verticale du puits si la garniture n'est pas soumise au flambage hélicoïdal.

5.2.9.2

Dans la partie inclinée du puits en absence de flambage hélicoïdal

On considère que le flambage sinusoïdal n'ajoute pas de frottements supplémentaires sur la garniture. La variation de la force axiale (figure 5.4) produite sur un élément de longueur L par les frottements et le poids de la garniture peut être obtenue par la relation suivante :

 FL  = k P . cos i L    Ffr

(5.18)

F(L) : Variation de la force axiale produite sur l'élément de longueur L se trouvant à la distance L du fond du puits, en N, k

: Coefficient de flottabilité de la garniture dans la boue,

P

: Poids linéaire dans l'air de l'élément de garniture de longueur L se trouvant à la distance L du fond du puits, en N / m,

i (L)

: Inclinaison moyenne de l'élément de garniture de longueur L, en rad,



: Coefficient de frottement (variant de 0.20 à 0.40, mais le plus souvent égal à 0.30),

Ffr

: Force latérale produite par le contact entre la garniture et la paroi du trou sur l'élément de longueur L se trouvant à la distance L du fond du puits exprimée en N.



Ffr =  FL  .  AzL  . sin i L  F(L)

1 2 2

 + F  .  i  + k . P . sin i   2

L

L

L

(5.19)

: Force s'appliquant sur l'élément de garniture de longueur L se trouvant à la distance L du fond du puits, en N,

Az(L) : Variation de l'azimut du puits sur l'élément de longueur L se trouvant à la distance L du fond du puits, en rad, i(L)

: Variation de l'inclinaison du puits sur l'élément de longueur L se trouvant à la distance L du fond du puits, en rad.


92


F(L) + ΔF(L)

002JB9712

Paroi du puits i + Δi(L) Az + ΔAz(L) Ffr k P cos i + µ Ffr

kP i, Az F(L)

FIG. 5.4 Répartition des forces s'appliquant sur un élément de garniture de longueur L Le terme +s'applique lors de la remontée de la garniture, le terme - s'applique lors de la descente. On considére  = 0 lorsque la garniture est en rotation. Dans la partie inclinée rectiligne d'un puits et en absence de variation d'azimut, la formule (5.18) devient :

 F = k . P . cos i   . sin i

(5.20)

L'augmentation du couple de rotation est donnée par la formule suivante :

 M =  . Ffr . Re

(5.21)

M : Augmentation du couple de rotation produit par le contact de la garniture sur la paroi du trou sur l'élément de garniture de longueur L, en N.m, Re

: Rayon du tubulaire considéré, en m,

Ffr et définis précédemment. Remarque : En absence de flambage hélicoïdal, les frottements sont proportionnels à la longueur de la garniture.


93


Application numérique : Nous allons calculer les frottements produits dans un puits en J incliné à 45° à la remontée de la garniture. Cette garniture est composée de 200 m de masses-tiges 6 3/4 - 2 13/16 spiralées, de 150 m de tiges lourdes 5", 50 lb/ft et de tiges 5". Le point de kick off est situé à 1 000 m de profondeur, le rayon de courbure est 573 m (soit un taux de build up de 1° / 10 m), la partie inclinée rectiligne mesure 1 000 m. Le puits est rempli de boue de densité 1.20 (le coefficient de flottabilité k est 0.847). • Dans la partie inclinée rectiligne, en appliquant la formule (5.20), nous obtenons : - Traction au sommet des masses-tiges = 22 kadN, - Traction au sommet des tiges lourdes = 30.4 kadN, - Traction sur les tiges en bas du build up = 46.3 kadN (il y a 650 m de tiges dans cette partie inclinée et nous avons considéré une masse linéaire de 32 kg / m pour les tiges). • Pour le build up, nous avons procédé par itération. L'intervalle 0 - 45° a été découpé en 5 (de 0° à 10°, de 10° à 20°, de 20° à 30°, de 30° à 40°, de 40° à 45°). Nous obtenons une traction de 74.5 kdaN au point de kick off. • En surface, nous avons une traction totale de 102 kdaN. En comparaison, si l'on considère le même puits et la même garniture en absence de frottements, nous obtenons une traction en surface de 73 kdaN. Si l'on considère un puits vertical ayant une profondeur totale égale à la longueur forée (soit 2 450 m), la même garniture et l'absence de frottements, nous obtenons une traction en surface de 89 kdaN.

