FR 2847617 A1 20040528 FR 0313195 A 20031110 i ACTIONNEMENT FLUIDIQUE POUR DES PERFORMANCES DE DIFFUSEUR AMELIOREES Cette invention porte globalement sur un système d'actionnement fluidique, et en particulier, cette invention porte sur un actionnement fluidique pour des performances s de diffuseur améliorées. Le rapport maximal de l'aire de sortie à l'aire d'entrée d'un diffuseur d'échappement de turbine à gaz (et en conséquence la quantité de diffusion effective d'écoulement après le dernier étage de turbine) est typiquement limité par des facteurs de décollement d'écoulement et/ou de longueur axiale admissible du diffuseur. L'écoulement dans le diffuseur va être décollé si l'expansion est trop rapide (grand angle de diffuseur) ou si le rapport d'aires du diffuseur est trop élevé. Pour une longueur de diffuseur donnée, le rapport d'aires est déterminé par l'angle d'expansion du diffuseur. L'angle inclus maximal qui peut être toléré avant qu'un décollement d'écoulement significatif se produise est généralement de l'ordre de 10 degrés. Pour des diffuseurs qui ne sont pas limités en longueur, le rapport d'aires maximal qui peut être toléré avant qu'un décollement significatif se produise est généralement de l'ordre de 2,4 (aire de sortie divisée par l'aire d'entrée). Pour un écoulement attaché, le rendement en pression (récupération de pression) est une fonction du rapport d'aires et croît quand le rapport d'aires croît. Pour des systèmes d'échappement de turbine, n'importe quelle contrainte sur le rapport d'aires du diffuseur d'échappement impose une limitation sur le travail maximal qui peut être extrait de la turbine. Un modèle qui permettrait de plus grands angles de diffusion sans décollement de l'écoulement sur la même ou une plus petite longueur axiale permettrait de plus grands rapports d'aires, un meilleur rendement en pression et un meilleur rendement de la turbine à gaz. Pour des systèmes qui ont déjà un rendement en pression acceptable, le résultat pourrait être une réduction significative de la longueur du diffuseur. Actuellement, le système de diffusion d'échappement sur une turbine à gaz de classe F occupe jusqu'à environ la moitié de la longueur totale de la turbine à gaz. Enfin, les performances du diffuseur concernant le rendement en pression peuvent être fortement affectées par le profil d'écoulement d'entrée du diffuseur. Pour une turbine à gaz de classe F typique, le profil de l'écoulement d'entrée varie en fonction de la charge de la machine et de la puissance produite. Des diffuseurs de turbine sont conçus pour atteindre le meilleur rendement en pression dans des conditions de fonctionnement à pleine charge. Dans des conditions de charge partielle, en raison de profils d'écoulement d'entrée non prévus et de décollements d'écoulement résultants, le rendement en pression du diffuseur peut être dégradé par un facteur 3. De manière similaire, les performances d'un système d'échappement de turbine à vapeur sont limitées par des contraintes géométriques et un phénomène de décollement d'écoulement. Par exemple, la longueur axiale de la bâche d'échappement aval ne peut pas être augmentée sans changer l'écartement des paliers du rotor de la machine, et le rapport d'aires maximal admissible à travers le chemin d'écoulement du guide de vapeur, avant qu'un décollement d'écoulement ne se produise, donne une faible valeur du coefficient de rendement en pression, de 0,3 pour la bâche d'échappement entière. Pour un type de diffuseur d'écoulement axial utilisé dans des turbines à vapeur, l'angle inclus maximal qui peut être toléré avant qu'un décollement significatif (et des pertes significatives) ne se produise est de l'ordre de 10-15 degrés. Ce phénomène, en plus de contraintes sur la longueur du diffuseur, limite le coefficient de rendement en pression de l'échappement à une valeur de 0,25-0,3. Auparavant, des options ayant été identifiées pour améliorer les performances d'un diffuseur par rapport aux modèles conventionnels comprennent le fait d'utiliser des aubes séparatrices, des générateurs de tourbillons et des riblets sur les parois. Les aubes séparatrices ont le désavantage d'accroître les frottements superficiels (et en conséquence les pertes) et semblent ne fonctionner relativement bien que pour des écoulements d'entrée uniformes. Un tourbillon d'entrée, par exemple, peut détériorer sensiblement les performances. Les générateurs de tourbillons et autres dispositifs passifs requièrent un écoulement central à quantité de mouvement élevée pour ré-exciter la couche limite et retarder le décollement. En principe, on s'attend à ce qu'ils ne permettent pas d'obtenir une amélioration substantielle des performances du diffuseur si, comme c'est le cas en aval du dernier étage de turbine à l'entrée du diffuseur, le profil d'écoulement en entrée du diffuseur est sévèrement oblique et caractérisé par de grandes zones de fluide à quantité de mouvement faible au voisinage du point de décollement. L'obtention d'une amélioration des performances d'un diffuseur par utilisation de nervures/riblets sur les parois divergentes du diffuseur est incertaine. Les inconvénients et déficiences indiqués plus haut, et d'autres, sont surmontés ou atténués par un diffuseur augmenté par actionnement fluidique, le diffuseur comprenant un axe longitudinal, une entrée de diffuseur ayant une largeur W, une section divergente ayant une paroi de diffuseur, une ouverture dans la paroi de diffuseur adjacente à l'entrée de diffuseur, et un passage courbe adjacent à l'ouverture, le passage courbe étant à courbure convexe par rapport à l'axe longitudinal, le passage courbe servant à introduire un jet secondaire dans l'ouverture et le long de la paroi du diffuseur pour maintenir le jet secondaire le long de la paroi par effet Coanda. Une unité de surpression indépendante peut être reliée au passage courbe. Le diffuseur peut comprendre une pluralité d'ouvertures réparties autour de la circonférence de la paroi de diffuseur, qui peuvent être régulièrement réparties. Du fluide peut aussi être injecté dans le diffuseur par une ouverture dans un corps central placé à l'intérieur du diffuseur. Le diffuseur peut comprendre en outre un collecteur annulaire monté autour de la circonférence d'un corps extérieur du diffuseur, le collecteur annulaire collectant du fluide provenant d'une source extérieure et distribuant le fluide vers les ouvertures. Du fluide sortant du diffuseur, et/ou du fluide provenant d'une unité de surpression indépendante, peut être transféré vers le collecteur annulaire. L'ouverture peut être une ouverture circulaire ayant un diamètre compris entre 0,02W et 0,05W, et/ou une fente annulaire ayant une hauteur comprise entre 0,015W et 0,02W. Le diffuseur peut en outre comprendre une voie d'air dirigeant de l'air provenant d'une turbine en amont vers le passage courbe. Dans une autre forme de réalisation, une turbine à gaz ayant un diffuseur augmenté par actionnement fluidique comprend une entrée de diffuseur par laquelle passe un écoulement principal d'air dans une direction d'écoulement principal, une section divergente ayant une paroi de diffuseur, un noyau central placé à l'intérieur de la section divergente, au moins une ouverture dans la paroi de diffuseur adjacente à l'entrée de diffuseur, et au moins une ouverture dans une paroi du noyau central au voisinage de l'entrée de diffuseur. Dans une autre forme de réalisation, une turbine à gaz ayant un diffuseur augmenté par actionnement fluidique comprend une entrée de diffuseur placée adjacente à la turbine, une section divergente ayant une paroi de diffuseur, une ouverture dans la paroi de diffuseur, un orifice de sortie dans la turbine, l'orifice de sortie étant distinct d'une sortie principale de la turbine, et une voie d'air s'étendant de l'orifice de sortie à l'ouverture, par laquelle de l'air est extrait de la turbine et introduit dans la section divergente. Dans une autre forme de réalisation, une turbine à vapeur comprend un étage final de turbine, un diffuseur d'écoulement axial recevant un écoulement principal provenant de l'étage final de turbine, une paroi divergente dans le diffuseur d'écoulement axial, la paroi divergente s'étendant d'une entrée de diffuseur à une sortie - - M -4e eeiffuseur, un noyau central dans le diffuseur d'écoulement axial, une ouverture dans la paroi divergente et une ouverture dans le noyau central