Brevet FR2523204A1 — publié le 19830916

L'invention concerné le forage du sol au moyen du système rotary, et plus particulièrement une longueur de tige de forage entourée d'une fourrure de protection entre les joints ou raccords de tiges situés à ses extré- mités, ainsi qu'un procédé de fixation de la fourrure de protection sur le tube formant la tige de forage, qui s'étend entre les raccords de tige. Les brevets des Etats-Unis d'Amérique No 4 146 060 et No 4 171 560 décrivent une fourrure de protection réali- sée d'une seule pièce homogène, qui peut être posée sur la tige de forage avant la fixation du second raccord de tige à l'une de ses extrémités Cependant, dans le cas o, par exemple, on utilise une tige de forage sur laquelle des raccords de tige ont déjà été soudés chacun à une extrémité, ce procédé est inapplicable à moins qu'un raccord de tige, par exemple un raccord usé, soit éliminé par coupe et remplacé. Il est également connu de fendre longitudinalement une fourrure de protection avant sa fixation à une tige de forage afin que la fourrure puisse être fixée à la tige après que les deux raccords de tige ont été eux-mêmes fixés Les brevets No 4 146 060 et No 4 171 560 précités décrivent d'autres brevets antérieurs des Etats-Unis d'Amérique, portant sur divers modes de fixation de fourrures de protection fendues sur une tige de forage. Un autre problème rencontré avec les fourrures de protection fendues connues jusqu'à présent est la difficulté pour aligner les deux segments de la fourrure. Un autre problème réside dans la nécessité, lors d soudage des segments l'un à l'autre, de fermer l'espace compris entre les segments afin d'empêcher le métal d'apport de pénétrer dans l'espace annulaire compris entre la fourrure et le tube Cette pénétration risque de dété- riorer le tube, de gêner l'écoulement de l'adhésif entre le tube et la fourrure pendant la fixation de cette dernière au tube, et de faire apparaître des concentrations de contraintes aux points de contact du métal d'apport avec le tube. Jusqu'à présent, les deux segments ont été habituellement formés à partir d'une fourrure d'une seule pièce sciée longitudinalement en deux moitiés, laissant deux intervalles ayant chacun la largeur du trait de scie, un certain type de manchon ou de garniture de support consommable étant placé à l'intérieur de la fourrure avant le soudage des deux segments l'un à l'autre Il est également connu de forger les deux segments et de former des assemblages àPlèvre et feuillure aux jonctions des segments, les lèvres se recouvrant servant à empêcher le métal d'apport d'atteindre le tube de la tige de forage. Cette fabrication est relativement coûteuse et le problème de l'alignement des segments subsiste. L'invention concerne une fourrure de protection en acier usinée aux diamètres intérieur et extérieur sou- haités La fourrure est ensuite divisée en pièces dimen- sionnées de façon à pouvoir être placées autour d'un tube de tige de forage, par exemple en deux moitiés semi- cylindriques Des précautions sont prises pour minimiser ou empêcher la déformation plastique des deux moitiés, à la fois à proximité immédiate des coupures et sur l'en- semble, de manière que les pièces puissent être ajustées les unes aux autres après avoir été placées autour d'une tige de forage et que, après avoir été réassemblées, l'ensemble obtenu soit pratiquement circulaire De préfé- rence, une rupture sensiblement fragile ( 1), ( 2), ( 3) est obtenue aux deux coupures Les chiffres entre paren- thèses renvoient aux notes données à la fin de la des- cription. Tout d'abord, des gorges longitudinales exté- rieures, diamétralement opposées, sont ménagées dans la fourrure, aux emplacements o elle doit être divisée, les gorges pénétrant presque jusqu'à la surface périphérique intérieure de la fourrure,par exemple audelà de la moitié de l'épaisseur radiale de la fourrure, ne laissant que des voiles relativement minces pour relier les segments. Les gorges réalisent des parties de fourrure de section réduite, réduisant ainsi la tension circonférentielle demandée pour la séparation, ce qui assure que cette dernière s'effectue aux emplacements souhaités, par exemple dans des plans passant par des côtés diamétralement opposés de la fourrure, et que cette séparation au niveau des gorges se produit avant que la partie restante de la fourrure soit chargée au-delà de la limite élastique, ce qui provoquerait une déformation plastique globale des deux moitiés, et également que tout fléchissement au niveau des coupures est faible du fait que les coupures se produisent sous de faibles valeurs d'efforts, corres- pondant à de plus faibles valeurs de la déformation plas- tique Les gorges établissent des concentrations de con- traintes ( 4) facilitant davantage la séparation Les gorges s'opposent à la déformation plastique ( 5), favorisant ainsi la rupture fragile Les gorges établissent un espace entre les moitiés adjacentes de la fourrure, espace dans lequel du métal d'apport peut être introduit pour relier les moitiés l'une à l'autre sans former une protubérance radiale excessive En entaillant le fond des gorges, une concentration de contraintes encore plus grande peut être obtenue dans les matières à haute résistance à-la traction afin de favoriser davantage la rupture fragile et de localiser la rupture dans les plans souhaités ( 6); Deuxièmement, en préparation de la séparation, la fourrure est refroidie, ce qui accroit sa sensibilité à l'entaille ( 7) et la limite élastique unitaire ( 8), favorisant la rupture fragile de l'acier martensitique est préféré pour la matière cons- tituant la fourrure de protection ( 11) La fourrure est refroidie audessous de la température de transition ductile-fragile ( 12) La température de transition dépend du traitement thermique ( 13) et de la composition ( 14), ( 15) de l'acier particulier ( 15) Dans le cas d'acier 1040, la température de transition (à partir d'un niveau inférieur) peut être de -18 à -290 C; dans le cas d'une barre d'acier 1020, elle peut être de -101 à -113 'C. Des essais de température de ductilité nulle ( 16), d'arrêt des fissures, d'arrachement dynamique et d'arrachement par masse tombante ( 17) peuvent également être utilisés comme critère permettant de déterminer le niveau de refroidissement de la fourrure En réalité, les résultats de ces essais ( 18) présentent une grande dis- persion En outre, les résultats des essais dépendent beaucoup de l'épaisseur de l'éprouvette et de la longueur de la fissure ( 19) Pour obtenir les meilleurs résultats, on doit faire porter les essais sur une éprouvette de la matière à utiliser pour la fourrure, cette éprouvette devant avoir la même longueur de gorge, la même forme, la même épaisseur et les mêmes antécédents que la fourrure réelle, c'est-à-dire, en d'autres termes, l'essai doit porter sur la fourrure réelle Un essai préféré est celui dans lequel on détermine la température de rupture par cisaillement minimal ( 20) De préférence, la fourrure est refroidie à une température encore plus basse Dans un cas réel, une fourrure en acier 1020 a été refroidie dans de l'azote liquide, à la pression atmosphérique, à une température de -1950 C, par exemple, afin de fragiliser complètement et provisoirement le métal de la fourrure. Troisièmement, la fourrure est divisée par charge de choc, afin d'élever la température de transition ductile-fragile ( 2), ( 6), ( 11) et de favoriser un degré plus élevé de rupture fragile A cet effet, la fourrure froide est placée sur un dispositif d'expansion (par exemple un collier à coins fendu renfermant un cône à coins) et elle est fragmentée en segments par introduction à force du cône dans le collier La force peut être appliquée pro- gressivement, par exemple dans une presse hydraulique ( 21), mais elle est de préférence appliquée brusquement, par exemple au moyen d'une masse, de façon à réduire le temps pendant lequel une flexion peut se produire en éta- blissant un effort de rupture en une période de temps très brève De plus, étant donné que la limite élastique de la fourrure est supérieure en ce qui concerne les charges de choc et avec la basse température, une rupture fragile apparaît avant toute déformation La fourrure se rompt suivant les gorges longitudinales. La fourrure peut être refroidie sur place tandis qu'elle est en position autour du dispositif d'expansion, si cela est souhaité. Après la rupture, on laisse de préférence les segments se réchauffer,par exemple, jusqu'à la température ambiante, par exemple 200 C ou toute température régnant dans l'atelier, ou encore toute température facilitant les manipulations et de préférence supérieure à la tempé- rature de fragilisation. Les segments de la fourrure rompue sont ensuite placés autour d'un tube de tige de forage et, conformé- ment à la forme préférée de réalisation de l'invention dans laquelle on obtient des ruptures sensiblement fragiles ou avec une faible flexion, il apparaît qu'ils s'ajustent parfaitement les uns aux autres, comme les morceaux cassés d'un vase de porcelaine Ceci assure un alignement convenable des segments et ne laisse aucun intervalle entre les segments par lequel le métal d'apport peut pénétrer dans l'espace annulaire compris entre la tige et la fourrure Il est préférable qu'aucun morceau ne se détache le long des arêtes de rupture, ceci risquant de permettre au métal d'apport de pénétrer vers la tige. Pour la même raison, dans le cas d'une rupture moins fra- gile, il convient d'éviter l'apparition de trichites et d'autres déformations empêchant une approche étroite des deux-segments le long de la ligne de séparation. Les segments sont ensuite soudés l'un à l'autre par dépôt de métal d'apport dans les gorges longitudinales. Si cela est souhaité,'une garniture à jeter après usage peut être utilisée à l'intérieur de la fourrure pendant le soudage pour maintenir les segments en position et pro- téger le tube dans le cas o les minces bords de la fourrure, adjacents à la cassure, sont éliminés acciden- tellement par fusion pendant l'opération de soudage. La fourrure fracturée, solidariséepar les soudures, est ensuite