Remarque : Des programmes informatiques permettent de faire ces calculs. Il est nécessaire de procéder par petits intervalles de longueur L pour obtenir une valeur correcte de F(L). 5.2.9.3

En présence de flambage hélicoïdal

Le flambage hélicoïdal de la garniture augmente considérablement les frottements. Ils ne sont plus proportionnels à la longueur de la garniture, mais au carré de la force de compression. La force de frottement supplémentaire Fhel produite par le flambage hélicoïdal est donnée par la formule suivante :

r . Fhel 

2

Fhel =

4 . E . Ia

(5.22)


94


ou

2

Fhel

 F  = k . P .  hel  Ffl sin 

(5.23)

Fhel : Force de frottement supplémentaire produite, sur un élément de garniture de longueur unitaire donné, par le flambage hélicoïdal, en N/m, Fhel

: Force appliquée sur l'élément de garniture considéré produisant le flambage hélicoïdal de cet élément, en N (Fhel ≥ Ffl hel),

r

: Jeu radial entre le trou et l'élément de garniture considéré, en m,

E

: Module de Young, en Pa,

Ia

: Moment d'inertie de l'élément de garniture considéré, en m4,

k

: Coefficient de flottabilité de la garniture dans la boue,

P

: Poids linéaire dans l'air de l'élément de garniture considéré, en N/m,

Ffl sin : Force produisant le flambage sinusoïdal de l'élément de garniture considéré exprimée N (voir le paragraphe 5.2.8 - Flambage de la garniture pour les différentes définitions et équations).

La variation de la force axiale F(x) s'appliquant sur la partie de la garniture soumise au flambage hélicoïdal (figure 5.5) est donnée par l'équation différentielle suivante :

 r . F2  dF    dx  =  k . P . sin i + 4 . E . I  - k . P . cos i a F(x) + dF

(5.24)

µ k P sin i + ΔFhel k P cos i i kP F(x)

001JB9712

FIG. 5.5 Répartition des forces s'appliquant sur un élément de garniture de longueur dx soumis au flambage hélicoïdal Les solutions de cette équation sont données dans différents articles de J. Wu et H.C. Juvkam-Wold (Helical buckling of pipes in extended reach and horizontal wells, coiled tubing buckling in drilling and completing horizontal wells, etc.). Ces solutions sont différentes suivant la valeur du terme  sin i - cos i .


95


Nous nous intéresserons uniquement au cas d'une garniture dans un drain horizontal. La figure 5.6 indique la répartition du flambage le long de la garniture et l'évolution des forces de frottement en forage. La longueur de garniture où il n'y a pas de flambage tout comme la longueur où il y a flambage dépendent du poids Po appliqué sur l'outil. Dans le cas d'un drain horizontal, la solution (5.25) de l'équation (5.24) est :

F x  = 2

E . Ia . k . P r

 tan  . x 

r. k. P 4 E . Ia

  r  + arctan Ffl hel 4 E . Ia . k . P  

F(x) : Force axiale appliquée à une distance x du point où débute le flambage hélicoïdal (point où la force appliquée sur la garniture est égale à Ffl hel) exprimée en N.

Vue de dessus F(x)

Flambage hélicoïdal

Flambage sinusoïdal

Absence de flambage

Po (poids sur l'outil)

Force axiale F(x) Région où les frottements sont proportionnels à la longueur de la garniture

Distance

003JB9712

FIG. 5.6 Flambage de la garniture dans un drain horizontal et variation des forces de frottement L'expression (5.25) permet de déterminer la valeur de F(x) en fonction de la longueur x de garniture soumise au flambage hélicoïdal. L'expression (5.26) permet de déterminer la longueur x connaissant les forces appliquées.