pour un actionnement fluidique de l'écoulement principal, les ouvertures étant situées en aval de l'entrée de diffuseur et en amont d'un point en lequel un décollement de couche limite se produirait le long des parois d'un diffuseur sans les ouvertures. Dans une autre forme de réalisation, une turbine à vapeur comprend un étage final de turbine, une bâche d'échappement aval, un cône central dans la bâche d'échappement aval, un passage de guidage de vapeur dans la bâche d'échappement aval recevant un écoulement principal d'air provenant de l'étage final de turbine, et une ouverture dans le guide de vapeur pour un actionnement fluidique de l'écoulement principal, l'ouverture étant située en aval de l'entrée du guide de vapeur et en amont d'un point en lequel un décollement de couche limite se produirait le long d'un guide de vapeur sans l'ouverture. Dans une autre forme de réalisation, un procédé d'amélioration des performances d'un diffuseur comprend le fait de faire passer un écoulement principal à travers le diffuseur, ménager une ouverture dans une paroi du diffuseur, choisir une source de fluide, injecter du fluide dans l'ouverture pour éviter un décollement de l'écoulement principal par rapport à la paroi du diffuseur, et diriger le fluide à un angle par rapport à l'écoulement principal et par rapport à la paroi du diffuseur qui va maximiser l'efficacité. La présente invention sera mieux comprise à l'étude de la description détaillée suivante de quelques formes de réalisation préférées, illustrée par les dessins annexés dans lesquels: la figure 1 est un schéma d'un diffuseur bidimensionnel (2D) avec actionnement fluidique (soufflage d'entrée); la figure 2 représente un tracé des contours de vitesse axiale obtenu par simulation sur ordinateur d'un diffuseur 2D sans actionnement fluidique; la figure 3 représente un tracé des contours de vitesse axiale obtenu par simulation sur ordinateur d'un diffuseur 2D avec actionnement fluidique (soufflage d'entrée); la figure 4 est un graphe du rendement en pression en fonction du débit massique d'injection relatif pour un diffuseur 2D; la figure 5 est un schéma d'un diffuseur d'échappement pour une turbine à gaz; la figure 6 est un graphe de deux distributions de pression totale d'entrée utilisées pour l'étude numérique du diffuseur; la figure 7 est un graphe de Cp en fonction du nombre de Mach pour un diffuseur ayant des entretoises incorporant les résultats à la fois d'expériences et de simulations numériques; la figure 8 est un graphe de Cp en fonction du nombre de Mach pour un diffuseur sans entretoises ni aubes radiales; la figure 9 représente des tracés des contours de vitesse d'un diffuseur annulaire à grand angle (14 degrés) sans et avec soufflage d'entrée; la figure 10 est un schéma simplifié du diffuseur de la figure 5; la figure 11 est un schéma d'un diffuseur d'échappement annulaire augmenté par actionnement fluidique (soufflage d'entrée) utilisant une extraction d'air de la turbine; la figure 12 est un graphe du pourcentage Wgain/Wturbine en fonction du rapport de débits massiques exprimé en pourcentage pour un diffuseur augmenté par actionnement fluidique utilisant une extraction d'air de la turbine; la figure 13 représente les formules servant à calculer Wgain/Wturbine sur la figure 12; la figure 14 est un schéma d'un diffuseur d'échappement annulaire augmenté par actionnement fluidique (soufflage d'entrée) utilisant un surpresseur indépendant comme source de soufflage; la figure 15 est un graphe du pourcentage Wgain/Wturbine en fonction du rapport de débits massiques exprimé en pourcentage pour un diffuseur augmenté par actionnement fluidique utilisant un surpresseur indépendant comme source de soufflage; la figure 16 représente les formules servant à calculer Wgain/Wturbine sur la figure 15; la figure 17 est un schéma des angles utilisés pour définir la direction d'injection par trou; la figure 18 est un schéma d'un trou/d'une fente de soufflage à effet Coanda; la figure 19 est un schéma d'un diffuseur d'échappement annulaire augmenté par actionnement fluidique (soufflage d'entrée) utilisant de l'air ambiant comme source de soufflage; la figure 20 est un schéma d'un modèle de diffuseur 2D à grand angle avec soufflage d'entrée; la figure 21 est un graphe de Cp mesuré en fonction du rapport de débits massiques mesuré pour le modèle de diffuseur de la figure 20; la figure 22 est une vue de côté partielle d'un modèle de diffuseur annulaire à grand angle (14 degrés) muni d'un soufflage d'entrée; la figure 23 est une vue de côté d'un modèle de diffuseur à grand angle (14 degrés) muni d'un soufflage d'entrée; la figure 14 est une perspective d'un modèle de diffuseur à grand angle (14 degrés) muni d'un soufflage d'entrée; la figure 25 représente un équipement avec le modèle de diffuseur des figures 22-24; la figure 26 est un graphe comparant les résultats d'expériences et de simulations sur ordinateur; la figure 27 est un schéma d'un diffuseur d'écoulement axial de turbine à vapeur augmenté par actionnement fluidique; et la figure 28 est un schéma d'une bâche d'échappement aval de turbine à vapeur augmentée par actionnement fluidique. La présente invention emploie un actionnement fluidique pour permettre de concevoir des diffuseurs de turbine selon un ou plusieurs des critères suivants: pour une valeur donnée du rapport d'aires, concevoir des diffuseurs plus courts afin de réduire les cots et de minimiser la longueur de la turbine; pour une valeur donnée de la longueur du diffuseur, augmenter l'angle d'expansion (rapport d'aires) afin d'améliorer les performances du diffuseur et d'accroître le rendement de la turbine; monter en rattrapage des actionneurs fluidiques sur des diffuseurs existants ayant un écoulement décollé afin d'améliorer leurs performances dans toutes les conditions de fonctionnement (par exemple sous pleine charge et sous charge partielle). Il est montré plus bas que l'application d'un actionnement fluidique à l'écoulement décollé d'un diffuseur permet d'améliorer significativement le rendement en pression du diffuseur d'échappement dans différentes conditions de fonctionnement. Un système d'actionnement fluidique, conçu pour améliorer les performances d'un diffuseur, peut être décrit par rapport à la géométrie d'un diffuseur bidimensionnel idéal. Des résultats de simulations numériques d'écoulement sont discutés plus bas. Dans les cas étudiés, l'écoulement principal dans le diffuseur se décolle à l'entrée de la section divergente du conduit à cause du grand angle du diffuseur. La figure 1 représente un diffuseur 10 ayant une première extrémité 12 et une seconde extrémité 14. La première extrémité 12 définit l'entrée 16 du diffuseur qui reçoit l'écoulement principal 18 provenant de la turbine à gaz ou à vapeur ou autre moteur en amont de la première extrémité 12. Bien que l'écoulement principal 18 soit représenté comme circulant le long de l'axe longitudinal 20 du diffuseur 10, on comprendra que l'écoulement principal 18 remplit la largeur w de l'entrée de diffuseur 16. Le diffuseur 10 comprend en outre une paroi divergente 22 définissant une section divergente 23. Les performances (rendement en pression) du diffuseur dépendent du rapport des aires d'un côté à l'autre du diffuseur. Tant que la couche limite se formant le long des parois du diffuseur reste attachée aux surfaces des parois, un rapport d'aires plus élevé entraîne un rendement en pression plus élevé. Pour une longueur donnée, le rapport d'aires du diffuseur 10 est déterminé par l'angle a que forme la paroi 22 du diffuseur avec l'axe 20 du diffuseur. Inversement, pour un rapport d'aires donné, la longueur du diffuseur est déterminée par l'angle a. Pour un rapport d'aires donné, un accroissement de l'angle aE entraîne un diffuseur plus court avec des avantages associés en termes de cot. Toutefois, un décollement de la couche limite par rapport aux parois 22 du diffuseur impose typiquement d'utiliser un angle a inférieur à ce qui serait optimal pour les performances. Pour réduire la taille des zones de décollement et augmenter en conséquence le rendement en pression le long du diffuseur 10 à grand angle, des jets d'air secondaires 24 permanents sont injectés simultanément par deux petites (par rapport à l'épaisseur du jet principal) fentes longitudinales 26 formées le long des parois inférieure et supérieure à l'entrée 16 du diffuseur 10. Si les