fixéeau tube de la tige de forage au moyen d'un ciment adhésif, par exemple une résine époxy; ceci peut être effectué, par exemple, comme décrit dans les brevets des Etats-Unis d'Amérique N O 4 146 060 et N O 4 171 560 précités, ou bien de préférence comme décrit dans la demande de brevet des EtatsUnis d'Amérique déposée par Gerry R Lavendar et James Oscar Chance sous le titre "Wear Sleeve Drill Pipe Assembly", N 0357 782 déposée le 12 Mars 1982. L'invention sera décrite plus en détail en regard des dessins annexés à titre d'exemples nullement limitatifs et sur lesquels: la figure 1 est une coupe axiale d'une fourrure d'usure, avant la rupture, dans laquelle des gorges longi- tudinales de soudage sont usinées conformément à l'inven- tion; la figure 2 est une vue en bout de la fourrure représentée sur la figure 1; la figure 2 A est une vue partielle, analogue à celle de la figure 2, d'une variante; la figure 3 est une vue en perspective de la fourrure montrant l'une des gorges longitudinales de sou- dage; la figure 4 est une vue en perspective du collier à coins fendu; la figure 5 est une vue en perspective du cône à coins utilisé avec le collier à coins fendu de la figure 4; la figure 6 est une vue en perspective montrant la fourrure de protection disposée autour d'un dispositif d'expansion dans lequel le cône à coins est en place; la figure 7 est une vue en perspective, avec coupe partielle, montrant la fourrure de protection entou- rant un dispositif d'expansion dans lequel le cône à coins est en place; les figures 8 A à 8 S sont des graphiques; les figures 9 A à 9 E sont des vues schématiques montrant le refroidissement de la fourrure de protection * et l'opération consistant à la fracturer sur le dispositif d'expansion la figure 10 est une vue axiale d'un segment de la fourrure de protection fracturée; la figure 11 est une élévation montrant une tige de forage entourée d'une fourrure à plusieurs segments avant que ces segments soient soudés les uns aux autres conformément à l'invention; la figure 12 est une vue schématique en pers- pective montrant l'opération de soudage; la figure 13 est une demi-coupe axiale d'un tronçon du tube de la tige de forage sur lequel la fourrure est soudée en position et est entourée d'un appareil de moulage, cette vue montrant une étape de la fabrication de la tige de forage avant l'introduction d'une colle plastique dans le moule pour la fixation de la fourrure de protection; la figure 14 est une demi-coupe axiale d'une longueur de tige de forage comportant une fourrure de protection selon l'invention; et les figures 15 et 16 sont des coupes trans- versales suivant les lignes 15-15 et 16-16 de la figure 14. Les dessins, hormis les schémas, sont à l'échelle et les matériaux sont représentés de façon conventionnelle. Ainsi, on peut voir que la totalité des éléments représen- tés sont réalisés en métal, par exemple en acier, hormis la bande d'usure en carbure de tungstène et la matière plastique adhésive introduite entre la fourrure de pro- tection et le tube d'une tige de forage, ainsi que l'élas- tomère-ou toute autre matière de garnissage utilisé pour la réalisation des joints lors du moulage de la matière plastique adhésive entre la fourrure de protection et le tube. Les figures 1 à 3 représentent une fourrure de protection 21 en acier avant sa rupture et sa pose sur une tige de forage La fourrure présente deux gorges extérieures longitudinales 23 qui pénètrent presque jusqu'à la surface périphérique intérieure de cette fourrure Ainsi qu'on peut mieux le voir sur la figure 2, les gorges ont une section triangulaire pour faciliter le remplissage par du métal d'apport après que la fourrure a été fracturée Un congé 24 est réalisé au fond de chaque gorge afin d'éviter la formation d'une entaille étroite pouvant être difficile à remplir de métal d'apport. Comme représenté sur la figure 2 A, une rainure 25 peut être réalisée dans le fond du congé 24 afin d'assu- rer davantage une rupture fragile à l'emplacement souhaité. La rainure est supprimée lorsque la matière est telle qu'une telle rainure est inutile. Les gorges sont espacées de 1800 sur la circon- férence de la fourrure de protection La surface intérieure 27 de la fourrure est filetée pour réaliser un verrouillage mécanique entre la fourrure et une couche de fixation, ce verrouillage mécanique s'ajoutant à l'adhérence du ciment utilisé pour fixer la fourrure à la tige de forage, comme décrit ci-après. La fourrure de protection présente des chanfreins coniques 29 à ses extrémités afin de faciliter son passage sur des parties en relief des parois d'un sondage lorsque la tige de forage est remontée ou descendue Ceci réduit les efforts de cisaillement par chocs s'exerçant sur la couche de fixation et empêche la fourrure de protection de se desserrer sous l'effet des chocs. Les extrémités 24 des gorges 23 sont moins pro- fondes que la partie comprise entre ces extrémités, de sorte que les chanfreins 29 présentent de grandes surfaces non coupées par les gorges 23, ces surfaces ininterrompues constituant des surfaces d'étanchéité pour le moule utilisé lors du collage de la fourrure sur le tube d'une tige de forage Les extrémités 24 des gorges sont incurvées en coupe longitudinale afin d'éviter la concentration des contraintes. Une gorge annulaire 31 est réalisée à proximité de l'extrémité inférieure de la fourrure afin de recevoir du métal dur après que la fourrure a été montée sur un tube de tige de forage. Les figures 4 à 7 représentent un dispositif d'expansion utilisé pour fracturer la fourrure de protection. Le dispositif d'expansion comprend un collier à coins fendu 61 et un cône ou mandrin 81 à coins. Comme représenté sur la figure 4, le collier fendu à coins 61 est divisé axialement en quatre segments égaux 63 Les segments 63 du collier fendu 61 sont maintenus en place par des bagues 67 et 68 en élastomère (représentées uniquement sur la figure 7) logées dans plusieurs gorges annulaires 65, 66 entourant la partie supérieure 69 et l'embase ou rebord 71 du collier fendu 61. Le collier fendu 61 à coins est tubulaire et comporte un rebord 71 à son extrémité inférieure afin de supporter la fourrure 21 Pour constituer une base stable, le rebord 71 présente un fond plat 72 Ses bords péri- phériques intérieur et extérieur sont circulaires Il pré- sente une conicité intérieure commençant immédiatement au-dessus du rebord de base et s'élargissant vers le haut. Un angle de conicité de 5 , par exemple, convient. Le cône 81 à coins, montré sur la figure 5, présente une surface extérieure conique circulaire 83 qui s'ajuste en glissant dans la partie intérieure du collier fendu à coins, comme montré sur la-figure 7 L'angle du cône est le même que celui du collier Le cône à coins 81 comporte une tête 85 qui présente une surface supérieure plane 87 La surface périphérique extérieure de la tête est cylindrique Une gorge cylindrique 89 est délimitée entre la tête 85 et la surface conique 83 Elle permet une prise commode à la main et constitue également une zone de dégagement de l'outil lors de l'usinage de la sur- face conique 83. Les figures 6 et 7 représentent la fourrure de protection 21 montée sur le collier fendu à coins 61, le cône à coins 81 étant placé à l'intérieur de ce collier. La fourrure de protection repose sur l'embase 71 du collier 61 L'espace 89 compris entre le diamètre extérieur du collier à coins et le diamètre intérieur de la fourrure de protection est juste suffisant pour permettre à cette fourrure de descendre aisément en glissant sur le collier à coins La fourrure s'ajuste étroitement sur les bagues 67 qui dépassent légèrement des gorges 65. Comme représenté sur les figures 6 et 7, lorsque le cône 83 ést logé dans le collier à coins 61, sa partie conique s'élève au-dessus du collier sur environ 5 cm de manière que le cane, en étant abaissé à l'intérieur du collier, provoque une expansion circonférentielle d'environ ( 2)( 2) (tangente 5 degrés)(pi) = 27,95 mm Ceci est plus que suffisant pour fracturer une fourrure. Une masse, par exemple accélérée sous une force de 222,5 N, sur une distance de 1,5 m et arrêtée par un choc contre la tête 85 du cône 83, exerce, pendant la période de ralentissement jusqu'à l'arrêt une force enfonçant le cône partiellement dans le collier à coins. La fourrure se fracture avant que le cône soit enfoncé au maximum, en raison de la fragilisation de la fourrure par les gorges, de la charge de choc et de la basse tempé- rature, comme décrit ci-après:en regard des figures 8 A à 8 S et comme expliqué dans les notes jointes. De préférence, la fourrure est refroidie à la température de rupture par cisaillement minimal (voir figures 8 Ba, 8 Bb, 8 Bc et 8 S)pour la fourrure particulière, c'est-à-dire la température à partir de laquelle un re- froidissement plus poussé ne fait pas diminuer le pourcen- tage de rupture par cisaillement Ce pourcentage peut être d'environ 5 % suivant les conditions La température de cisaillement minimal dépend de la matière de la fourrure, y compris les opérations de chauffage et le travail auquel cette matière a été soumise, de l'épais- seur et de la configuration de la fourrure, de la géométrie et de la longueur des gorges, de la vitesse de déformation ainsi que de la composition chimique, de la microstructure et de la macrostructure Les figures 8 L et 8 S montrent un degré de corrélation entre les "températures de transi- tion" telles que déterminé à partir des essais d'énergie absorbée et de la contraction latérale, comparées à celles déterminées à partir des graphiques indiquant le pourcen- tabe de rupture en cisaillement, à partir de quoi on peut supposer avec un certain degré de justesse que les températures de transition fragileductile telles que déterminées à partir d'essais normalisés de ténacité peuvent être utilisées pour déterminer la température à laquelle une fourrure particulière doit être refroidie, en tenant compte des différences entre les éprouvettes -d'essai et les fourrures de protection réelles. La figure 8 K montre les résultats d'essais de choc Izod effectués sur un barreau d'acier 1020, à partir desquels