96


x =

  F(x )  F   Ffl sin  - arctan  fl hel   . arctan  Ffl sin  Ffl sin    . k . P 

(5.26)

x : Distance entre le point où débute le flambage hélicoïdal (point où la force appliquée est égale à Ffl hel) et le point où s'applique la force axiale de compression F(x), en m. Remarque : Attention, pour les calculs, la valeur de arctan doit être exprimée en radians. À partir d'une certaine valeur de F(x), les frottements deviennent trop importants et empêchent toute transmission supplémentaire de poids sur l'outil : il y a blocage de la garniture. Ce blocage ou lock up se produit lorsque la longueur de garniture soumise au flambage hélicoïdal devient supérieure à X avec X donné par la relation suivante : X =

  Ffl sin F  .  - arctan fl hel   . k . P  2 Ffl sin 

(5.27)

Remarque : Les formules des paragraphes 5.2.8 et 5.2.9 ont été développées pour le coiled tubing. Application numérique : Supposons que nous ayons besoin d'appliquer un poids de 10 kdaN sur l'outil (force de compression nécessaire pour pousser l'outil) pour forer un drain horizontal 8 1/2. On utilise des tiges 5" de grade E dans la partie horizontale et des tiges lourdes dans la partie verticale. Le coefficient de frottement est égal à 0.30, la densité de la boue est 1.20 (k = 0.847) et nous supposerons qu'il n'y a pas de changement d'azimut. Les tiges lourdes de la partie verticale permettent de transmettre une compression maximum de 30 kdaN aux tiges. Nous allons calculer la longueur maximum horizontale que nous pouvons forer dans ces conditions. Dans un drain horizontal 8 1/2 foré avec des tiges 5" grade E, nous avons trouvé au paragraphe 5.2.8.2 que Ffl sin = 14.8 kdaN, Ffl hel = 27.1 kdaN et Fmax = 75 kdaN. La partie des tiges où la force de compression est comprise entre 10 kdaN et 27.1 kdaN n'est pas soumise au flambage hélicoïdal. La longueur de cette partie de la garniture peut être calculée à partir de la formule 5.20. Nous obtenons : (271 000 - 100 000) / 0.30 . 31.06 . 9.81 . 0.847 = 2 208 m. La distance x de tiges soumises au flambage hélicoïdal à laquelle s'applique une compression de 30 kdaN est donnée par la formule 5.26.


97


Nous avons : x =

148 000  300 000  271 000   - arctan arctan  148 000    0.30 . 0.847 . 31.06 . 9.81  148 000 

et nous obtenons x = 80 m. La longueur totale du drain horizontal que l'on peut théoriquement forer est 2 288 m. En appliquant la formule 5.26 avec Fmax à la place de F(x) = 30 kdaN, nous obtenons une longueur de 583 m. En appliquant la formule 5.27 pour déterminer la longueur produisant le blocage, nous obtenons 955 m. Donc, avec 80 m en flambage hélicoïdal, la garniture ne subit ni déformation permanente ni blocage.

Remarque : Puisque les frottements augmentent de façon considérable dans la partie soumise au flambage hélicoïdal, il faut donc choisir, pour forer, des garnitures où il n'y a pas de risque de flambage hélicoïdal (utilisation de tiges lourdes dans le drain horizontal).

5.2.10

Vitesse critique de rotation des tiges

Certaines vitesses de rotation dites vitesses critiques induisent des phénomènes de résonance longitudinale et transversale dans la garniture. Ces vibrations sont souvent la cause de tiges tordues, d'une usure excessive et d'une détérioration rapide entraînant des ruptures par fatigue. Il faut donc éviter d'utiliser une garniture aux vitesses critiques. La vitesse critique dépend de la longueur et du diamètre des tiges, des masses-tiges utilisées et du diamètre du trou. Des vibrations longitudinales et transversales peuvent se produire. Chaque type de vibration se produit à des vitesses différentes. Il existe des formules qui permettent de calculer les vitesses critiques, mais elles ne sont pas fiables. Le tableau suivant donne une idée de ces vitesses pour différents diamètres de tiges. Diamètre extérieur de tige

Vitesse critique approximative de rotation

3"1/2

160

4"1/2

210

5"

235

5"1/2

260

On a constaté au cours de tests sur site que le maintien d'une garniture à sa vitesse critique nécessite une puissance de rotation élevée. Cette consommation importante de puissance et les vibrations de la garniture sont deux critères qui indiquent au chef de poste que la garniture travaille dans une zone critique.


98


5.2.11

La fatigue

La plupart des ruptures du train de tige sont causées par la fatigue. Elle dépend de la tension exercée sur le train de tige, de la courbure du puits et de son intensité (dog leg severity), du nombre de cycles de rotation en face des dog legs (dog leg = changement "brusque" de la trajectoire du puits).