fentes d'injection 26 sont convenablement conçues, des écoulements de paroi 24 de faible épaisseur se forment parallèlement aux parois divergentes supérieure et inférieure 22 du diffuseur, comme représenté sur la figure 1. On suppose que la pression totale (et en conséquence le débit massique et la quantité de mouvement) des actionneurs fluidiques (écoulements secondaires 24) est réglable. L'interaction aérodynamique entre l'écoulement principal 18 dans le diffuseur et les jets de paroi secondaires 24 modifie sensiblement le diagramme d'écoulement global. Les jets de paroi 24 excitent la couche de cisaillement 28 qui se forme entre l'écoulement central et l'écoulement injecté, en introduisant un retard dans le décollement de l'écoulement. L'écoulement central s'élargit, comme indiqué par une flèche 30, dans la direction perpendiculaire à l'écoulement, et un meilleur rendement en pression statique est obtenu. Comme décrit plus bas, la réduction de taille de la zone de décollement et l'accroissement de diffusion correspondant dépendent du rapport entre le flux massique injecté total et le flux massique de l'écoulement principal dans le diffuseur. Des résultats de simulations numériques sont présentés et montrent que la technique d'actionnement fluidique par jets de paroi secondaires 24 représentée sur la figure 1 améliore les performances d'un diffuseur. Comme mesure des performances du diffuseur, on peut utiliser la pression statique à l'entrée 16 de la section divergente 23. Comme la pression statique de sortie du diffuseur est typiquement fixe, une plus faible pression statique de sortie de turbine (entrée 12 du diffuseur) peut être obtenue par accroissement de la récupération le long de la section divergente 23 du diffuseur, à savoir par réduction de taille des zones de décollement (et des pertes correspondantes) à l'intérieur de l'écoulement diffusé ou par élimination totale du décollement dans le diffuseur à grand angle. La figure 2 représente un tracé des contours de vitesse axiale 40 et un tracé des contours de pression statique 50 pour un écoulement dans un diffuseur bidimensionnel à angle (a) de 15 degrés. Bien qu'un diffuseur bidimensionnel ne soit pas une forme de réalisation susceptible d'être réellement employée, les résultats de simulations sur ordinateur permettent de montrer par des exemples l'efficacité du système d'actionnement fluidique décrit plus haut. En se rapportant à la figure 1 pour les composants d'un diffuseur 10, la hauteur de l'entrée, telle que w pour l'entrée 16, est de 68,6 mm (2,7") et la longueur L des parois divergentes 22 est de 635 mm (25") pour le diffuseur étudié (figures 2-4). La pression totale de l'écoulement principal 18 est de 104,1 kPa (15,1 psia) et la pression de sortie, c'est-à-dire la pression statique à la seconde extrémité 14 du diffuseur 10, est fixée aux conditions atmosphériques (101,3 kPa (14,7 psia)). L'écoulement est caractérisé par une grande zone de décollement 42 (zone blanche dans le tracé de la figure 2), dont l'origine se situe à l'entrée 16 de la section divergente 23. En résultat de la zone de décollement 42, l'écoulement central 44 attache à la paroi supérieure et le rendement en pression est minimal, comme on peut le déduire du tracé 50. Le nombre de Mach d'entrée est d'environ 0,26. La figure 3 représente un tracé des contours de vitesse axiale 60 et un tracé des contours de pression statique 70 de l'écoulement dans un diffuseur de 15 degrés avec injection (jet) d'une couche secondaire parallèle. Les conditions de stagnation et la pression statique de sortie de l'écoulement principal 18 sont les mêmes que pour la simulation de la figure 2. La pression totale des couches secondaires (par exemple les jets de paroi secondaires 24 représentés sur la figure 1) est de 104,1 kPa (15,1 psia) et la hauteur des fentes, mesurée perpendiculairement à l'axe longitudinal 20, est de 4,06 mm (0,16"). Comme le montre la figure 3, le tracé des contours de vitesse 60 ne présente aucun signe d'écoulement injecté à aucun endroit à l'intérieur de la géométrie du diffuseur, et la pression statique au niveau de la section d'entrée 16 du diffuseur est nettement inférieure au cas sans injection de couche (figure 2) (l'intervalle de pression sur la figure 2 est le même que sur la figure 3, ce qui permet une comparaison directe des performances). Le tracé des contours de vitesse 60 montre clairement l'interaction aérodynamique se produisant entre l'écoulement principal 18 et les jets secondaires 24: des "ailettes" de fluide à haute vitesse se forment adjacentes aux parois (jets de paroi) tandis que l'écoulement central s'élargit dans la direction perpendiculaire à l'écoulement le long de l'axe 20 du diffuseur. En raison du meilleur rendement en pression déduit du tracé 70 et du fait que la pression statique de sortie du diffuseur est fixe, le nombre de Mach d'entrée de l'écoulement principal 18 augmente jusqu'à environ 0,55 (et le débit massique fait de même). Il est donc possible de manipuler un écoulement à débit massique élevé à travers un diffuseur à grand angle par injection de petits écoulements d'air secondaires 24 à une pression totale à peu près égale à la pression de stagnation de l'écoulement principal 18. Il est important de remarquer que la quantité de mouvement du jet secondaire 24 (l'un des principaux paramètres de proportionnalité qui déterminent l'intensité de l'interaction aérodynamique) dépend non seulement de la pression totale d'injection, mais aussi du rapport des pressions d'un côté à l'autre de la fente 26 (nombre de Mach de fente). Comme le diagramme d'écoulement global est modifié par l'interaction aérodynamique entre les couches 24 et l'écoulement principal 18, la taille de la zone de décollement diminue et en conséquence la pression statique à l'entrée 16 de la section divergente 23 diminue. Le nombre de Mach d'entrée des jets secondaires 24 augmente en raison du plus grand rapport des pressions d'un côté à l'autre de la fente 26 (la pression totale de fente est fixe), et la quantité de mouvement d'injection fait de même. Il est intéressant de remarquer que l'écoulement de fente est amorcé (Mach = 1) pour les résultats de simulation présentés sur la figure 3. Un paramètre important pour des considérations relatives à l'application est le rapport de débits massiques (le débit massique moyen des jets secondaires divisé par le débit massique de l'écoulement principal, le débit massique pouvant par exemple être mesuré en kilogrammes par seconde (kg/s) ou en livres par heure (lb/h)) minimal requis pour atteindre un certain niveau de performances du diffuseur. La figure 4 présente le paramètre 102 de performances du diffuseur en fonction du rapport de débits massiques 104 (ou rapport de flux massiques) . Un écoulement entièrement attaché et un fort rendement en pression sont obtenus pour Pstatique/PO fixe de 2,03 mm (0,08")), comme le montrent des points 110 et 112, respectivement. Cela semble indiquer une plus faible efficacité d'actionnement fluidique quand la pression totale de soufflage croît sensiblement. En outre, des rendements en pression différents sont obtenus à PO(couche) = 103,4 kPa (15 psia) et h = 2,03 mm (0,08") en fonction des conditions initiales. Comme représenté sur la figure 4, un plus grand débit massique d'injection et un plus fort rendement en pression sont obtenus si la pression totale d'injection est d'abord réglée à 208,2 kPa (30,2 psia) puis réduite à 103,4 kPa (15 psia) que si une pression totale de fente de 103,4 kPa (15 psia) reste imposée pendant toute la durée des calculs (comme le montrent des points 110 et 114 sur la figure 4). Cela peut être le résultat d'une hystérésis aérodynamique qui peut être avantageuse dans le cas o une forte pression totale d'injection n'est pas commode à maintenir longtemps mais peut être appliquée pendant une courte durée au démarrage. Un soufflage de paroi secondaire 24 peut être utilisé aussi bien qu'une aspiration pour améliorer les performances d'un diffuseur d'échappement de turbine à gaz. Des géométries de diffuseur agressives, à savoir un plus grand angle inclus pour une longueur donnée et une plus petite longueur pour un rapport d'aires donné, sont proposées dans lesquelles une correction d'écoulement, comme décrit plus haut à propos des figures 1-4 pour une géométrie de diffuseur 2D idéal, est utilisée pour éviter un décollement et exploiter