il apparaît que le palier inférieur commence à environ -1300 C Des fourrures de protection selon l'inven- tion ont été réalisées au moyen de tube d'acier 1020 brut de laminage, ce qui signifie sans aucun traitement thermique après laminage, sans aucune trempe ni aucun revenu, sans normalisation ni revenu, ni recuit, et des expériences ( 20) montrent qu'une température de -780 C n'est pas assez basse, tandis qu'une température de -1950 C donne satis- faction Il est possible qu'un accroissement de l'épaisseur au fond de la fourrure, à partir de 3,17 mm, élève la température de transition ductilefragile (voir figure 8 L) Le graphique de la figure 8 K indique des résultats d'essais de choc portant sur de la fonte à graphite nodulaire, à différentes températures. La figure 8 H montre la variation d'énergie de rupture au niveau d'une entaille en V sous l'action d'un mouton-pendule de Charpy, en fonction de la température dans le cas d'un acier à 0,30 % de carbone, après divers traitements thermiques Il ressort de cette figure que dans le cas de la matière la plus ductile, aucune tempé- rature évidente de transition n'apparaît, de sorte que l'on utilise souvent une température de transition définie artificiellement, par exemple une énergie de rupture de joules pour des échantillons à entailles en V pour essais au mouton-pendule de Charpy, ou une rupture par cisaillement de 50 %, etc Dans le cas présent, la rupture par cisaille- ment minimal ou rupture par cisaillement de 5 % convient. Sur la figure 8 H, la courbe 1 correspond à un métal trempé et revenu, la courbe 2 à un métal normalisé et la courbe 3 à un métal recuit. Les figures 9 A à 9 E montrent le procédé pour refroidir et fracturer la fourrure de protection 21 Comme représenté sur la figure 9 A, un réservoir 101 d'azote liquide est placé au-dessus d'un récipient 103 afin que ce dernier puisse être rempli d'azote liquide au moyen d'un tuyau 102 de sortie et d'un robinet 104 Le récipient peut être rempli environ-aux trois quarts. La figure 9 B montre une fourrure de protection 21 placée à l'intérieur du récipient 103 au moyen de pinces 105 isolées du froid La fourrure de protection est maintenue dans l'azote liquide contenu dans le récipient 103 pendant environ 5 minutes ou jusqu'à ce que l'azote cesse de bouillir La fourrure de protection est ainsi refroidie à une température inférieure au point d'ébulli- tion de l'azote, à savoir -1950 C, qui est inférieure à la température de transition fragile-ductile de l'alliage d'acier particulier utilisé pour la fourrure de protection. La fourrure de protection refroidie est retirée de l'azote liquide et placée sur le dispositif d'expansion 61-81, comme représenté sur la figure 9 D Le cône à coins est abaissé à l'intérieur du collier fendu à coins au moyen d'une force exercée vers le bas à l'aide d'un marteau 107, comme représenté sur la figure 9 E La force exercée vers le bas sur le cône à coins provoque une expansion des quatre sections du collier fendu à coins Les bagues 67 logées dans les gorges 65 du collier à coins permettent cette expansion La fourrure de protection, rendue fragile par le refroidissement dans l'azote liquide, se fracture suivant les gorges longitudinales 23 lorsque le collier fendu à coins s'expanse. La figure 10 représente un segment de la fourrure de protection fracturée 21 Le résultat du procédé de fracture est que les bords fracturés 91 de la fourrure de protection sont nets, c'est-à-dire exempts de zones d'éti- rement et de déformation plastiques, et qu'ils ne s'écartent pas de la ligne droite d'une distance supérieure à environ la largeur du congé 24 On laisse revenir à là température ambiante les segments de la fourrure de protection 21 avant de les souder Les segments de la fourrure 21 sont placés autour du tube 201 de tige de forage, comme montré sur la figure 11, afin d'être soudés l'un à l'autre le long des gorges longitudinales 23, suivant une ligne 203 de soudage comme montré sur les figures 12 à 14. Ainsi qu'on peut mieux le voir sur les figures et 16, même après que la fourrure de protection a été complètement assemblée sur le tube d'une tige de forage, son mode d'assemblage est montré de manière évidente par les lignes de rupture 91 encore visibles aux extrémités chanfreinées de la fourrure (figure 16) et visibles égale- ment entre les extrémités si une fourrure est coupée trans- versalement, comme montré sur la figure 15, et si la fourrure est retirée du tube par coupe et que la colle plastique est éliminée, la fracture est encore visible le long de la surface périphérique intérieure de la fourrure. Par conséquent, le produit selon l'invention peut être aisément identifié. v La figure 12 illustre le procédé de soudage de la fourrure de protection 21 Les deux segments de la fourrure 21, à présent à la température ambiante, sont maintenus assemblés autour du tube 201 de la tige de forage, à mi-distance entre les raccords mâle et femelle 217, 219, au moyen d'un pince 205. Une garniture métallique 207 en cuivre est disposée entre le tube 201 de la tige de forage et les segments de la fourrure de protection 21 afin de protéger le tube pendant l'opération de soudage Le métal d'apport n'adhère pas au cuivre et, de plus, le cuivre transmet la chaleur et empêche la tige de brûler La garniture 207 est retirée une fois l'opération de soudage terminée Les segments de la fourrure de protection sont soudés l'un à l'autre au moyen d'un appareil 209 de soudage suivant des lignes 203 passant dans les gorges longitudinales 23 un appareil de soudage à l'arc est représenté, cet appareil comprenant une baguette 210 de soudure Les bords fracturés 91 de la fourrure de protection fracturée s'ajustent l'un à l'autre, sans intervalles, en raison de la cassure nette obtenue grâce au procédé de fracture Etant donné que les bords sont légèrement irréguliers et qu'ils doivent être ajustés l'un à l'autre, on obtient un positionnement prati- quement parfait. La figure 13 montre un procédé pour fixer la fourrure de protection 21, assemblée par soudage, sur le tube 201 d'une tige de forage Un moule annulaire 241, divisé diamétralement en deux parties 243 et 245, est placé autour de la fourrure de protection et maintenu en position par des bridesannulaires 247 et 249 La surface périphérique intérieure du moule 241 présente des conicités 259 et 261 du même angle que les chanfreins 29 de la fourrure de protection 21, de sorte que le moule s'ajuste étroitement autour des extrémités de la fourrure de pro- tection Un haut polymère adhésif, par exemple une résine époxy, phénolique ou époxy-phénolique, est injecté sous pression par un orifice 253 afin de remplir l'espace 271 compris entre la fourrure de protection et le tube de la tige de forage Le brevet N O 4 171 560 précité décrit plus en détail un tel procédé de fixation. Les figures 14 à 16 représentent la tige de forage finie 201, sur laquelle la fourrure de protection 21 est fixée Les extrémités du tube 201 de la tige de forage comportent des renflements de soudage 213 et 215. Les raccords mâle et femelle 217 et 219 sont soudés sur ces renflements 213 et 215 Les soudures sont de préférence réalisées par étincelage ou par friction, ou encore par inertie Les zones soudées sont indiquées en traits poin- tillés 221 et 223 aux extrémités des renflements 213 et 215 Etant donné que la fourrure de protection est divisée avant d'être assemblée autour du tube de la tige de forage, les raccords de tige peuvent être soudés sur le tube avant la fixation de la fourrure à ce dernier Ceci est particulièrement important dans le cas d'une tige de forage usagée sur laquelle on souhaite -fixer une fourrure de protection. La fourrure de protection 21 est fixée autour de la durface périphérique extérieure de la tige, à mi- distance entre les raccords de tige Cette fourrure 21 et le raccord de tige femelle peuvent recevoir, sur leurs surfaces périphériques extérieures, un revêtement convena- ble en matière dure, par exemple des bandes 231 et 233 ou des éléments rapportés en carbure de tungstène Un tel revêtement dur est soudé dans la gorge annulaire 31 Lors- que les deux segments de la fourrure de protection sont soudés l'un à l'autre, le soudeur prend soin de ne pas remplir la gorge 31 lors de la réalisation des soudures 203 dans les gorges axiales 23 Le soudeur prend également soin de maintenir la surface extérieure de la soudure 203 à fleur de la surface périphérique extérieure de la fourrure afin d'éviter d'avoir à procéder ensuite à tout meulage important pour l'égaliser Initialement, les deux segments de la fourrure sont reliés l'un à l'autre par des points de soudure réalisés dans les deux gorges 23, afin que la pince puisse être enlevée Ensuite, des cordons de soudure sont déposés dans chacune des gorges jusqu'à ce qu'elles soient pleines. La fourrure de protection 21 est fixée à la tige 201 à l'aide de moyens de montage comprenant une couche annulaire 235 d'un haut polymère adhésif qui remplit l'es- pace 271 (montré sur la figure 12)compris entre la fourrure et la tige. Il va de soi que de nombreuses modifications peuvent être apportées à la fourrure de protection décrite et représentée sans sortir du cadre de l'invention Par exemple, la fourrure de protection 21 ne doit pas nécessai- rement être placée à mi-distance entre les raccords de tige, et il est possible d'utiliser plus d'une fourrure de protection, ainsi que d'autres modes de collage ou de fixation de la fourrure sur le tube de la tige de forage. Les notes qui suivent se rapportent aux chiffres donnés entre parenthèses dans le préambule du présent mémoire. ( 1) RUPTURE FRAGILE La norme ASTM E 23-72 aspect partiellement cristallin et partiellement fibreux". ( 2) RUPTURE FRAGILE Une rupture fragile est décrite dans "The Structure and Properties of Materials", volume III, Mechanical behavior", par H W Hayden, William G Moffatt et John Wulff, publié en 1965 par Jon Wiley & Sons, Inc. A la page 143, il est indiqué: "Une rupture est la séparation d'un corps sous l'effet d'une contrainte en deux parties ou plus et elle est habituellement caractérisée comme étant fragile ou