5.2.11.1 Courbure maximum acceptable pour les tiges (dog leg severity) Il est important de connaître la courbure maximum (dog leg severity) que peuvent supporter les tiges de forage suivant les conditions de forage (poids de la garniture sous le dog leg, dimension des tiges, déviation, etc.). Dépasser la valeur maximum acceptable conduira à une rupture prématurée de la garniture. Si un dog leg est supérieur aux valeurs autorisées, il produira une fatigue excessive des tiges. Il devra être alésé ou reforé avec une garniture plus rigide pour obtenir une courbure plus douce à cet endroit du puits. Si l'alésage ou le reforage ne donnent pas le résultat espéré (en général, c'est le cas dans les formations consolidées), une nouvelle trajectoire doit être amorcée plus haut avec une garniture de forage plus rigide (il peut être nécessaire de reboucher le trou dans la zone où le dog leg est trop important et de reforer). Les dog legs doivent être limités dans les parties tubées sinon il se produira une usure importante des tubes résultant des forces de contact latérales des tool joints et de la rigidité de la garniture de fond utilisée pour forer sous le dog leg. Une méthode a été développée (Lubinski et Nicholson) pour déterminer la valeur de la courbure maximum acceptable pour les tiges de forage. Les formules suivantes permettent de calculer cette valeur : 432 000 tanh (l . K)  (5.28) C = . f max . E . De l . K   avec K =

P E . Ia

C : Courbure maximum acceptable pour une tige, en ° / 100 ft, fmax : Contrainte de flexion maximum admissible pour la tige considérée, en psi, E : Module d'élasticité ou module de Young, en psi (29 . 106 à 32 . 106 psi pour l'acier utilisé dans la fabrication des tiges), De : Diamètre extérieur du corps des tiges, en pouces, tanh : Fonction tangente hyperbolique, l : Demi distance entre les épaulements des deux tool joints de la tige, en pouces (l = 180 " ou 4.6 m pour les tiges de range II), P : Poids dans la boue de la garniture se trouvant sous le dog leg, en livres, Ia : Moment d'inertie de la tige, en (pouces)4 (voir paragraphe 5.1.3 et 5.2.8 pour la définition de Ia).


99


La contrainte de flexion maximum admissible fmax est déterminée en fonction de la contrainte axiale a appliquée à la tige se trouvant face au dog leg.

P A A : Section du corps de la tige, en (pouces)2 a =

• Pour les tiges de grade E, la valeur de fmax est donnée par la formule suivante :  f max = 19 500 -

10 0.6 2 . a 2  a - 33 500 67 670

(5.29)

Cette formule est valable pour les valeurs de a inférieures à 67 000 psi. • Pour les tiges de grade S, la valeur de fmax est donnée par la formule suivante :

a    f max = 20 000 1 145 000 

(5.30)

Cette formule est valable pour les valeurs de a inférieures à 133 400 psi. La formule suivante peut également être utilisée pour déterminer la valeur de la courbure maximum admissible : C =

F

108 000 F . . L P

: Force latérale appliquée sur le tool joint (figure 5.8), en livres.

Pour éviter un certain nombre de conversions, les unités anglo-saxonnes ont été conservées. Les courbes de la figure 5.7 a et 5.7 b permettent de déterminer la courbure maximum acceptable pour différents diamètres (3 1/2, 4 1/2 et 5") et grades (E et S) de tiges en fonction du poids dans la boue de la garniture pendue sous le dog leg. On constate sur ces courbes que plus ce poids est important, plus la valeur de la courbure acceptable est faible. On peut en déduire que les dog legs sont donc d'autant plus pénalisants qu'ils se trouvent près de la surface et qu'il n'est pas conseillé de tourner lorsque l'on n'applique pas de poids sur l'outil.

Application numérique : On considère 10 000 pieds de tiges 5", 19.5 lb / ft, range II, grade S 135 sous le dog leg. L'inclinaison du puits est de 10°, la densité de la boue est 1.20 et le module d'élasticité de Young est 31.106 psi.


100


Avec les formules et les valeurs précédentes, nous obtenons une courbure maximum admissible de 3.57° / 100 ft pour un poids sous le dog leg de 188 180 lbs (valeur identique à celle obtenue sur la courbe correspondante).