l'accroissement potentiel du rendement en pression par rapport à des modèles conventionnels. Des considérations telles que la source de soufflage/d'aspiration et la géométrie des orifices de soufflage/d'aspiration, importantes pour la mise en oeuvre pratique de la technique de correction d'écoulement sur des systèmes d'échappement annulaire de turbine à gaz au sol à cycle simple et à cycle combiné, vont être maintenant présentées. Les performances des turbines à gaz au sol souffrent souvent d'un faible rendement en pression du système d'échappement. Typiquement, le rapport maximal de l'aire de sortie à l'aire d'entrée d'un diffuseur d'échappement de turbine à gaz (et en conséquence la quantité de diffusion d'écoulement effective et le rendement en pression après le dernier étage de turbine) est limité par le phénomène de décollement d'écoulement et/ou la longueur axiale admissible du diffuseur. L'écoulement dans un diffuseur va être décollé si l'expansion est trop rapide (angles de diffuseur supérieurs à 10 degrés) ou si le rapport d'aires du diffuseur est trop élevé (supérieur à 2,4). Toute contrainte sur le rapport d'aires impose une limitation sur le travail maximal qui peut être extrait de la turbine. Dans un but d'illustration seulement, la figure 5 représente un diffuseur d'échappement 120 utilisé sur une machine General Electric, la 7EA, toutefois on comprendra que d'autres systèmes d'échappement peuvent êtreaugmentés par le système d'actionnement soufflant, et les exemples spécifiques décrits dans la présente ne doivent pas être considérés comme limitant les diverses possibilités d'application. La géométrie d'échappement représentée sur la figure 5 est un exemple d'un diffuseur d'échappement dont la longueur est limitée par la présence du générateur en aval. Pour les figures 5-9 on utilisera les définitions suivantes, à propos de la figure 5: Rayon sans dimension: Rsansdim = (R - Rintérieur) / (Rextérieur - Rintérieur) Coefficient de rendement en pression (P étant la pression statique et PO la pression totale): Cp = (Psortie - Pentrée) / (POentrée - Pentrée) Pression totale d'injection: POB Débit massique d'injection: mB Débit massique principal du diffuseur: m Rapport de débits massiques: mR = mB/m Hauteur de fente d'injection: h La figure 6 représente une distribution 130 de pression totale d'entrée du diffuseur par une courbe de la pression totale PO 132 en fonction du rayon sans dimension Rsansdim 134, défini plus haut. Trois options de distribution de l'écoulement d'entrée sont présentées, qui sont un profil de pression totale CAFD (analyse par outil d'étude CAFD des conditions de fonctionnement d'une machine 7EA réelle), une distribution de pression totale symétrique (utilisée pour tester la robustesse du système par rapport à différentes distributions d'écoulement d'entrée), et une pression d'entrée PO uniforme. La figure 7 représente un tracé 140 du coefficient de rendement en pression Cp 142 (comme défini plus haut) en fonction du nombre de Mach 144 pour un diffuseur nominal ayant une géométrie à entretoises cambrées. Les résultats d'essais et d'une simulation sur ordinateur (calcul de dynamique des fluides "CDF") sont présentés pour un modèle réduit et un diffuseur 7EA vraie grandeur. On remarquera sur la figure que le profil d'entrée à PO affecte considérablement les performances du diffuseur. Les performances chutent de façon marquée pour des profils d'entrée "faibles" (par exemple le profil d'entrée CAFD). De manière similaire, la figure 8 représente un tracé 150 de Cp 142 en fonction du nombre de Mach 144 (résultat CDF) pour un diffuseur 7EA n'ayant pas d'entretoises, pas d'aubes radiales de sortie, et pas de tourbillon d'entrée. Ces tracés montrent que les résultats obtenus pour le modèle réduit sont applicables aux machines en vraie grandeur et prouvent la robustesse de l'outil CDF par rapport au choix de conditions aux limites à la sortie. Dans une géométrie de diffuseur annulaire agressive (plus grand angle de paroi), des jets à quantité de mouvement élevée sont injectés parallèlement à la paroi divergente du diffuseur et éventuellement le long de la paroi du noyau central afin d'exciter l'écoulement dans la couche limite et d'éviter son décollement. Des diffuseurs peuvent être conçus avec des formes plus agressives (rapport d'aires plus élevé) pour obtenir une amélioration du rendement en pression et des performances de la machine. Des options pour la source de soufflage d'air peuvent comprendre des étages de turbine en amont, une unité de surpression indépendante (qui peut imposer une pénalité moindre en raison de la plus basse température de l'air soufflé), des étages de compresseur en amont, et de l'air ambiant (le plus grand avantage de cette dernière option est le fait qu'elle n'entraîne pas de pénalité sur le cycle moteur) . La figure 9 représente un tracé des contours de vitesse obtenu en résultat de simulations sur ordinateur de l'écoulement à travers un modèle de diffuseur annulaire à angle de 14 degrés. Sans soufflage par les fentes 182 (tracé 180) (configuration à fente double, hauteur de fente = 0,889 mm (0,035"), Mach = 0,53, profil d'entrée à PO symétrique, sortie à pression ambiante), les performances du diffuseur sont défavorablement affectées par un décollement de l'écoulement par rapport à la paroi extérieure: Cp est seulement de 0,65. Quand un soufflage est introduit par les fentes 182 (tracé 184), le décollement de l'écoulement par rapport à la paroi extérieure disparaît et Cp est de 0,88, ce qui correspond à un accroissement de 35% du coefficient de rendement en pression. La figure 10 est un schéma du diffuseur d'échappement 120 de la figure 5 ayant un angle nominal de paroi divergente de 8 degrés (configuration actuellement utilisée dans la turbine à gaz 7EA), sur lequel PO et TO représentent la pression et la température totales, m le débit massique et Pamb la pression statique de sortie. En raison de la contrainte de longueur, le coefficient de rendement en pression est seulement d'environ 0,5-0,6 (figures 7, 8). Pour améliorer les performances, pour la longueur axiale donnée on augmente l'angle de paroi divergente de la valeur nominale de 8 degrés à une valeur de 14-15 degrés, avec un accroissement correspondant du rapport d'aires comme représenté dans le diffuseur augmenté 160 de la figure 11. Un soufflage peut être appliqué à l'entrée du diffuseur autour de la circonférence de la paroi extérieure et du noyau central afin d'éviter un décollement de l'écoulement. Comme représenté sur la figure 11, le soufflage d'air dans les entrées 162, 164 peut être dérivé de la turbine ellemême, repérée 166. La turbine 166 peut comporter un, deux ou un plus grand nombre d'orifices 168, 170 qui sont distincts de la sortie principale de turbine 172 par laquelle passe l'écoulement principal. Les orifices 168, 170 peuvent mener aux entrées 162, 164 par des passages 174, 176 qui peuvent être tubulaires et coudés comme représenté. Des collecteurs annulaires, placés le long de la circonférence de la paroi extérieure et du noyau central au niveau des emplacements d'injection, sont utilisés pour collecter et stabiliser l'air à pression relativement élevée et offrir des conditions pour un soufflage uniforme par les entrées 162, 164. Comme décrit plus en détail plus bas, une ou plusieurs fentes annulaires ou trous discrets placés circonférentiellement le long des parois intérieure et extérieure peuvent être utilisés comme orifices d'extraction de turbine 168, 170 et orifices de soufflage d'entrée de diffuseur 162, 164. En raison du rapport d'aires plus élevé et de l'absence de décollement d'écoulement, la pression totale PO' et la température totale TO' dans le diffuseur 160 sont inférieures à la pression totale PO et à la température totale TO dans le diffuseur nominal 120. En conséquence, un accroissement du travail extrait de la turbine 166 est obtenu. Un soufflage actif est utile pour de "mauvaises" conditions d'écoulement à l'entrée du diffuseur telles que celles qui prédominent au niveau de la sortie de turbine d'une turbine à gaz typique (figure 6, profil CAFD), et la puissance de soufflage peut être adaptée aux conditions de fonctionnement de la machine réelle. Les performances ne se dégradent pas dans le temps, et le système à commandes actives demande peu d'entretien. Comme décrit à propos de la figure 11, l'option d'un soufflage actif par