ductile Une rupture fragile résulte de la propagation très rapide d'une fissure après une déformation plastique légère ou nulle Dans des matières cristallines, une rupture fragile suit habituellement des plans cristallo- graphiques caractéristiques, appelés plans de clivage, et la surface d'une rupture fragile dans une matière poly- cristalline présente un aspect granulaire * * * Une rupture ductile présente un aspect caractéristique mat, fibreux * * * Dans des métaux de transition BCC /acier 7, la présence d'entailles, ou l'utilisation de basses tempé- ratures, ou encore une utilisation à des vitesses de défor- mation élevées peut Provoquer une transition d'une rupture ductile à une rupture fragile Dans l'une quelconque de ces matières, une rupture ductile est caractérisée par une grande absorption d'énergie avant la séparation, alors qu'une rupture fragile demande une faible absorption d'énergie'. ( 3) RUPTURE FRAGILE Le terme fragile est parfois défini comme signi- fiant un faible niveau d'énergie de rupture ou une plasti- cité limitée d'extrémité de fissure, et parfois défini comme la propriété de la matière à se rompre en grande partie par clivage; mais, dans le cas présent, le terme "fragile" se réfère à la nature sans distorsion des sur- faces de rupture, par exemple granulaires et non fibreuses, qui doivent s'ajuster l'une à l'autre de nouveau lorsque les parties de la fourrure de protection sont assemblées autour d'une tige A cet égard, on peut se reporter aux commentaires donnés à partir de la page 298 par Richard Hertzberg dans l'ouvrage "Deformation and Fracture Mechanics of Engineering Materials". "Lléprouvette Charpy *** et la méthode d'essai associée constituent un essai relativement sévère de la ténacité de la matière L'éprouvette entaillée est soumise à une charge produisant des vitesses de déformation très élevées, car la matière doit absorber le choc d'un pendule en chute et l'éprouvette est essayée sur une certaine plage de températures Des données considérables peuvent être obtenues d'après les mesures fournies par la machine d'essai de choc et d'après un examen de l'éprouvette brisée. "Premièrement, la hauteur maximale à laquelle le pendule s'élève après avoir brisé l'éprouvette *** permet de donner une mesure de la quantité d'énergie absorbée par le barreau entaillé de l'essai Charpy Si on utilise une machine typique de 325 J, les positions finales extrêmes du pendule peuvent être soit à la même hauteur que le pendule avant sa libération (ce qui indique aucune perte d'énergie lors de la rupture de l'éprouvette), soit au bas de la course du pendule (ce qui indique que l'éprouvette a absorbé la totalité des 325 joules). Le cadran *** donne une mesure directe de l'énergie absorbée par l'éprouvette La figure 9 5 /figure 8 A du présent mémoire 7 donne une énergie typique de choc en fonction de la température d'essai pour plusieurs matières. Il ressort de manière évidente de ce graphique que certaines matières présentent une nette variation d'absorption d'énergie lorsqu'une large gamme de températures est examinée En fait, ce décalage soudain ou cette transition de l'absorption d'énergie avec la température a suggéré aux ingénieurs la possibilité de concevoir des éléments de structure ayant une température de travail au-dessus de laquelle il ne serait pas prévu de défaillance des élé- ments. "L'effet de la température sur l'énergie de rupture a été associé, dans des aciers ferritiques de faible résistance, à un changement du mécanisme de rupture microscopique; à un clivage à basses températures et à une coalescence de lacunes à hautes températures,L'amorce du clivage et le comportement fragile'd'aciers ferritiques de faible résistance sont si rapprochés que les termes "clivage" et "fragile" sont souvent utilisés de façon synonyme dans les ouvrages concernant les ruptures Ceci est malheureux car, au chapitre 7, le terme "fragile" est défini comme étant un faible niveau d'énergie de rupture ou une plasticité limitée à l'extrémité de fissure, tandis que le clivage est décrit comme étant un micro- mécanisme de séparation Une confusion apparaît, car un comportement fragile peut apparaître sans clivage, comme dans la fracture d'alliages d'aluminium à haute résistance; en variante, on peut avoir un allongement de 4 % (reflétant une absorption d'énergie modérée) dans une éprouvette d'alliage tungstène-25 a/o rhénium tout en ayant une rupture par clivage Etant donné qu'une corrélation directe n'existe pas toujours entre un mécanisme de rupture donné et l'amplitude de l'énergie de rupture, il convient mieux de traiter les deux termes séparément. "A moins que l'énergie de rupture change de façon discontinue à une température donnée, un certain critère doit être établi pour définir la "température de transition". Doit-elle être définie au niveau 13,5, 20 ou 27 J, comme c'est parfois le cas, ou à une certaine fraction de l'énergie maximale ou de l'énergie de base ? La réponse dépend de la façon dont la température de transition définie correspond à l'expérience en service de l'élément de structure étudié Malheureusement, le critère de tempé- rature de transition basé sur un tel niveau spécifique d'énergie n'est pas constant, mais varie avec la matière. En particulier, Gross a trouvé que, pour plusieurs aciers ayant des résistances de l'ordre de 415 à 965 M Pa, le niveau d'énergie approprié pour le critère de tempéra- ture de transition doit s'élever avec l'accroissement de la résistance. * "Le même problème apparaît lorsque la température de transition est estimée à partir d'autres mesures Par exemple, si l'amplitude de la dilatation latérale, sur le côté compression, du barreau est mesurée, on trouve qu'elle subit également une transition la faisant passer de petites valeurs à basse température à de grandes valeurs à haute température (Cet accroissement de la déformation plastique observée est conforme à la tendance énergie absorbée-température) Que la température de transition correcte corresponde à une contraction absolue ou rela- tive dépend de la matière. "Finalement, un comportement transitoire apparaît lorsque l'amplitude de la nature fibreuse ou par clivage de la surface de rupture est tracée en fonction de la température Une série typique de surfaces de rupture, produites à des températures différentes, est montrée sur la figure 9 7 a /figure 8 Ba du présent mémoire 7 Ici, comme précédemment, le pourcentage approprié de fractures par clivage ou de fractures fibreuses (basé sur une comparaison avec un graphique de référence tel que donné sur la figure 9 7 b /figure 8 Bb du présent mémoire 7 ou mesuré directement comme indiqué sur la figure 9 7 c /figure 8 Bc du présent mémoire 7 à utiliser pour définir la température de transition dépend de la matière ainsi que d'autres facteurs Pour compliquer les choses, les températures de transition basées sur l'absorption d'énergie, sur la ductilité ou sur l'aspect de la rupture ne concordent pas, même pour la même matière Comme montré dans le tableau 9 1, la température de transition définie par un critère d'énergie de 20 J ou par une dilatation latérale de 0,38 mm correspond raisonnablement bien, mais est régulièrement inférieure à la température de transition d'une fracture fibreuse à 50 % La température de transition à utiliser n'est pas évidente". ( 4) CONCENTRATION DE CONTRAINTES Le sujet de la concentration de contraintes et de la sensibilité à l'entaille est décrit par R E. Peterson dans "Stress Concentration Factors", publié en 1974 par John Wiley & Sons, Inc En ce qui concerne la concentration de contraintes, il est indiqué, à la page 1 "Les formules élémentaires utilisées dans la conception sont basées sur des éléments ayant une section constante ou une section à variation progressive de contour * * * La présence de * * * gorges * * * a pour résultat une modification des répartitions de contraintes simples * * * des contraintes élevées localisées appa- raissent comme montré sur la figure 2 /figure 8 C du présent mémoire, sur laquelle la flèche A indique une répartition réelle de contraintes pour une section entailléç,la flèche B une répartition réelle de contraintes pour une section droite (linéaire), et les flèches C les valeurs calculées à partir d'une formule de flexion basée sur une profondeur minimale d 7 Cette localisation de contraintes élevées est connue comme concentration de contraintes, mesurée par le facteur de concentration de contraintes * * *N ( 5) L'ENTAILLE FAVORISE LA RUPTURE FRAGILE -A la page 161 de "The Structure and Properties of Materials", volume 3, supra, il est indiqué: "L'importance d'une entaille dans les éprouvettes d'essai de choc est primordiale dans l'interprétation de l'origine de la rupture fragile L'entaille détermine une concentration de contraintes et une limite à la défor- mation plastique à son extrémité Lorsqu'une charge est 4 appliquée, la région entaillée est dans un état de tension triaxiale Une déformation par glissement ou ductile, qui exige un cisaillement, sera supprimée par un tel état de contraintes Ainsi, une éprouvette entaillée peut supporter un niveau beaucoup plus élevé de contrainte de tension vraie qu'une éprouvette non entaillée Lorsqu'une S éprouvette entaillée est chargée suffisamment en tension simple, la matière délimitant l'entaille tend à fléchir. Elle tend ainsi à se rétracter vers l'intérieur dans le plan perpendiculaire à la contrainte de tension appliquée. La matière s'étendant au-dessus et au-dessous de l'en- taille /longueur de l'éprouvette d'essai vertical 7 n'a pas fléchi et elle empêche le fléchissement de la matière entaillée Cette dernière est donc soumise à trois con- traintes de tension (triaxiale) La première est la contrainte de tension appliquée, et les deux autres sont les contraintes de tension horizontale induites Si une éprouvette de tension en acier doux, non entaillée, était soumise à une contrainte de tension vraie appliquée, égale à celle appliquée à une éprouvette entaillée, elle fléchirait sous moins de la moitié de la charge de tension vraie supportée par l'éprouvette entaillée Dans le cas d'une entaille idéalement