Remarque : En définitive, la courbure maximum admissible est relativement faible. Lors de la planification d'un puits dévié et sa réalisation, il est nécessaire de vérifier qu'il est possible de réaliser la trajectoire sans dépasser les valeurs admissibles. Courbure maximum admissible en deg/100 ft

006JB9711

0

0

1

2

3

4

5

6

Poids de la garniture dans la boue suspendue sous le dog leg en milliers de livres

50

100 Zone d'absence de fatigue

200

250

300

" 3/4

3- 1/ 4- 1/ 2 5", 2 ", 19. ", 1 13 5 lb 6 .3 .6 /ft lb/ lb/ ft ft too l jo to t oo int ol lj s6 jo oi 3/8 nt " s6 3

150

t in

s4

/4 "

Zone de fatigue

350

400 ➀

Pour les environnements corrosifs, réduire les valeurs données par les courbes (jusqu'à 40 % pour les environnements très corrosifs).

➁

Les parties en pointillé correspondent au cas où la tige est en contact avec la paroi du trou entre les tool joints (dans ce cas, la valeur permise est supérieure à la valeur indiquée par la courbe).

FIG. 5.7 a Limite de la courbe maximum acceptable pour les tiges de grade E, range II


101


Courbure maximum admissible en deg/100 ft

007JB9711

0

1

2

3

4

5

6

0


100 Zone d'absence de fatigue

300

400

500

" s 5 /4 " t n 1 oi 6 s t

3- 1/ 2 4- 1/2 ", 1 5", 3 ", 1 19. 5 lb 6.6 .3 lb /ft /ft lb too /ft t l jo too ool int j s 6 l joi 5/8 n "

200

Zone de fatigue

600

700 ➀

Pour les environnements corrosifs, réduire les valeurs données par les courbes (jusqu'à 40 % pour les environnements très corrosifs).

➁

Les parties en pointillé correspondent au cas où la tige est en contact avec la paroi du trou entre les tool joints (dans ce cas, la valeur permise est supérieure à la valeur indiquée par la courbe).

FIG. 5.7 b Limite de la courbe maximum acceptable pour les tiges de grade S, range II Ces courbes sont valables pour un environnement non corrosif. Dans le cas d'un environnement très corrosif, il est recommandé de prendre 60 % de la valeur donnée par les courbes comme limite acceptable. Les figures 5.8 a et b donnent la valeur de la force latérale s'appliquant sur les tool joints et sur la tige en fonction de la valeur de la courbure et du poids dans la boue de la garniture pendue sous le dog leg.


102


Coubure maximum admissible en deg/100 ft

008JB9711

0

5

10

15

0l

b

50

b

0l

50

lb

30

00

lb

lb

0

0 25

00

b

0l

40

200

00 20

0 lb 300

2000

150

lb

15

lb

00

10

lb

00

lb

100

1000 l b


0

0 50

0 00

0 lb

lb

700

➀

250

➁

b

0l

0 80

6

Force sur les tool joints Force sur la tige

300

FIG. 5.8 a Forces latérales s'exercant sur les tool joints et sur la tige pour les tiges 3 1/2, 13.3 lb / ft, range II et tool joints 4 3/4 Courbure maximum admissible en deg/100 ft

009JB9711

0

0

5

10

15

0 lb

50

200

0 lb 0 lb 400

300

100

0 lb

500

0 lb

150

600

0 lb

700

250

300

b

0l

0 80

200

Force sur les tool joints 0 lb 500 lb 1000 lb 1500 lb 2000 lb 2500 lb 300 0 lb


1000 lb

Force sur la tige

➁

➀

FIG. 5.8 b Forces latérales s'exercant sur les tool joints et sur la tige pour les tiges 5", 19.5 lb / ft, range II et tool joints 6 3/8


103


5.2.11.2 Fatigue cumulée du train de tige Lorsque le train de tige est en rotation dans des dog legs, il est soumis à des contraintes de flexion cycliques qui augmentent la fatigue des tiges se trouvant dans ces zones. Hanford et Lubinski ont développé une méthode et établi des courbes (figure 5.9) qui permettent d'estimer la fatigue cumulée en fonction de l'importance des dog legs. Ces courbes ont été établies à partir d'expériences conduites par Hughes Tool.

