FR 3069290 A1 20190125 FR 1700769 A 20170719 MACHINE ROTODYNAMIQUE COMPRENANT DES IMPULSEURS HELICO RADIO AXIAUX AVEC CONTROLE DU GLISSEMENT INTERFACIAL Domaine technique L'invention concerne une machine rotodynamique comportant un ou plusieurs impulseurs hélico radio axiaux avec contrôle du glissement interracial qui peut être utilisée, d'une façon générale, pour la compression simultanée d'une phase liquide et d'une phase gazeuse. Ces applications se rencontrent, plus particulièrement, dans la production pétrolière, en pétrochimie ou en chimie. Art antérieur On entend par mélange diphasique, un mélange composé de deux phases, un fluide relativement incompressible (liquide) et un fluide compressible (gaz) de moindre masse volumique, chaque phase étant insoluble dans l'autre. On désigne par taux de gaz (GLR), le rapport entre le débit volumique de la phase gazeuse et celui de la phase liquide. On désigne par rapport des masses volumiques (RoLG), le rapport entre la masse volumique de la phase liquide et celle de la phase gazeuse. On désigne par glissement interracial, la différence de vitesses entre la phase gazeuse et la phase liquide. Par extension, mélanges multiphasiques et polyphasiques se rapportent à des mélanges composés de plusieurs phases liquides non miscibles et d'une phase gazeuse. Les machines de compression fonctionnent essentiellement selon deux principes : rotodynamique et volumétrique. Dans le premier cas (principalement, machines radiales et axiales), l'énergie communiquée à l'arbre de compression est transmisse au fluide, dans un premier temps, sous une forme cinétique (vitesse - partie mobile) puis, dans un second temps, convertie en énergie potentielle (pression - partie fixe). Dans le second cas (principalement, machines à vis, à pistons, à lobes et à 2 membranes), l'énergie communiquée à l'arbre est convertie directement en énergie potentielle. La partie mobile d'une machine rotodynamique est appelée roue ou impulseur tandis que la partie fixe est appelée diffuseur ou redresseur. On 5 désigne par cellule hydraulique, l'ensemble constitué d'une partie fixe et d'une partie mobile. Les parois latérales d'un canal hydraulique axial ou hélico radio axial sont constituées d'un carter (ou couvercle - Diamètre extérieur) et d'un moyeu (Diamètre intérieur) pour, respectivement, les parties les plus éloignées et les 10 plus rapprochées de l'axe de rotation ainsi que d'un intrados et d'un extrados pour, respectivement, la partie interne et externe de deux aubes adjacentes. L'aire ortho radiale d'un canal est définie dans un plan radial par la surface comprise entre deux aubes adjacentes. L'aire orthogonale d'un canal est définie dans un plan normal à deux aubes adjacentes par la surface 15 comprise entre ces deux aubes. Le coefficient des pertes diphasiques (Phi) mesure le rapport entre les pertes de charge relatives à un écoulement diphasique (phases séparées) et celles relatives à un écoulement homogène (phases intimement mélangées s'apparentant à un écoulement monophasique) dans les mêmes conditions 20 de débit volumique. De par l'existence de pertes interfaciales, ce coefficient est toujours supérieur à 1. Le rendement diphasique d'une machine (pompe ou compresseur) est le rapport entre l'énergie communiquée à un fluide ou un mélange de fluides et l'énergie transmise à l'arbre mettant en mouvement les impulseurs de la 25 machine. L'efficacité diphasique de hauteur (respectivement, de rendement) est le rapport entre la hauteur manométrique (respectivement, l'énergie) communiquée à un mélange diphasique et celle communiquée à un mélange homogène monophasique dans les mêmes conditions de fonctionnement (vitesse, débit volumique, masse volumique, viscosité). De par l'existence de 30 pertes interraciales, l'efficacité diphasique est toujours inférieure à 1. 3 Les machines rotodynamiques conçues pour la compression ou le pompage d'un fluide monophasique (compresseurs et pompes radiaux et axiaux) sont totalement inadaptées à la compression d'un mélange diphasique gaz - liquide avec un fort contraste de masse volumique. Au-delà d'un taux de gaz 5 de l'ordre de 5 % (variable selon le rapport des masses volumiques) le gaz constitue un goulot d'étranglement à l'entrée d'un impulseur. Il en résulte une forte dégradation des performances, la hauteur manométrique et le rendement diphasiques tendant vers zéro. Dans les années 1980 (Brevets FR2474614, US4310335, W08702117), une 10 machine hélico axiale a été développée de façon à remédier à ce problème permettant la compression d'un mélange diphasique indépendamment du taux de gaz (d'une phase totalement gazeuse à une phase totalement liquide). Bien que cette invention ait apporté une grande amélioration dans la compression d'un mélange diphasique, cette machine présente deux défauts 15 