profonde et vive /jar exemple une rainure 7, la contrainte de tension vraie nécessaire pour provoquer une flexion d'une éprouvette entaillée est trois fois supérieure à celle demandée pour une éprou- vette non entaillée L'entaille constitue donc une limite plastique L'état triaxial de la contrainte qu'elle induit empêche la déformation plastique et favorise la rupture fragile ". ( 6) SENSIBILITE A L'ENTAILLE EN FONCTION DE LA RESISTANCE En se référant de nouveau à Peterson "Stress Concentration Factors", supra, en ce qui concerne la sensi- bilité à l'entaille, il est indiqué, aux pages 9, 10: "Il est bien connu que l'effet d'une entaille sur la résistance à la fatigue d'une pièce varie considé- rablement avec la matière et la géométrie de l'entaille et qu'il est habituellement moindre que l'effet prévisible de l'utilisation d'un facteur de concentration de contraintes, qui est un facteur théorique Ce phénomène général est appelé sensibilité à l'entaille La sensibilité à l'entaille peut être considérée comme une mesure du degré auquel l'effet théorique est obtenu * * * Les valeurs de sensi- bilité à l'entaille pour des rayons approchant de zéro doivent encore être étudiées Cependant, il est bien connu que des trous et des rainures minuscules n'entraînent pas une réduction de résistance correspondant à des facteurs géométriques; en fait, dans des aciers de faible résis- tance à la traction, l'effet est souvent très faible. Cependant, dans des aciers à haute résistance, l'effet de trous ou de rainures minuscules est plus prononcé " ( 7) SENSIBILITE A L'ENTAILLE EN FONCTION DE LA TEMPERATURE En se référant de nouveau à Peterson, "Stress Concentration Factors", supra, aux pages 11, 13: * * * "Dans des conditions normales, un élément ductile, lorsqu'il est chargé sous une contrainte perma- nente * * * ne souffre pas d'une perte de résistance due à la présence d'une entaille Si l'élément est * * * soumis à une charge de choc ou si la pièce est * * * sou- mise à * * * une basse température, * * * une matière ductile peut se comporter à la manière d'une matière fragile * * * Il est courant d'appliquer le factuer Kt entier /concentration de contraintes 7 dans la conception d'éléments en matières fragiles " ( 8) EFFORT DE DEFORMATION PERMANENTE EN FONCTION DE LA TEMPERATURE A la page 102 du volume III de"Structure of Materials", supra, il est indiqué: "La contrainte nécessaire pour amorcer un glisse- ment dans un monocristal pur et parfait, la contrainte critique résolue de cisaillement est une constante pour une matière à une température donnée", et à la page 103, il est indiqué: "La figure 5 5 /Tigure 8 D du présent mémoire montre la concentration de contraintes induite par une entaille, ou, d'une manière plus générale, par un changement brusque de section, la contrainte critique réso- lue de cisaillement étant indiquée en ordonnées, la température, en K, étant indiquée en abscisses 7 illustre la variation de la contrainte critique résolue de cisaille- ment avec la température pour plusieurs matières; il convient de noter que la différence d'amplitude augmente notablement aux températures inférieures " /A environ 300 K, la contrainte critique résolue de cisaillement pour le fer apparatt comme s'accroissant brusquement lorsque la température diminue_ 7 ( 9) EFFORT DE DEFORMATION PERMANENTE EN FONCTION DE LA FRAGILITE A la plage 165 du volume III de "Structure of Materials", supra, il est indiqué: "Dans des matières dont la limite élastique augmente brusquement avec l'accroissement de la vitesse de déformation ou la diminution de la température, par exemple de l'acier doux, la présence d'entailles et de micro- fissures peut induire une fragilité " ( 10) LIMITE ELASTIQUE EN FONCTION DE LA FRAGILITE Conformément à "Deformation and Fracture Mechanics of Engineering Materials" de Richard W. Hertzberg, à la page 297: - "En première approximation, une limite plastique associée à un état de contrainte biaxiale ou triaxiale à l'extrémité de la fissure élèvera dans son ensemble la courbe effort-déformation et permettra un effort en section nette supérieur à la valeur de résistance à la traction du barreau lisse Un rappel du chapitre sept montre qu'un accroissement de 2, 5 à 3 fois de la résistance en section nette est possible dans des matières ductiles qui "se renforcent par entaille" (figure 9 1) /figure 8 E du présent mémoire sur laquelle on montre que la contrainte plastique résultant d'efforts triaxiaux au fond de l'entaille produit une élévation de la courbe de fluage dans une matière ductile La courbe 1 correspond à une entaille profonde, la courbe 2 à une entaille peu profonde et la courbe 3 à un barreau lisse 7 Par ailleurs, dans des matières ayant une plus faible possibilité de déforma- tion plastique, la concentration de contraintes au fond de l'entaille n'est pas compensée par le degré nécessaire de plasticité d'extrémité de fissure, demandé pour émousser l'extrémité de fissure Par conséquent, l'entaille, avec son état de contraintes multiaxiales, élève la contrainte locale à un niveau élevé et supprime la faible capacité de déformation plastique que possède la matière, et une rupture fragile apparaît (figure 9 2) /figure 8 F du présent mémoire qui montre qu'avec une faible capacité de fluage plastique intrinsèque, l'apparition d'une fissure nette induit une rupture fragile prématurée, la croix indiquée en 1 se rapportant à un barreau entaillé et la croix indiquée en 2 se rapportant à un barreau lisse 7 " "/Le "renforcement par entaille" tel qu'utilisé dans le texte ci-dessus semble désigner un raidissement plutôt qu'un accroissement de la résistance à la rupture_ 7 ( 11) YIMITE ELASTIQUE DE MATIERES BCC ET FCC EN FONCTION DE LA TEMPERATURE A la page 131 du volume III de "Structure of Materials", supra, en ce qui concerne la déformation plas- tique, il est indiqué: n*** En augmentant la vitesse de déformation et en diminuant en même temps la température, on élève le niveau de la courbe effort de tension-déformation A de basses températures et à des vitesses de déformation éle- vées /choc 7, certains métaux BCC, tels que des aciers au carbone non alliés, le molybdène et le tungstène, sont soumis à un accroissement si important de la limite élas- tique qu'un clivage /rupture fragile 7 peut se produire avant la génération d'un fluage plastique appréciable. Des métaux FCC, tels que le cuivre et l'aluminium, tendent à présenter un accroissement beaucoup moins impor- tant de leur résistance mais /et 7 une faible réduction, le cas échéant, de ductilité Ils présentent également aucune diminution brusque de l'absorption d'énergie de choc à basses températures C'est la raison pour laquelle des alliages d'aluminium et des alliages de fer austéni- tique et de nickel sont utiles à des applications à basse température " /La présente invention utilise de préférence de l'acier perlitique/ferritique ou tout autre acier BCC 7 "Bien que la courbe effort-déformation statique puisse chuter très rapidement avec l'accroissement de la température, le taux d'accroissement de la résistance résultant d'une charge de choc est beaucoup plus grand aux températures élevées qu'aux basses températures. * * * La résistance des métaux aux températures élevées est plus grande à des vitesses de déformation résultant de chocs qu'à des vitesses de déformation faibles La courbe effort-déformation dans le cas d'un choc à haute tempéra- ture s'étend bien au-dessous de la courbe de vitesse de déformation lente à la température ambiante comme montré sur la figure 6 7 " /en réalité 6 6; figure 8 G du présent mémoire sur laquelle un effort relatif et une déformation relative de 1,0 correspondent à l'effort et à la déforma- tion conformes à la résistance à la traction à la tempé- rature ambiante pour une déformation lente; sur cette figure, on indique en TA la température ambiante, en TI une température intermédiaire et en TH une haute tempé- rature_ 7, ( 12) TEMPERATURES DE TRANSITION DUCTILE-FRAGILE "The New Encyclopaedia Britannica" ( 15 ème édition), publiée pour Encyclopaedia Britannica, Inc. par Benton, dans Macropedia volume II, page 628, indique "La résilience de certaines matières varie à différentes températures, ces matières devenant très fragiles lorsqu'elles sont froides Les essais ont montré que la diminution de résilience et d'élasticité de la matière est souvent très brusque à une certaine tempéra- ture, qui est appelée la température de transition de cette matière " /La résilience telle qu'utilisée dans la citation précédente correspond à la ténacité Bien que la limite de rupture et la limite élastique augmentent avec le refroidissement, la limite élastique augmente plus rapidement jusqu'à ce qu'elle approche ou dépasse la résistance de clivage, induisant une rupture fragile La plupart des ruptures sont en partie ductiles, en partie fragiles et étant donné qu'un refroidissement accroit le pourcentage de la rupture fragile, l'énergie nécessaire à une rupture par choc chute avec l'abaissement de la température 7. ( 13) TEMPERATURE DE TRANSITION EN FONCTION DU TRAITEMENT THERMIQUE Conformément à l'ouvrage "Steel Castings Handbook", pages 15-5, 6: "Résistance-ténacité Plusieurs méthodes d'essai existent pour évaluer la ténacité de l'acier, ou la résistance à une rupture brusque ou fragile Elles compren- nent l'essai de choc sur éprouvette à entaille en V, au mouton-pendule de Charpy, l'essai à la masse tombante, l'essai d'arrachement dynamique et des processus spécia- lisés pour déterminer la ténacité à la rupture par défor- mation dans un plan Les résultats de tous ces essais sont utilisés et seront revus ici, car chacun de ces essais présente des avantages particuliers qui sont propres à la méthode d'essai, comme décrit dans le chapitre 4 - Functional Considerations in Design. "Les tendances de l'énergie de choc sur une éprouvette à entaille en V, soumise à l'action d'un mouton- pendule de Charpy, à la température ambiante, sur les figures * * * et * * * mofttrent l'effet distinct de la résistance et d'un traitement thermique sur la ténacité. Une ténacité plus élevée est obtenue lorsqu'un acier est trempé