Pourcentage de la durée de vie consommée dans un intervalle de 30 pieds


31/2" 41/2" 5"

50

0

50

100

50

100

Courbure maximum admissible en °/100 ft 10 9 8 7 6

10 9 8

100 150

5

7

150

4

6

200

5

150 200

3 250

4

2

3

Environnement non corrosif

010JB9711

0

Courbure maximum admissible en °/100 ft

50

50

100

100

Pourcentage de la durée de vie consommée dans un intervalle de 30 pieds

Environnement extrêmement corrosif

Tiges 31/2", 41/2" et 5" grade E Vitesse de rotation : 100 tours/min Vitesse d'avancement : 10 ft/heure

FIG. 5.9 "Pourcentage de la durée de vie consommé" en fonction de la courbure et du poids suspendu Ces courbes permettent de déterminer le "vieillissement" (pourcentage de la "durée de vie consommé" pour une tige) de la tige produit pendant son passage en rotation dans le dog leg (cela correspond à un intervalle foré de 30 pieds) en fonction de la tension appliquée sur la garniture au niveau du dog leg, du grade de la tige, de l'agressivité de la boue (boue plus ou moins corrosive) et de la valeur du dog leg. Comme le moment de flexion d'une tige est plus important au voisinage du tool joint, la fatigue s'accumule dans cette zone.


104


Ces courbes sont établies avec une vitesse d'avancement de 10 ft / heure et une vitesse de rotation de 100 tours / min. Si les conditions sont différentes, la formule suivante sera utilisée :

RPM  %R = 0.1 .  . %C ROP 

(5.31)

%C : Pourcentage de la durée de vie de la tige consommé, pendant le forage d'un intervalle de 30 pieds, obtenu à partir des courbes, %R : Pourcentage de la durée de vie de la tige réellement consommé pendant le forage d'un intervalle de 30 pieds, ROP : Vitesse d'avancement réelle mesurée en ft / h, RPM : Vitesse de rotation réelle appliquée à la garniture en tours / min.

Les courbes sont établies en considérant des dog legs "graduels" (augmentation progressive et régulière de la courbure) qui sont en définitive plus pénalisants que les dog legs abrupts. On constate, d'après ces courbes, que la fatigue accumulée par une tige est d'autant plus importante que la tension exercée sur cette tige est grande. Donc pour limiter cette fatigue, il faut éviter de faire tourner la garniture lorsqu'il n'y a pas de poids sur l'outil. En commentant ces courbes, A. Lubinski indique que quelques tiges peuvent casser lorsqu'elles ont atteint 100 % de leur durée de vie, mais que la plupart d'entre elles dureront plus longtemps. D'un autre coté, ces courbes sont établies en considérant que le pourcentage de fatigue accumulée dans des dog legs de différentes intensités est indépendant de l'ordre dans lequel ces dog legs sont rencontrés (hypothèse de Miner). Des études montrent que cette hypothèse n'est pas correcte et que le pourcentage de fatigue accumulé est d'autant plus important que les premiers dog legs rencontrés sont sévères. Donc en définitive, la rupture par fatigue peut se produire bien avant d'avoir atteint 100 % de la durée de vie de la tige si elle a travaillé dans des conditions très sévères au départ. Il est difficile de vérifier l'exactitude de ces courbes sur le terrain car il est difficile de suivre l'histoire de chaque tige et également car le nombre de cycles de rotation conduisant à la rupture varie en fonction de l'état de la tige. Il faut considérer ces courbes comme base pour planifier les variations de déviation et de direction dans les puits déviés et pour permettre d'éliminer les tiges qui ont accumulé une importante fatigue et ainsi de réduire les risques de rupture.

5.2.11.3 Précautions à prendre pour limiter la fatigue Afin de minimiser la fatigue des tiges, il est recommandé de placer les tool joints aussi près que possible des cales pendant le blocage et le déblocage des connexions pour réduire la flexion et les risques de tordre les tiges.


105


011JB9711

F

F LT

Hmax

F

F Hmax

Clés placées à 90°

LT

Clés placées à 180°

FIG. 5.10 Calcul de la hauteur maximum des tool joints en fonction de la position des clés Lorsque l'on se sert des clés et des catheads, deux clés doivent être utilisées. Suivant la position des clés (figure 5.10), la hauteur maximum du tool joint au dessus de la table peut être calculée par les formules suivantes : - Lorsque les clés sont placées à 90° : 0.053 .  e min . LT . I a / Re 

H max =

833.33 . M S

(5.32)

- Lorsque les clés sont placées à 180° : H max =

0.038 . e min . L T . Ia / Re  833.33 . M S

(5.33)

Hmax :

Hauteur maximum de l'épaulement du tool joint au dessus des cales, en m,

LT

Longueur du manche de la clé, en m,

:

Ia / Re :

Module de section transversal, en mm3 (Ia est le moment d'inertie et Re, le rayon extérieur du corps de la tige),

MS

Couple de serrage maximum recommandé, en daN.m,

:

emin :

Limite élastique minimum de la tige considérée, en MPa.