extraction d'air de la turbine requiert principalement des travaux de plomberie pour sa mise en oeuvre. Pour déterminer les performances optimales du système, c'est-à-dire le gain net maximal de travail de la turbine, on localise les maxima dans la courbe de pourcentage Wgain/Wturbine en fonction du rapport de débits massiques exprimé en pourcentage. Pour la forme de réalisation à extraction d'air de la turbine, telle que représentée sur la figure 11, une courbe exemplaire est représentée sur la figure 12 sur laquelle le pourcentage Wgain/Wturbine est déterminé à l'aide des formules indiquées sur la figure 13. Des débits massiques relatifs d'injection optimaux sont identifiés en correspondance. Dans les formules indiquées sur la figure 13, les valeurs suivantes ont été utilisées: Rapport des pressions totales de turbine: POi/PO = 10,7425 Rendement thermodynamique (polytropique) de la turbine: et = 0,8996 Gamma (turbine): y = 1,343 Naturellement, on comprendra que les valeurs indiquées et les courbes résultantes sont seulement un exemple de réalisation d'une détermination possible des performances optimales du système. Quand on modifie la valeur de n'importe quelle variable, telle que hauteur de fente, PO, et, ou gamma, la détermination obtenue des performances optimales du système est modifiée. La figure 14 représente un schéma d'un diffuseur d'échappement augmenté à 14 degrés, repéré 400, muni d'un soufflage d'entrée dans lequel la source de soufflage est une unité de surpression indépendante 402 (par exemple une pompe) isolée de la turbine à gaz 404. Cette unité 402 peut être placée adjacente au diffuseur de sortie 400 afin de minimiser les travaux de plomberie nécessaires et les pertes d'écoulement par les tuyaux 406, 408. Pour une injection le long de la paroi 410 du noyau central, des tuyaux 406 peuvent être menés depuis l'emplacement des orifices d'injection 412 à travers les entretoises du diffuseur et reliés à la sortie de l'unité de surpression externe 402 comme représenté sur la figure 14. De manière similaire à la figure 12, la figure 15 représente la courbe de pourcentage Wgain/Wturbine en fonction du rapport de débits massiques exprimé en pourcentage, qui permet d'effectuer une comparaison de performances entre la forme de réalisation à extraction d'air de la turbine et la forme de réalisation à surpresseur indépendant. La figure 16 indique les formules servant à obtenir le pourcentage Wgain/Wturbine pour l'option à surpresseur indépendant quand le rapport des pressions totales de turbine reste le même que pour la figure 13 et les valeurs suivantes sont utilisées: Gamma (surpresseur): y' = 1,4 Rendement polytropique de l'unité de surpression: e, = 0,85 Comme représenté sur la figure 15, il existe un gain net maximal d'environ 0,65% du travail extrait de la turbine quand on utilise l'unité de surpression indépendante comme source de soufflage. En résultat de l'amélioration des performances du système d'échappement, il existe un accroissement de la puissance de la turbine à gaz. Les résultats de cette étude particulière sur le diffuseur d'échappement 7EA montrent que la mise en oeuvre du système d'actionnement fluidique décrit plus haut sur le diffuseur d'échappement de la turbine à gaz peut entraîner un accroissement d'environ 1 à 1,5% du travail fourni par l'arbre du générateur (accroissement de 0,5 point du rendement en cycle simple). La description va maintenant porter sur la géométrie des orifices d'injection, le mode d'injection (permanent ou par impulsions), et le choix de la source de soufflage par rapport à l'application de la technique de soufflage d'entrée à des systèmes d'échappement de turbines à gaz au sol. Deux formes de réalisation pour la géométrie des orifices d'injection sont considérées: des fentes annulaires et des trous discrets. Une ou plusieurs fentes annulaires au niveau de l'entrée du diffuseur s'étendant autour d'une partie de la circonférence de la paroi extérieure et du noyau central constituent une première réalisation géométrique. La hauteur proposée de la fente est h - 0,015-0,02 W (W étant la hauteur du passage d'entrée du diffuseur annulaire, représentée sur la figure 10). Des trous discrets 432 projetant des jets secondaires à quantité de mouvement élevée depuis la paroi extérieure 434 et le noyau central 436 vers les zones de couche limite aux parois au niveau de l'entrée de diffuseur 438 comme représenté dans le diffuseur 430 de la figure 17 constituent une autre réalisation géométrique. Le diamètre proposé du trou 432 va de 0,02 à 0,05 W. Pour obtenir une efficacité maximale pour une application spécifique, des mesures sont prises pour régler l'angle 440 entre l'axe du jet secondaire 442 et la direction d'écoulement 444 (angle de tourbillon + 440) et l'angle (>) 446 entre l'axe du jet secondaire 448 et la pente locale de la paroi 434 du diffuseur. On remarquera que cette forme de réalisation englobe le cas de trous discrets projetant des jets secondaires tangents aux parois divergentes du diffuseur dans la direction de l'axe du diffuseur et le cas de jets secondaires parallèles à la direction de l'écoulement principal. Dans le cas d'une injection par fente/trou d'un jet tangent aux parois divergentes 460 d'un diffuseur 464, l'effet Coanda illustré sur la figure 18 peut être utilisé pour que les jets/couches secondaires restent attachés aux parois 460. L'effet Coanda a été décrit par Henri Coanda, un scientifique Roumain, dans les années 1930. Cet effet décrit la tendance d'air ou d'autres fluides en mouvement à suivre la surface courbe ou inclinée proche. A savoir, le nom effet Coanda s'applique globalement à n'importe quelle situation dans laquelle un mince jet de fluide à grande vitesse rencontre une surface solide et suit la surface autour d'une courbe. Dans ce cas, la direction de sortie 468 du passage 470 de fente/trou est une courbe convexe par rapport au passage d'écoulement principal 466 du diffuseur 464 pour diriger l'air depuis le collecteur 472 du corps extérieur. Par rapport aux fentes, les trous discrets ont l'avantage d'être plus faciles à mettre en oeuvre dans un système d'échappement de turbine à gaz. A partir de la source de soufflage, l'air soufflé peut être collecté dans des collecteurs annulaires montés autour de la circonférence du corps extérieur d'échappement et dans le noyau central. Ensuite, de petits tubes circulaires reliés au collecteur peuvent être utilisés pour injecter des jets d'air secondaires dans l'écoulement principal. La section transversale du collecteur doit être au moins 15-20 fois plus grande que le diamètre des trous afin d'éviter que l'injection ne présente des variations circonférentielles. Selon une autre possibilité, de petits tubes peuvent être utilisés pour transporter l'air soufflé directement de la source de soufflage à l'emplacement d'injection dans l'écoulement principal. Un autre avantage des trous discrets par rapport aux fentes circonférentielles est qu'on s'attend à ce que des jets circulaires localisés favorisent le développement de perturbations en trois dimensions dans la couche limite le long des parois du diffuseur. Cela accélère le mélange et peut en principe réduire le débit massique requis d'air secondaire, améliorant de ce fait l'efficacité du système de soufflage. On a supposé jusqu'à présent qu'un écoulement secondaire permanent était injecté pour éviter le décollement dans un diffuseur d'échappement à grand angle inclus. Une variante, qui peut sensiblement réduire la quantité requise d'air secondaire, consiste à injecter des couches/jets par impulsions dans les couches limites des parois du diffuseur pour éviter le décollement. On s'attend à ce qu'une injection non permanente soit plus efficace qu'une injection permanente pour retarder le décollement, en raison de la formation artificielle et du développement de structures cohérentes dans les couches limites aux parois du diffuseur qui accélèrent sensiblement le mélange de l'écoulement de couche limite à quantité de mouvement faible avec l'écoulement central à quantité de mouvement élevée. Des facteurs tels que la fréquence des impulsions, le rapport cyclique et l'amplitude des impulsions sont à considérer si cette forme de réalisation est employée. Pour appliquer le système d'actionnement fluidique à une turbine à gaz, il est nécessaire de choisir une source de soufflage pour fournir une correction d'écoulement