et revenu au lieu d'être normalisé et revenu L'effet du traitement thermique et de la température d'essai sur la ténacité déterminée lors de l'essai de Charpy est en outre illustré sur les figures 15-12 et 15-13 /Tigures 8 H et 8 I du présent mémoire 7 pour un acier au carbone et pour un acier coulé 8630 faiblement allié La trempe, suivie d'un revenu, donne une ténacité supérieure, comme indiqué par le décalage de la courbe de transition d'énergie de choc vers des températures inférieures La meilleure ténacité des aciers trempés et revenus est obtenue malgré le niveau de résistance plus élevé tel que mis en évidence pour l'acier coulé faiblement allié 8630 (figures 15-13) (figure 8 I du présent mémoire sur laquelle on indique en RT la résistance à la traction, en T la trempe, en R le revenu et en N la normalisation pour les différentes coulées essayées). "Des températures de transition de ductilité nulle, TTDN, de + 380 C jusqu'à -90 'C ont été enregistrées au cours d'essais portant sur des aciers non alliés et des aciers faiblement alliés, normalisés et revenus, dans la gamme de limites élastiques de 207 à 655 M Pa * *** ** Une comparaison des données ** ** ** montre les valeurs de ténacité supérieures, à des niveaux de résis- tance équivalents, que les aciers faiblement alliés offrent par rapport aux aciers non alliés Lorsque des aciers coulés sont trempés et revenus, la plage de résis- tance et de ténacité est donc élargie *** Des valeurs TTDN de + 100 C à 100 C peuvent être obtenues dans la plage de limites élastiques de 345 à 1345 M Pa, suivant le choix de l'alliage ***. "Une relation approximative existe entre le comportement en température-énergie de choc à l'essai au mouton-pendule" de Charpy sur éprouvette entaillée et la TTDN La TTDN coïncide souvent avec la température de transition d'énergie déterminée lors d'essais au mouton-pendule de Charpy *** "Les résultats de l'énergie de choc d'arrache- ment dynamique sont en rapport avec la résistance, le traitement thermique et la teneur de l'alliage d'une manière similaire à celle obtenue dans les essais de choc au mouton-pendule de Charpy et à masse tombante (TDN) " ( 14) TEMPERATURE DE TRANSITION DUCTILE-FRAGILE EN FONCTION DE LA COMPOSITION A la page 12, volume III de "Structure of Materials", supra, il est indiqué, en ce qui concerne les essais au choc, que: H* * * L'essai au choc est souvent utilisé pour évaluer la température de la transition de l'état ductile à l'état fragile, qui se produit lorsque la température est abaissée La température de transition dépend également de la forme de l'entaille de l'éprouvette Pour des matières identiques, plus l'entaille est effilée, plus la température de transition apparente est élevée Les résultats des essais au choc pour plusieurs matières sont indiqués sur la figure 1 9 " /figures 8 J du présent mémoire, sur laquelle la courbe 1 correspond à de l'acier à 0,01 % de carbone, la courbe 2 à du nickel, la courbe 3 à de l'acier à 0,43 % de carbone et la courbe 4 à de l'acier à 0,63 % de carbone 7. ( 15) TEMPERATURE DE TRANSITION POUR L'ACIER 1020 A la page 390, volume 1, "Metals Handbook-ASM", il est représenté sur la figure 21 b /figure 8 K du présent mémoire 7 la variation de l'énergie de choc Izod avec la température sur un barreau d'acier 1020 /Sur la figure 8 K, la courbe correspondant au barreau d'acier 1020 est formée au moyen de petits cercles, la courbe formée au moyen de triangles correspondant à du fer nodulaire et la courbe formée au moyen de petits ronds noirs correspondant à de l'acier ferritique maléable 7. ( 16) TEMPERATURE DE DUCTILITE NULLE Conformément à la norme ANSI/ASTM E 208-69 (réapprouvée en 1975) intitulée "Standard Method For Conducting Drop-Weight Test To Determine Nil Ductility Transition Temperature of Ferritic Steels", paragraphes 3 et 4: " 3 Signification 3 1 Les transitions cassure-résistance d'aciers ferritiques utilisés à l'état entaillé sont notablement affectées par la température Pour une température "basse" donnée, la dimension et l'acuité du défaut (entaille) déterminent le niveau d'effort nécessaire à l'amorçage de la rupture fragile Cette méthode d'essai a pour signifi- cation d'établir la température, définie ici comme la température TDN, à laquelle la courbe d'amorçage de "petits défauts", figure 1, tombe à des niveaux d'effort à la limite élastique nominale avec la température décroissante, c'est-à- dire le point indiqué TDN sur la figure 1. 3.2 Des interprétations d'autres états nécessaires à l'amorçage de la rupture peuvent être faites par l'utilisation du diagramme géné- ralisé défaut-dimension, effort-température montré sur la figure 1 Le diagramme découle d'une grande variété d'essais, à la fois des essais d'amorçage de rupture et des essais d'arrêt de rupture, en corrélation avec la température TDN établie par l'essai à masse tombante La validation du concept TDN a été soutenue par des corrélations avec de nombreuses ruptures en service apparues dans des applications à des navires, des récipients sous pression, des éléments de machine et des pièces d'acier forgé et d'acier coulé. 4 Définition 4.1 Température de transition de ductilité nulle (TDN) = La température maximale à laquelle une éprouvette de référence soumise à une masse tombante se brise lors d'un essai conforme aux instructions de cette méthode. ( 17) Conformément à Deformation and Fracture Mechanics of Engineering Materials", de Richard Hertzberg, pages 304 et suivantes: "En plus des déterminations de la température de transition à partir des données de l'essai Charpy, des températures critiques correspondantes peuvent être obtenues à partir d'autres éprouvettes de laboratoire, par exemple par les méthodes d'essai à masse tombante et d'arrêt de fissures Robertson L'éprouvette à masse tombante *** comprend une plaque plane dont une surface présente un bourrelet entaillé de métal d'apport fragile. Après avoir atteint une température d'essai souhaitée, la plaque est placée dans un support, le bourrelet de soudure tourné vers le bas, et frappée par une masse tombante Etant donné qu'une fissure peut commencer à se développer à la base de l'entaille du bourrelet de métal d'apport fragile avec une très faible énergie, le facteur critique est de savoir si la plaque de base peut supporter cette fissure en progression sans se briser Conformément à la norme ASTM E 208, la température de ductilité nulle (TDN) est définie comme la température au-dessous de laquelle la plaque "se brise" *** mais au-dessus de laquelle elle ne se brise pas Par conséquent, la TDN reflète un état bon, mauvais associé à un niveau négligeable de ductilité. "Des résultats d'essais TDN ont été utilisés dans la conception de structures réalisées en aciers ferri- tiques de faible résistance Par exemple, des températures minimales admissibles de service (Tmin) pour des structures présentant des fissures effilées ont été définies {mais peuvent être une fonction de l'épaisseur de la plaque): * "L'éprouvette Robertson est conçue pour mesurer une condition d'arrêt de fissure *** Cette éprouvette présente un trait de scie sur un côté de la plaque et elle est soumise à un gradient thermique établi sur la largeur de la plaque afin que l'entaille d'amorçage soit à la tem- pérature la plus basse, tandis que le côté droit de la plaque est considérablement plus chaud Après qu'une charge uniforme a été appliquée perpendiculairement au plan de la fissure d'amorçage, la plaque est frappée sur le côté froid, provoquant le développement d'une fissure instable à partir du fond de l'entaille d'amorçage qui est froide. La fissure se développe à travers la plaque jusqu'à ce qu'elle rencontre dans la plaque une température à laquelle la matière offre une résistance beaucoup trop grande pour permettre la poursuite du développement de la fissure; ceci est défini comme étant la température d'arrêt de fissure (TAF) A partir de ces essais, il a été démontré que la TAF dépend de la matière, de l'amplitude de l'effort appliqué, et de l'épaisseur de l'éprouvette. * * * * *-* * * * * LIMITTIONS DE LA PHILOSOPHIE DE LA TEMPERATURE DE TRANSITION "Il est important de reconnaître certaines limitations à l'application de la philosophie de la tempé- rature de transition en ce qui concerne la conception des pièces Tout d'abord, l'amplitude absolue de la tempé- rature de transition déterminée expérimentalement, comme définie par l'une quelconque des méthodes décrites précé- demment (énergie absorbée, ductilité et aspect de la cassure), dépend de l'épaisseur de l'éprouvette utilisée dans le programme d'essai Ceci est dû à la possibilité d'une transition de l'état d'efforts, déformation plane- effort plan, lorsque l'épaisseur de l'échantillon varie. En évaluant cet effet, McNicol constate que la température de transi- tion dans plusieurs aciers, basée sur les critères d'éner- gie, de ductilité et d'aspect de la cassure, augmente avec l'épaisseur t du barreau de l'essai Charpy La figure 9 11 /-figure 8 L du présent mémoire 7 montre les varia- tions de l'énergie absorbée par une éprouvette de 2,5 mm d' épaisseur en fonction de la température et le pourcentage de rupture par cisaillement en fonction de l'épaisseur de l'éprouvette pour un acier au carbone et manganèse, laminé à chaud, A 283 Il apparaît clairement sur cette figure que la température de transi- tion augmente avec l'épaisseur De plus, la température de transition est différente suivant les deux critères. Lorsque l'épaisseur de l'éprouvette augmente, on peut pré- voir que la température de transition s'élève jusqu'à une certaine valeur limite à laquelle des conditions de déformation plane complète sont atteintes Cette condition ressort de la figure 9 12 /figure 8 M du présent mémoire 7 qui montre la température de transition atteignant un niveau maximal avec l'accroissement d'épaisseur pour trois alliages d'acier différents. Il est alors clair que la température de transi- tion définie dépend non seulement des critères de la mesure, mais également de l'épaisseur du barreau d'essai Par conséquent, les résultats de laboratoire peuvent ne pas être en relation directe avec les