Les coefficients 0.053 et 0.038 prennent en compte une réduction de la limite élastique minimum emin de 10%.

Remarque : Les formules précédentes montrent qu'il y a moins de risque de tordre les tiges lorsque les clés font un angle de 90° entre elles.


106


En utilisant des tiges 5", grade E, 19.5 lb / ft, classe S et deux clés BJ type DB (longueur du manche : 1.35 m) placées à 180°, la formule donne une hauteur maximum de 1.38 m. Donc, en principe, en calant à hauteur normale les tiges 5", il n'y a pas de risque de les endommager. Les fluides corrosifs augmentent la fatigue de la garniture. Pour réduire la corrosion, il est recommandé de maintenir le pH de la boue au dessus de 9.5. Puisque les contraintes de tension augmentent la fatigue (voir paragraphe 5.2.11.1), il n'est pas recommandé de tourner en absence de poids sur l'outil. Il faut également éviter de tourner à la vitesse critique.

5.2.12

Usure des tubages

L'usure des tubages est principalement due au frottement des joints de tige sur les parois du tubage lors de la rotation du train de tige. Des usures importantes du tubage se produisent pendant des phases de forage de longue durée et dans les puits fortement déviés (l'usure devient importante lorsque l'inclinaison est supérieure à 45°). L'usure des tubages conduit à une perte d'épaisseur de métal et de ce fait à une réduction des caractéristiques mécaniques des tubages (la diminution de la résistance à l'écrasement et à l'éclatement sont les deux points critiques). Des usures importantes de tubage peuvent entraîner des réparations coûteuses et même l'abandon du puits en cours de forage. Les recommandations suivantes permettent de minimiser cette usure : • Réduire les dog legs au maximum et lisser le profil du puits autant que faire ce peut. • Diminuer le pourcentage de sables et de silts dans la boue car ce sont des matériaux abrasifs. • Éviter d'utiliser des tool joints stélités. Utiliser des tool joints ayant une surface externe lisse. • Utiliser les moteurs de fond pour réduire la rotation du train de tige. • Réduire la force latérale de la garniture sur le tubage (poussée créée par le poids de la garniture dans les zones présentant des dog legs) à 1500 lbs (780 daN) si possible. Dans certaines circonstances, des forces supérieures peuvent être tolérées (900 daN, 2000 lbs) si les dog legs dans le puits ne sont pas trop sévères. • Utiliser des protecteurs de tubage en caoutchouc dans la partie tubée.


107


108

BIBLIOGRAPHIE • Formulaire du foreur. • API RP 7G : Recommended practice for drill stem design and operating limits. • Cours ENSPM garniture de forage. • Catalogue et Documents SMFI (J.Boulet, A. Cendre). • Catalogue Vallourec. • W.C. Goins : Better understanding prevents tubular buckling problems. • D.J. Hammerlindl : Basic fluid and pressure forces on oilwell tubulars. • R. Dawson and P.R. Paslay : Drillpipe buckling in inclined holes. • J. Wu and H.C. Juvkam-Wold : Coiled tubing buckling implication in drilling and completing horizontal wells. • J. Wu, H.C. Juvkam-Wold and R. Lu : Helical buckling of pipes in extended reach and horizontal wells. • J. Wu : Buckling : Behavior of pipes in directional and horizontal wells. Ph D dissertation. • A. Lubinsky : Cumulative fatigue damage of drill pipe in dog legs. • S.J. Grindrod and J.M. Wolff : Calculation of NMDC length required for various latitudes developped from field measurements of drill string magnetisation. • C.A. Johancsik, D.B. Friesen, R. Dawson : Troque and drag in directionnal wells Predictions and measurement. • M.C. Shepard, C. Wick, T. Burgess : Designing well paths to reduce drag and torque.


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La Garniture de Forage

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