au niveau de l'entrée du diffuseur d'échappement. Dans la portée de cette invention, des formes de réalisation comprennent une extraction depuis des étages de turbine en amont, par exemple en amont du dernier étage de turbine comme représenté sur la figure 11, une extraction depuis des étages de compresseur en amont, une exploitation du gradient de pression statique naturel entre l'entrée du diffuseur et les conditions ambiantes (l'option "pas de pénalité" comme représenté sur la figure 19), et l'utilisation d'une unité source de surpression indépendante comme représenté sur la figure 14. La figure 19 représente un diffuseur 480 qui permet l'entrée d'air à pression ambiante 482 par un orifice 495 dans une ouverture 484 au voisinage de l'entrée 486 du diffuseur adjacente à la paroi divergente 488 et par un orifice 494 dans une ouverture 490 adjacente à la paroi 492 du noyau central. Le choix correct de la source de soufflage dépend de l'application spécifique (machine à cycle simple ou à cycle combiné, conditions d'écoulement à l'entrée du diffuseur, rapport des pressions totales d'un côté à l'autre de la machine, configuration géométrique de la machine), de la simplicité de mise en oeuvre et des résultats d'une analyse de système qui permet d'identifier la source optimale en termes d'équilibre avantages-cots (efficacité du système). La figure 20 représente un modèle 200 de diffuseur 2D à paroi rectiligne. Les fentes 202 sont agencées de sorte que l'air soufflé depuis le collecteur 204 est injecté parallèlement aux parois divergentes 206 du diffuseur (fentes de soufflage "Coanda" comme représenté sur la figure 18) , et non parallèlement à l'axe longitudinal ou central 208. La figure 21 représente la courbe de Cp mesuré en fonction du rapport de débits massiques mesuré (en %), dans l'exemple particulier Mach = 0,5 et angle du diffuseur = . Les résultats de ces expériences montrent que le coefficient Cp de rendement en pression du diffuseur peut être augmenté d'une quantité allant jusqu'à 100% par soufflage à l'entrée 212 du diffuseur. Dans ces expériences initiales, un soufflage était prévu seulement le long des parois divergentes supérieure et inférieure 206 mais pas sur les parois latérales rectilignes. De plus, on a constaté que l'écoulement "non corrigé" (pas de soufflage) se décollait à l'entrée 212 et attachait entièrement à l'une ou l'autre des parois inférieure et supérieure 206. Les figures 22-24 représentent la géométrie d'un modèle de diffuseur annulaire augmenté 500, tel que la turbine à gaz 7EA, avec installation d'un soufflage d'entrée. Le modèle 500 est un modèle réduit à l'échelle 1:8,1 de la géométrie d'un diffuseur 7EA en vraie grandeur. Contrairement au diffuseur d'échappement en vraie grandeur, le modèle 500 n'est pas muni d'entretoises de support dans la section divergente. De plus, l'angle des parois divergentes du modèle est de 14 degrés, contrairement à un angle de 8 degrés pour la géométrie nominale en vraie grandeur actuellement utilisée dans la machine 7EA. La figure 22 représente le pavillon 502 et le noyau central 504 du modèle de diffuseur annulaire 500. Les croisillons 506, 508 aux deux extrémités du modèle 500 sont utilisés pour soutenir le noyau central 504 par rapport au corps extérieur 516 du modèle 500. Les figures 23 et 24 représentent un schéma du modèle 500 complet. Le rayon intérieur est de 91,44 mm (3,6") et le rayon extérieur au niveau de la section d'entrée 510 est de 141,2 mm (5,56"). La longueur de la section divergente 512 du modèle 500 est d'environ 254 mm (10"). Un collecteur annulaire 514 placé autour de la circonférence du corps extérieur 516 et muni de quatre entrées de tuyau 518 est utilisé pour collecter de l'air à haute pression fourni par deux réservoirs à grand volume et à haute pression, bien qu'un autre nombre d'entrées de tuyaux reste dans la portée de ce système. L'air à haute pression est injecté uniformément dans l'écoulement principal du diffuseur, parallèlement aux parois divergentes 520, par une fente annulaire 521 de 0,762 mm (30 mils) de largeur, située au niveau de la section d'entrée 510 du diffuseur 500 autour de la circonférence du corps extérieur 516 (figures 23-24). Une fente annulaire supplémentaire 522 représentée sur la figure 22, située environ 63,5 mm (2,5") en aval de la section d'entrée 510 autour de la circonférence du noyau central 504, est utilisée pour une injection destinée à éviter le décollement de la couche limite par rapport au noyau central 504. La figure 25 représente un équipement expérimental 540, qui montre le collecteur 514 avec quatre tuyaux soufflant de l'air dans le collecteur 514 par les quatre trous d'entrée, dont deux sont représentés sur les figures 23 et 24. Des essais confirment l'efficacité du soufflage d'entrée pour éviter un décollement de la couche limite et produire un fort rendement en pression dans le diffuseur. La figure 26 représente une comparaison entre des résultats d'expériences et des simulations CDF. L'accroissement relatif du rendement en pression (Cp) avec le rapport de débits massiques est bien prédit par CDF. Sans soufflage d'entrée (rapport de débits massiques nul), la couche limite se décolle de la paroi extérieure au voisinage de la section d'entrée, et en conséquence une faible valeur du coefficient de rendement en pression est mesurée, de 0,5. Le décalage quantitatif entre les deux courbes de la figure 26 est le résultat de différences de distribution de l'écoulement d'entrée entre expériences et simulations, qui comme décrit plus haut (figure 7) affectent les performances du diffuseur. Bien que des dimensions spécifiques aient été utilisées pour le modèle 500, on comprendra que les dimensions sont seulement exemplaires, et que les dimensions peuvent être modifiées en fonction de la taille, de l'emplacement et de l'application d'un diffuseur particulier, et ne doivent donc pas être considérées comme étant restrictives. En particulier, bien qu'un diffuseur à 8 degrés soit décrit plus haut comme étant augmenté à un diffuseur à 14 degrés, on comprendra que d'autres diffuseurs à angles de paroi divergente différents de 8 degrés peuvent être augmentés comme décrit, et que cette augmentation peut comprendre des angles de paroi différents de 14 degrés. Le système d'actionnement fluidique, décrit plus haut dans une application à des turbines à gaz, est aussi applicable à des systèmes d'échappement de turbines à vapeur de travail. Des systèmes d'échappement de turbine à vapeur agressifs, à fort rendement en pression potentiel (rapport d'aires élevé, courte longueur axiale), peuvent être conçus avec mise en oeuvre d'une correction d'écoulement (soufflage/aspiration) pour éviter un décollement de la couche limite par rapport aux parois. Cette forme de réalisation porte sur la source de soufflage/aspiration et la géométrie des orifices de soufflage/aspiration, qui sont importantes pour la mise en oeuvre pratique de la technique de correction d'écoulement à des diffuseurs d'écoulement axial de turbine à vapeur et à des bâches d'échappement aval. Bien que la technique soit fondamentalement la même que celle décrite plus haut en détail appliquée à des turbines à gaz, les principales différences dans les détails concernant la mise en oeuvre réelle de la technique à un système d'échappement de turbine à vapeur vont être indiquées. Un diffuseur d'écoulement axial représenté sur la figure 27 et une bâche d'échappement aval représentée sur la figure 28 sont deux types de systèmes d'échappement de turbine à vapeur visés. Pour les deux systèmes d'échappement, la mise en oeuvre de la technique de soufflage/aspiration aux parois peut potentiellement permettre une conception qui donne de forts rendements en pression (faibles pertes d'énergie) dans les contraintes géométriques de la configuration d'échappement. En résultat, un accroissement du travail extrait de la machine peut être obtenu. La figure 27 représente un exemple d'un diffuseur d'écoulement axial de turbine à vapeur augmenté 300. Le diffuseur annulaire 300 comprend un noyau central 310 et une paroi de diffuseur divergente 302 s'étendant depuis une section d'entrée 304 du diffuseur, qui est adjacente au dernier étage de turbine 306, jusqu'à un plan de sortie 308 du diffuseur. L'écoulement principal 312, indiqué par la flèche de direction d'écoulement, provient du dernier étage de turbine 306, passe à travers