caractéristiques de température de transition de la pièce réelle si l'épaisseur de cette dernière est différente de celle du barreau d'essai. Pour éliminer cette difficulté, l'essai d'arrachement dynamique (AD) et l'essai d'arrachement à masse tombante AMT) ont été développés, essais dans lesquels l'épaisseur de l'éprouvette est élevée jusqu'à l'épaisseur totale de la plaque *** Les deux essais impliquent une flexion par trois points d'une éprouvette entaillée La différence fondamentale entre les deux essais est le détail de l'en- taille; l'essai AMT utilise une entaille peu profonde ( 5 mm) qui est réalisée dans le bord de l'éprouvette par empreintes formées au moyen d'un outil effilé, tandis que l'entaille AD est plus profonde et imprimée dans une soudure réalisée au faisceau d'électrons, fragilisée au titane Ces éprouvettes sont brisées dans des appareils soit à pendule, soit à masse tombante, étalonnés pour mesu- rer l'énergie de rupture de l'éprouvette On peut donc obtenir des courbes d'absorption d'énergie en fonction de la température d'essai de la même manière que sur des éprouvettes de l'essai Charpy Ainsi, les éprouvettes AMT et AD peuvent être considérées comme des éprouvettes Charpy surdimensionnées La différence principale réside dans le fait que ces éprouvettes sont beaucoup plus épaisses et plus larges qué les éprouvettes Charpy, ce qui a pour résultat une contrainte plastique beaucoup plus grande au fond de l'entaille En conséquence, la température de transition est décalée notablement vers des températures plus élevées (figure 9 14) /figure 8 N du présent mémoire 7. Il est important de noter sur la figure 9 14 que les résultats de l'essai AD, de l'essai d'arrêt de fissures Robertson et de l'essai TDN à masse tombante indiquent tous une réponse de la matière fragile à environ -20 'C pour cette matière, tandis que l'essai Charpy indique un compor- tement très tenace Ces différences nettes entre les résul- tats d'essais sont très troublantes lorsque des décisions de conception d'ingéniérie doivent être prises. "En plus des effets température de transition- épaisseur, il existe des incertitudes concernant les effets de la longueur de la fissure Ceci peut être vu lorsque l'on considère les implications d'une représentation graphique de l'équation 8-22 (figure 9 15) /Tigure 80 du présent mémoire 7 On voit la relation générale entre la dimension du défaut et le niveau d'effort admissible pour une matière ayant un niveau de ténacité donné Le trait plein représente la ténacité Kc de la matière, en supposant des conditions idéalement élastiques, et la partie pointillée de la courbe reflète la réalité de la plasticité de l'extrémité de la fissure Sur la base de l'énergie né- cessaire pour briser un élément, des conditions fragiles peuvent être associées au tronçon de droite de la courbe, tandis qu'un comportement tenace apparaît dans des condi- tions associées au tronçon gauche de la courbe Par 'consé- quent, il apparaît qu'un barreau entaillé ayant une longueur de fissure a 1 est fragile à la température ambiante, mais que la même matière, ayant une longueur de fissure a 3, présente un comportement tenace Si une éprouvette ayant une longueur de fissure intermédiaire, à savoir a 2, était essayée, la matière serait également tenace à la température ambiante Etant donné que la région fragile de cette courbe est tronquée par l'amorce de la déformation plastique lorsque 1 ' effort appliqué atteint la limite élastique de la matière, le domaine de fragilité peut être étendu sim- plement par abaissement de la température d'essai Par conséquent, si la température d'essai était réduite de T 1 à T 2, la réponse de l'éprouvette ayant une longueur de fissure a 2 changerait de la ténacité à la fragilité, et l'éprouvette ayant une longueur de fissure a 3 présente- rait encore une grande ténacité Une réduction supplémen- taire de la température serait nécessaire à cette éprou- vette pour qu'elle présente un comportement fragile. "Il ressort de la description précédente qu'une large plage de "températures de transition" peut être obtenue simplement par modification de l'épaisseur de l'éprouvette et/ou longueur de fissure du barreau d'essai. C'est la raison pour laquelle des valeurs de température de transition obtenues en laboratoire sont en relation limitée avec le comportement de la pièce grandeur nature, nécessitant ainsi une gamme de facteurs de correction comme décrit précédemment. "Comme mentionné ci-dessus, l'amorce d'une rupture fragile ne s'accompagne pas toujours de l'apparition du mécanisme de rupture microscopique par clivage Il devrait plutôt être possible de choisir une dimension d'éprouvette pour une matière donnée, et d'adapter à la fois l'épaisseur et les dimensions en plan afin qu'il apparaisse une transi- tion d'énergie en rupture induite par la température, une amplitude de contraction latérale et un aspect de rupture microscopique sans la nécessité d'une transition à mécanis- me microscopique La figure ***, du travail de Begley en apporte la preuve Des barreaux Charpy d'épaisseur inférieure à la normale, en alliage d'aluminium 7075-T 641, ont été essayés et présentent une transition induite par la température dans l'énergie de choc et l'aspect de la cassure Comme indiqué à la figure ***, aucune transition de ce type n'est observée lors de la rupture d'éprouvettes Charpy normales en alliage d'aluminium " ( 18) Voir figures 15-15, 16, 17 jigures 8 P, 8 Q, 8 R du présent mémoire 7, de "Steel Castings Handbook", 5 ème édition, pages 15-7 /Sur la figure 8 P, on indique la tempé- rature de transition de ductilité nulle (TTDN) et la limite élastique d'aciers coulés commerciaux, trempés et revenus (section de 38 mm); sur la figure 8 Q, on indique les valeurs TTDN (triangles) et la bande de dispersion des courbes de transition d'énergie établies par l'essai Charpy pour plusieurs aciers C-MN coulés, trempés et revenus (A-216, qualité WCC); résistance à la traction nominale 552 MPA; sur la figure 8 R, on indique les bandes de dispersion des courbes de transition d'énergie déterminées par essai Charpy sur éprouvettes entaillées et par essai d'arrachement dynamique pour plusieurs coulées d'acier C-MN, suivant la normale STM A 216, type WCC; les valeurs représentent la surface et les positions des centres de plaques coulées de 76 mm 7 ( 19) Voir figure 9 11 /figure 8 L du présent mémoire 7 à la page 307 de "Deformation and Fracture Mechanics of Engineering Materials" de Richard W Hertzberg /sur la figure 8 L, on montre les courbes transition- température basées sur l'énergie absorbée, l'aspect de la cassure et la ductilité de l'entaille (d'après W S PELINI, publi- cation technique spéciale ASTM 158, 1954, page 222)7. ( 20) Conformément à "The Structure and Properties. of Materials, vol III, "Mechanical Behavior", de Hayden, Moffatt & Wolff, publié en 1965 par John Wiley & Sons, pages 159-161: " 7 7 TRANSITION DUCTILE-FRAGILE Une transition d'une rupture ductile à une rupture fragile peut être observée dans des métaux BCC lors d'une diminution de la température, d'un accroissement de la vitesse de déformation ou d'un entaillage de la matière L'essai au choc sur barreau entaillé décrit dans la partie 1.5 peut être utilisé pour déterminer la plage de températures sur laquelle la transition a lieu. Dans cet essai, la détermination de la température de transition dépend ( 1) de la transition de l'énergie absorbée, ( 2) de la transition de ducti- lité, ( 3) du changement d'aspect de la cassure, et ( 4) de la contraction au fond de l'entaille. La courbe supérieure de la figure 7 12 /figure 8 S du présent mémoire 7 montre la transition basée sur l'absorption d'énergie, la courbe du milieu montre une transition de rupture et la courbe inférieure montre une transition de ductilité. Il est tout à fait évident que la température de transition n'est pas une température nettement définie, et des essais portant sur le même lot de matière présentent une dispersion appréciable. En général, plus l'entaille est effilée, plus la température de transition est élevée Ceci est montré de manière évidente sur la figure 7 12 /figure 8 S du présent mémoire 7 o des courbes correspondant à des éprouvettes à entaille en V de Charpy sont comparées à des courbes correspon- dant à des éprouvettes à mortaise de Charpy Pour des aciers et des éprouvettes à entailles en V, la température de transition est considérée comme la température à laquelle une énergie de 13,5 ou 20 Joules est absorbée La température de transition est souvent prise comme étant celle à laquelle on obtient une rupture fibreuse (ci- saillement) à 50 % Lorsqu'on utilise un critère de ductilité, la température de transition est arbitrairement établie pour une contraction laté- rale de 1 % à l'entaille En général, le critère de rupture pour l'estimation de la température de transition donne habituellement une tempéra- ture de transition plus élevée que celle obtenue avec des paramètres d'énergie ou de ductilité. La dispersion des mesures de température de transition est néanmoins importante et dépend dans une large mesure des conditions d'essais. "La dimension d'une entaille dans les éprou- vettes d'essais au choc est importante pour l'in- terprétation de l'origine d'une rupture fragile. L'entaille détermine-une concentration de contraintes et une contrainte pour la déformation plastique à son extrémité Lorsqu'une charge est appliquée, la région entaillée est dans un état de tension triaxiale Une déformation par glissement ou ductile, qui exige un cisaillement, sera suppri- mée par un tel état de contrainte Ainsi, une éprouvette entaillée peut supporter un niveau d'effort de traction réel beaucoup plus élevé qu'une éprouvette non entaillée Lorsqu'une éprouvette entaillée est soumise à une charge assez élevée en traction simple, la matière de l'entaille tend à fléchir Elle tend ainsi à se rétracter vers l'intérieur dans le plan per- pendiculaire à l'effort de traction appliqué. Le métal s'étendant au-dessus et au-dessous de l'entaille ne fléchit pas et empêche une flexion de la matière de l'entaille Cette dernière est donc soumise à trois contraintes de traction (contrainte triaxiale) La première est la contrainte de traction appliquée, et les deux autres sont les contraintes de traction horizontales induites Si une éprouvette de traction en acier doux non entaillée est soumise au même effort appliqué de traction réelle qu'une éprouvette entaillée, elle fléchit sous moins de la moitié de la charge réelle de traction supportée par l'éprouvette entaillée Dans le cas d'une entaille idéalement profonde et nette, lteffort réel de traction nécessaire pour faire fléchir une éprou- vette entaillée est égal à trois fois celui demandé pour une éprouvette non entaillée L'en- taille constitue donc une contrainte plastique. * L'état triaxial d'effort qu'elle induit limite la déformation plastique et favorise une rupture fragile. "Dans des matières dont l'effort de déforma- tion permanente augmente brusquement avec l'accroissement de la vitesse de déformation ou la diminution de la température, par exemple de l'acier doux, la présence d'entailles et de micro-fissures peut induire une fragilité A des températures intermédiaires /Voir page 132 de la référence 7, une rupture fragile n'apparaît qu'après que l'extrémité de la fissure a atteint une vitesse relativement élevée La vitesse élevée de déformation à la tête d'une fissure se propageant rapidement a alors été associée à la contrainte plastique pour élever l'effort de déformation permanente au-dessus de celui nécessaire au clivage (rupture fragile) Ainsi, si une entaille très effilée est réalisée dans une plaque d'acier et qu'elle est ouverte par arrachement sous traction, une déformation plas- tique au fond de l'entaille apparaît dans toutes les conditions d'essais Cette déformation plas- tique se présente sous la forme d'une petite encoche et elle est d'une amplitude suffisante pour que, dans des plaques de 12,5 mm d'épaisseur, présentant des entailles effilées à l'échelle atomique, l'ondulation résultante puisse être effectivement ressentie à la surface de l'éprou- vette " et à la page 164, une définition est donnée "Rupture fragile: un mode de rupture caractérisé par la nucléation et la propagation rapide d'une fissure accompagnées d'une déformation plastique très faible Les surfaces d'une rupture fragile se produisant dans des ma- tières cristallines peuvent être identifiées par leur aspect brillant et granulaire " ( 21) Les résultats des essais portant sur certaines fourrures de protection, à différentes températures et vitesses de charge, ont été décrits de la manière suivante "On a procédé à quatre essais pour tenter d'éta- blir la façon dont des paramètres différents affectent la fissuration de fourrures "wear-knot (marque commerciale) pouvant se fissurer Sur les quatre essais effectués, la fourrure présentait, sur ses deux côtés, une rainure ménagée dans l'entaille et prolongée au-delà de l'entaille, jusqu'aux extrémités de la fourrure. L'essai N O 1 a été effectué à la température ambiante, au moyen d'un choc pour essayer de fragmenter la fourrure Il a été impossible de fissurer la fourrure à l'aide de cette méthode Une mesure du diamètre intérieur de la fourrure avant et après l'essai n'a montré aucune déformation. L'essai N O 2 était également un essai au choc. Cette fourrure a d'abord été refroidie dans une solution de neige carbonique et d'acétone Ceci a fait descendre la température de la fourrure à environ -780 C Sous l'effet d'un choc, cette fourrure s'est rompue, mais seulement sur un côté Des chocs répétés plusieurs fois (environ 6 fois) ont finalement provoqué la rupture de l'autre cbté Ceci montre que das températures d'environ -730 C ne sont pas assez basses pour effectuer une bonne opération de division de la fourrure. L'essai no 3 n'était pas un essai au choc Cette fourrure a été placée dans le dispositif de division et poussée hydrauliquement pour produire une séparation lente. Dans cet essai, la fourrure a été refroidie à l'azote liquide faisant descendre la température à -1960 C Lors du déroulement de l'essai, la fourrure s'est rompue conve- nablement comme lors de l'essai au choc à l'azote décrit précédemment. Le quatrième essai a été effectué à la tempéra- ture ambiante et avec utilisation d'une action hydraulique. Dans ce cas, on n'a obtenu aucune rupture fragile La fourrure s'est déformée, puis brisée sur un côté Sous l'effet de la poursuite de la poussée, la fourrure s'est simplement ouverte, sans se rompre sur l'autre côté. Tous ces essais portaient sur des fourrures présentant des rainures Il semble que ces dernières n'ont aucun effet sur la forme de la croissance de la fissure vers le haut et vers le bas de la fourrure " REVENDICATIONS 1 Procédé de fixation d'une fourrure à un tube, carac- térisé en ce qu'il consiste à rompre la fourrure ( 21) en plu- sieurs segments, à assembler les segments de la fourrure au- tour du tube ( 201) de manière que les surfaces de rupture s'ajustent, à souder les segments de la fourrure les uns aux autres et à fixer les segments de la fourrure sur le tube pour empêcher tout mouvement rotatif et axial par rapport au tube. 2 Procédé selon la revendication 1, utilisé pour la fabrication d'une tige de forage protégée qui comprend un tu- be ( 201) présentant un raccord de tige ( 217, 219) à chaque extrémité et qui est entouré d'une bande de protection dispo- sée entre les raccords de tige dont elle est espacée axiale- ment, caractérisé en ce qu'il consiste à utiliser un tube pou- vant comporter un raccord de tige à chaque extrémité, à uti- liser une bande de protection comprenant une fourrure métal- lique circonférentielle ( 21) réalisée d'une seule pièce homo- gène, à former plusieurs gorges ( 23) dans la fourrure, d'un point adjacent à une extrémité jusqu'à un point adjacent à l'autre extrémité de la fourrure, les gorges n'étant pas es- pacées circonférentiellement de plus de 1800, à dilater ou mettre en expansion la fourrure afin de la rompre le long desdites gorges en plusieurs segments, à placer les segments, avec les surfaces de rupture alignées, pour reformer la four- rure autour du tube,dans la position axiale souhaitée le long de ce dernier, et à souder les segments les uns aux autres le long des gorges. 3 Procédé selon la revendication 2, caractérisé en ce qu'il consiste à refroidir la fourrure avant qu'elle soit rompue, au moins à la température de transition ductile-fra- gile, et à dilater la fourrure pendant qu'elle est à une tem- pérature au moins aussi basse que la température de transition. 4 Procédé selon la revendication 3, caractérisé en ce que la fourrure est réalisée en acier et en ce que le-refroi- dissement s'effectue à une température descendant au moins à -1300 C. Procédé selon la revendication 4, caractérisé en ce que l'on effectue le refroidissement en plaçant la fourrure dans de l'azote liquide. 6 Procédé selon la revendication 5, caractérisé en ce qu'il consiste à former une rainure ( 25) dans le fond de cha- que gorge avant la rupture de la fourrure. 7 Procédé selon l'une quelconque des revendications 2 à 6, caractérisé en ce que l'expansion consiste à placer la fourrure sur un mandrin tubulaire fendu ( 61), présentant une conicité intérieure, et à introduire un coin ( 81) dans le mandrin. 8 Procédé selon l'une quelconque des revendications 2 à 6, caractérisé en ce que le soudage consiste à maintenir les segments assemblés initialement au moyen d'une pince ( 205), à isoler la fourrure du tube à l'aide d'une bande ( 207) de métal ne collant pas au métal d'apport, cette bande étant pla- cée entre la fourrure et le tube, le long du bord intérieur de l'une des gorges, et à remplir la gorge de métal d'apport, et à répéter les étapes d'isolation et de remplissage pour chaque gorge. 9 Procédé selon l'une quelconque des revendications 2 à 6, caractérisé en ce que la fixation consiste à faire couler une matière plastique adhésive entre la fourrure et le tube et à faire durcir la matière plastique. 10 Procédé selon l'une quelconque des revendications 2 à 6, caractérisé en ce que la fourrure d'origine présente, avant rupture, une gorge annulaire extérieure ( 31) qui est reformée lorsque la fourrure est immobilisée lors du soudage, et qui est remplie d'une matière dure de revêtement. 11 Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce que la fixation des segments de la fourrure sur le tube est effectuée en collant sur le tube les segments, soudés ensem- ble, de la fourrure. 12 Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce que la dilatation ou expansion de la fourrure est réalisée au moyen d'un dispositif d'expansion comprenant un mandrin tubu- laire fendu ( 61) qui présente une conicité intérieure, les parties ( 63) du mandrin étant maintenues assemblées par 2523 Z 04 plusieurs bagues ( 67, 68) en élastomère disposées à l'inté- rieur de gorges annulaires ( 65, 66) formées à la circonfé- rence du mandrin. 13 Procédé selon la revendication 12, caractérisé en ce que l'expansion est effectuée en enfonçant dans le mandrin un cône ( 81) à coins qui présente une surface extérieure co- nique ( 83) s'ajustant dans le diamètre intérieur du mandrin. 14 Tige de forage résultant du procédé selon la reven- dication 11, caractérisée en ce qu'elle comporte un tube ( 201), un raccord de tige ( 217, 219) à chaque extrémité du tube, une fourrure cassée ( 21) soudée autour du tube, et un ciment adhé- sif placé entre la fourrure et le tube et fixant la fourrure afin de l'empêcher de se déplacer axialement et circonféren- tiellement par rapport au tube. 15 Tige de forage selon la revendication 14, caracté- risée en ce que la fourrure est cassée et soudée suivant plu- sieurs lignes ( 203) parallèles à l'axe de la fourrure et sui- vant des gorges ( 23) s'étendant d'une extrémité à l'autre de la fourrure. 16 Tige de forage selon la revendication 14, caracté- risée en ce que les gorges et les lignes sont espacées d'au moins 1800. 17 Tige de forage selon l'une des revendications 15 et 16, caractérisée en ce que la fourrure présente une coni- cité à chaque extrémité ( 29) et en ce que les gorges sont plus profondes dans leur partie située entre les extrémités coniques qu'à ces extrémités.