le diffuseur 300 et traverse le plan de sortie 308 du diffuseur. Des points 314 et 311 indiquent des emplacements approchés des orifices d'injection/d'aspiration de couche limite. On remarquera qu'il existe des orifices d'injection 311, 314 le long de la paroi de diffuseur divergente extérieure 302 et du noyau central rectiligne 310. Les orifices d'injection/d'aspiration doivent être placés juste en amont du point auquel un décollement de la couche limite se produit. De plus, l'orifice d'injection 311 prévu sur le noyau central 310 est en aval de l'orifice d'injection 314 prévu sur la paroi de diffuseur 302. Dans le cas de la bâche d'échappement aval représentée sur la figure 28, le rendement en pression est très faible pour la géométrie actuelle: dans des conditions de fonctionnement typiques de la machine, Cp est d'environ 0,3 ce qui indique des pertes d'énergie substantielles dans le conduit, toutefois les contraintes géométriques et le décollement de l'écoulement empêchent une amélioration des performances. Une correction d'écoulement (soufflage/aspiration) permet de concevoir et mettre en oeuvre une géométrie de bâche d'échappement plus agressive - à rapport d'aires plus élevé avec un rendement en pression potentiellement plus élevé tout en évitant le décollement 1 5 de la couche limite et les pertes associées. Comme la plus grande partie de la diffusion dans une bâche d'échappement aval 330 se produit par le passage de guidage de vapeur 332 (figure 28), un passage de guidage de vapeur à rapport d'aires plus élevé permet potentiellement d'obtenir un rendement en pression plus élevé tant que le décollement de l'écoulement est évité. Un soufflage/aspiration est appliqué en un emplacement 334 autour de la circonférence du guide de vapeur 332 près de l'entrée 336 de la bâche, qui est adjacente au dernier étage de turbine 338, afin d'exciter/de retirer la couche limite et d'éviter un décollement de l'écoulement principal 342. En raison de la forme conique du noyau central 340, une injection le long de la paroi du cône central n'est typiquement pas nécessaire. Pour le diffuseur d'écoulement axial, comme représenté sur la figure 27, des fentes annulaires ou des trous discrets peuvent être employés pour la géométrie des orifices d'injection, de manière similaire au cas décrit plus haut du diffuseur d'échappement annulaire d'une turbine à gaz. Une ou plusieurs fentes annulaires s'étendant autour d'une partie de la circonférence de la paroi extérieure 302 et du noyau central 310 sont formées au 284761 7 voisinage de l'entrée 304 du diffuseur. La hauteur proposée de la fente est h 0,0150,02 W (W étant la hauteur du passage d'entrée annulaire du diffuseur). Des trous discrets projetant des jets secondaires à quantité de mouvement élevée depuis la paroi extérieure 302 et le noyau central 310 dans les couches limites aux parois de l'écoulement principal 312 à l'entée 304 du diffuseur peuvent aussi être employés. Le diamètre proposé du cou va de 0, 02 à 0,05 W. Pour atteindre une efficacité maximale pour une application spécifique, des mesures sont prises pour pouvoir régler l'angle entre l'axe du jet secondaire et la direction de l'écoulement principal et l'angle ente l'axe du jet secondaire et la pente locale de la paroi du diffuseur (voir la figure 17). On remarquera que cette forme de réalisation englobe le cas de trous discrets projetant des jets secondaires tangents aux parois divergentes du diffuseur dans la directionde l'axe du diffuseur et le cas de jets secondaires parallèles à la direction de l'écoulement principal. Pour la bâche d'échappement aval, comme représenté sur la figure 28, des fentes annulaires ou des trous discrets peuvent être utilisés. Des fentes annulaires placées au voisinage de l'entrée de bâche 336 et s'étendant autour d'une partie de la circonférence du guide de vapeur 332 peuvent être employées. La hauteur proposée de la fente est h 0,015-0,02 W (W étant la hauteur du passage d'entrée de bâche annulaire 336). Des trous discrets projetant des jets secondaires à quantité de mouvement élevée depuis le guide de vapeur 332 dans les couches limites aux parois de l'écoulement principal 342 au voisinage de l'entrée de bâche 336 peuvent aussi être employés. Le diamètre proposé du Pou va de 0,02 à 0,05 W. Pour atteindre une efficacité maximale pour une application spécifique, des mesures sont prises pour pouvoir régler l'angle ente l'axe du jet secondaire et la direction de l'écoulement principal et l'angle entre l'axe du jet secondaire et la pente locale du guide de vapeur. On remarquera que cette forme de réalisation englobe le cas de Trous discrets projetant des jets secondaires tangents aux parois du guide de vapeur dans la direction de l'axe de la bâche et le cas de jets secondaires parallèles à la direction de l'écoulement principal. Dans le cas d'une injection tangente aux parois du diffuseur d'échappement et/ou de la bâche, l'effet Coanda peut être utilisé pour maintenir les jets/couches secondaires attachés aux parois, comme décrit plus haut à propos des diffuseurs d'échappement de turbine à gaz tels que représentés sur la figure 18. Par rapport aux fentes, les trous discrets ont l'avantage d'être plus facile à mettre en oeuvre dans un système d'échappement de turbine à vapeur. A partir de la source de soufflage, le fluide soufflé peut être collecté dans un collecteur annulaire monté autour de la circonférence du corps extérieur d'échappement. De petits tubes circulaires reliés au collecteur peuvent être utilisés pour injecter des jets secondaires dans l'écoulement principal. La section transversale du collecteur doit être au moins 15-20 fois plus grande que le diamètre des trous afin d'éviter que l'injection ne présente des variations circonférentielles. Selon une autre possibilité, de petits tubes peuvent être utilisés pour transporter l'écoulement secondaire directement de la source de soufflage à l'emplacement d'injection dans l'écoulement principal. Un autre avantage des trous discrets par rapport aux fentes circonférentielles est qu'on s'attend à ce que des jets circulaires localisés favorisent le développement de perturbations en trois dimensions dans la couche limite le long des parois du diffuseur. Cela accélère le mélange et peut en principe réduire le débit massique secondaire requis, améliorant de ce fait l'efficacité du système de soufflage. Il a été suggéré jusqu'ici d'injecter/d'aspirer un écoulement secondaire permanent afin d'éviter un décollement dans une géométrie d'échappement à rapport d'aires élevé. Une variante, qui peut réduire substantiellement la quantité requise d'écoulement secondaire, consiste à injecter des couches/jets par impulsions. On s'attend à ce qu'une injection non permanente soit plus efficace qu'une injection permanente pour retarder le décollement, en raison de la production artificielle et du développement de structures cohérentes dans les couches limites aux parois qui accélèrent sensiblement le mélange de l'écoulement de couche limite à quantité de mouvement faible avec l'écoulement central à quantité de mouvement élevée. Des paramètres qui jouent un rôle dans l'efficacité des couches/jets par impulsions comprennent la fréquence des impulsions, le rapport cyclique et l'amplitude des impulsions. Pour appliquer le système d'actionnement fluidique à une turbine à vapeur, il est nécessaire de choisir une source de soufflage/d'aspiration pour fournir une correction d'écoulement au niveau de l'entrée d'échappement. Dans la portée de ce système d'actionnement fluidique, des formes de réalisation comprennent une extraction de vapeur depuis des étages de turbine en amont, par exemple depuis une position en amont du dernier étage de la turbine (soufflage), l'utilisation d'une unité source de surpression/de vide indépendante (soufflage/aspiration), et une extraction de vapeur depuis la sortie de l'échappement (haute pression) avec réinjection à l'entrée (basse pression) par un circuit en boucle fermée. Pour la dernière option, si nécessaire, la pression totale de l'écoulement en sortie d'échappement peut être accrue avant injection par utilisation d'un éjecteur à vapeur entraîné par une petite quantité de vapeur extraite d'étages de turbine en amont (soufflage). Quand on emploie une aspiration dans une turbine à vapeur à condensation, le puits de pression peut être obtenu par emploi d'un "condenseur d'aspiration" supplémentaire alimenté en eau de refroidissement à une température inférieure à celle du condenseur principal. Cette eau de refroidissement à plus basse température peut potentiellement être la même eau de refroidissement que celle utilisée pour alimenter le condenseur principal mais passant d'abord à travers le condenseur d'aspiration, quand sa température est la plus basse, avant d'être envoyée au condenseur principal. Aux pressions typiques d'une turbine à vapeur à condensation, 38,1 mmHgabs (millimètres de mercure absolus) (1,5 inHgabs), un rapport de pressions égal à 1,2 entre l'écoulement principal et le condenseur d'aspiration peut être obtenu avec une différence de température inférieure à 5,560C (10F) (aspiration). Le choix correct de la source de soufflage dépend de l'application spécifique (configuration de la machine, conditions d'écoulement à l'entrée de l'échappement, rapport des pressions totales d'un côté à l'autre de la machine), de la facilité de mise en oeuvre et des résultats d'une analyse de système qui permet d'identifier une source optimale en termes d'équilibre avantages-cots (efficacité du système). Pour une turbine telle que M/C - A10 de 100 MW à simple flux, le diffuseur d'écoulement axial avec soufflage/aspiration d'entrée permet d'accroître la puissance de la turbine à vapeur d'une valeur allant jusqu'à 400 kW (soit 0,4%). L'estimation correspond à un accroissement de la valeur du coefficient de rendement en pression Cp de 0,25-0,3 jusqu'à 0,6. Cette invention propose donc l'application d'un soufflage/d'une aspiration à des systèmes d'échappement de turbines à gaz et de turbines à vapeur, une géométrie et des détails de mise en oeuvre d'orifices d'injection/d'aspiration, un mode d'injection/d'aspiration (permanent ou par impulsions) dans le contexte de l'application spécifique visée, et diverses sources de soufflage/d'aspiration. Bien que l'invention ait été décrite à propos d'une forme de réalisation préférée, les personnes ayant des compétences dans l'art comprendront que certains de ses éléments peuvent subir diverses modifications ou être remplacés par des équivalents sans sortir de la portée de l'invention. De plus, de nombreuses modifications peuvent être apportées pour adapter une situation ou un matériel particulier aux enseignements de l'invention sans sortir de sa portée essentielle. L'invention n'est donc pas limitée à la forme de réalisation particulière décrite en tant que meilleur mode envisagé pour réaliser cette invention. En outre, l'utilisation des termes première, seconde, etc. n'indique pas un quelconque ordre d'importance, mais les termes première, seconde, etc. sont au contraire utilisés pour distinguer un élément d'un autre. LISTE DES COMPOSANTS 16 24 42 100 110 132 Diffuseur Première extrémité Seconde extrémité Entrée du diffuseur Ecoulement principal Axe longitudinal Paroi du diffuseur Section Jets d'air Fentes longitudinales Couche de cisaillement Flèche Tracé des contours de vitesse axiale Zone Ecoulement central Tracé des contours de pression statique Tracé des contours de vitesse axiale Tracé des contours de pression statique Tracé Paramètre de performances du diffuseur Rapport de débits massiques Droite Point Point Point Point Diffuseur d'échappement Distribution de pression totale à l'entrée du diffuseur Pression totale PO 150 162, 164 168, 170 172 174, 176 206 304 312 336 Rayon sans dimension Tracé Coefficient de rendement en pression Cp Nombre de Mach Tracé Diffuseur augmenté Entrées Turbine Orifices Sortie principale de la turbine Passages Fentes Fentes Collecteur Parois Axe central Entrée du diffuseur Diffuseur Paroi Section d'entrée du diffuseur Etage de turbine Plan de sortie du diffuseur Noyau central Orifice d'injection Ecoulement principal Orifices d'injection Bâche d'échappement aval Passage de guidage de vapeur Emplacement Entrée de la bâche 402 406, 408 o0 430 440 460 472 488 Etage de turbine Noyau central Ecoulement principal Diffuseur Unité de surpression indépendante Turbine à gaz Tuyaux Paroi du noyau central Orifices d'injection Diffuseur Trous discrets Paroi du diffuseur Noyau central Entrée du diffuseur Angle Jet secondaire Direction d'écoulement Angle Jet secondaire Parois du diffuseur Diffuseur Passage d'écoulement principal Direction de sortie Passage de fente/trou Collecteur de corps extérieur Diffuseur Pression ambiante Ouverture Entrée du diffuseur Paroi divergente 500 506, 508 512 521 Ouverture Paroi du noyau central Orifice Orifice Diffuseur Pavillon Noyau central Croisillons Section d'entrée Section divergente Collecteur annulaire Corps extérieur Entrées de tuyau Parois divergentes Fente annulaire large Fente annulaire Equipement expérimental i REVENDICATIONS 1. Diffuseur (10, 160, 300, 330, 400, 430, 464, 480, 500) augmenté par actionnement fluidique, le diffuseur (10, 160, 300, 330, 400, 430, 464, 480, 500) comprenant: un axe longitudinal; une entrée de diffuseur (16, 304, 336, 438, 486, 510) ayant une largeur W; une section divergente (512) ayant une paroi de diffuseur (22, 434, 460, 488, 520); caractérisé en ce qu'il comprend en outre: une ouverture (26, 162, 314, 334, 414, 432, 470, 484, 518) dans la paroi de diffuseur (22, 434, 460, 488, 520) adjacente à l'entrée de diffuseur (16, 304, 336, 438, 486, 510); et un passage courbe (470) adjacent à l'ouverture (26, 162, 314, 334, 414, 432, 470, 484, 518), le passage courbe (470) étant à courbure convexe par rapport à l'axe longitudinal, le passage courbe (470) servant à introduire un jet secondaire dans l'ouverture (26, 162, 314, 334, 414, 432, 470, 484, 518) et le long de la paroi de diffuseur (22, 434, 460, 488, 520) pour maintenir le jet secondaire le long de la paroi (22, 434, 460, 488, 520) en utilisant l'effet Coanda. 2. Diffuseur (10, 160, 300, 330, 400, 430, 464, 480, 500) selon la revendication 1, caractérisé en ce qu'une unité de surpression indépendante (402) est reliée au passage courbe (470). 3. Diffuseur (10, 160, 300, 330, 400, 430, 464, 480, 500) selon la revendication 1, caractérisé en ce qu'il comprend une pluralité d'ouvertures (26, 162, 314, 334, 414, 432, 470, 484, 518) réparties autour de la circonférence de la paroi de diffuseur (22, 434, 460, 488, 520). 4. Diffuseur (10, 160, 300, 330, 400, 430, 464, 480, 500) selon la revendication 1, caractérisé en ce que du fluide est en outre injecté dans le diffuseur (10, 160, 300, 330, 400, 430, 464, 480, 500) par une ouverture (164, 311, 412, 490, 522) dans un noyau central (310, 340, 436, 504) placé à l'intérieur du diffuseur (10, 160, 300, 330, 400, 430, 464, 480, 500). 5. Diffuseur (10, 160, 300, 330, 400, 430, 464, 480, 500) selon la revendication 3, caractérisé en ce que la pluralité d'ouvertures (26, 162, 314, 334, 414, 432, 470, 484, 518) sont régulièrement réparties. 6. Diffuseur (10, 160, 300, 330, 400, 430, 464, 480, 500) selon la revendication 3, caractérisé en ce qu'il comprend en outre un collecteur annulaire (472, 514) monté autour de la circonférence d'un corps extérieur (516) du diffuseur (10, 160, 300, 330, 400, 430, 464, 480, 500), le collecteur annulaire (472, 514) collectant du fluide provenant d'une source extérieure et distribuant le fluide vers les ouvertures (26, 162, 314, 334, 414, 432, 470, 484, 518). 7. Diffuseur (10, 160, 300, 330, 400, 430, 464, 480, 500) selon la revendication 6, caractérisé en ce que le fluide sortant du diffuseur (10, 160, 300, 330, 400, 430, 464, 480, 500) est transféré vers le collecteur annulaire (472, 514). 8. Diffuseur (10, 160, 300, 330, 400, 430, 464, 480, 500) selon la revendication 6, caractérisé en ce que du fluide provenant d'une unité de surpression indépendante (402) est dirigé vers le collecteur annulaire (472, 514). 9. Diffuseur (10, 160, 300, 330, 400, 430, 464, 480, 500) selon la revendication 1, caractérisé en ce que l'ouverture (26, 162, 314, 334, 414, 432, 470, 484, 518) est une ouverture circulaire ayant un diamètre compris entre 0,02W et 0,05W. 10. Diffuseur (10, 160, 300, 330, 400, 430, 464, 480, 500) selon la revendication 1, caractérisé en ce que l'ouverture (26, 162, 314, 334, 414, 432, 470, 484, 518) est une fente annulaire ayant une hauteur comprise entre 0,015W et 0,02W. 11. Diffuseur (10, 160, 300, 330, 400, 430, 464, 480, 500) selon la revendication 1, caractérisé en ce qu'il comprend en outre une voie d'air (174) dirigeant de l'air provenant d'une turbine en amont (166) dans le passage courbe (470).