principaux : un rendement monophasique dégradé de l'ordre de 30 % par rapport à une machine monophasique classique ainsi qu'une dégradation progressive de l'efficacité diphasique au fur et à mesure que l'on s'éloigne des conditions monophasiques (efficacité minimale lorsque le GLR est compris entre 2 et 6). Cette dégradation s'accroit lorsque le rapport des 20 masses volumiques (RoLG) augmente. Les rendements monophasiques et diphasiques d'une machine hélico axiale (type rotodynamique) sont également inférieurs à ceux d'une machine volumétrique diphasique. Une machine hélico axiale présente cependant des avantages par rapport à une machine volumétrique : une meilleure résistance aux éléments abrasifs 25 ou érosifs, une capacité à fonctionner sur une très longue durée quel que soit le taux de gaz, l'absence de vibrations et une moindre exigence en termes de maintenance. Les performances diphasiques des machines radiales et hélico axiales peuvent s'analyser de la façon suivante : 30 - Dans une machine radiale, la phase liquide plus dense, est expulsée radialement par la force centrifuge tandis que la phase gazeuse reste 4 bloquée à l'entrée de l'impulseur. A l'inverse, dans une conduite fixe, horizontale, rectiligne et de section constante, le calcul et l'observation montrent que la phase gazeuse se déplace plus rapidement que la phase liquide, principalement, à cause d'une moindre densité et d'une 5 moindre viscosité générant une moindre dissipation visqueuse. Le déplacement des phases dans un canal hélico axial (surface externe cylindrique) en rotation s'apparente à celui se produisant dans la conduite mentionnée ci-dessus où la phase liquide présente une moindre vitesse par rapport à la phase gazeuse. Cette différence de 10 vitesse s'accroit lorsque les rapports des masses volumiques et des viscosités des phases s'accroissent. - De par sa conception, l'aube d'un impulseur helico axial est peu incurvée générant un moindre coefficient de hauteur manométrique comparé à un impulseur radial. 15 - De par sa conception, l'aube d'un impulseur helico axial est très allongée générant une très forte dissipation visqueuse conduisant à une diminution du rendement monophasique et, par conséquent, diphasique. - Le glissement interracial à l'intérieur des impulseurs et des diffuseurs 20 génère des angles d'incidence différents pour chaque phase en amont des bords d'attaque d'aube et, par conséquent, des pertes d'entrée qui n'existent pas pour les machines volumétriques. Des tentatives ont été entreprises à l'aide de machines hélico radio axiales (HRA) de façon à apporter de meilleures performances en comparaison de 25 celles d'une machine hélico axiale (HA). Un exemple de machine HRA est présenté dans le brevet FR2899944. Plusieurs éléments peuvent expliquer les performances insuffisantes qui en résultent : L'invention décrit l'angle Delta (formé dans un plan méridien entre le carter de l'impulseur et l'axe de rotation) variant entre -20 et +20 30 degrés à l'entrée de l'impulseur. Un angle négatif conduit à un refoulement du liquide vers l'entrée, par conséquent, à un 5 ralentissement de la phase liquide donc à un accroissement du glissement interracial, l'inverse de l'effet recherché. Un angle supérieur à quelques degrés conduit à une expulsion trop rapide du liquide vers le refoulement de l'impulseur comme dans le cas d'un 5 impulseur radial (blocage du gaz en entrée de l'impulseur). - La forme du carter de l'impulseur présente une forme concave (angle Delta croissant de l'entrée vers la sortie) ne permettant pas un contrôle du glissement en tout point de la direction axiale. Une égalité des vitesses des deux phases ne peut être obtenue sur une large 10 zone avec une forme strictement concave. - L'angle Delta est décrit selon des intervalles de quelques dizaines de degrés (entre - 20 et + 20 à l'entrée et entre 0.1 et 70 en sortie) alors que la sensibilité à l'accélération radiale devrait conduire à des angles 10 à 100 fois plus faibles que les valeurs extrêmes citées plus haut 15 (20 et 70). L'objet de la présente invention est précisément d'améliorer les performances liées à la conception des machines hélico axiales et hélico radio axiales de l'art antérieur. Résumé de l'invention 20 L'invention concerne une machine rotodynamique pour comprimer un mélange multiphasique comportant au moins une phase gazeuse et une phase liquide, ladite machine comportant au moins un impulseur en rotation autour d'un axe et monté dans un carter et au moins un diffuseur solidaire du carter, ledit impulseur comportant au moins deux aubes de façon à former au 25 moins deux canaux délimités par le moyeu, le carter et les deux dites aubes, caractérisé en ce que - ledit carter comporte, dans le plan méridien, au moins deux sections avec chacune une forme incurvée dans le plan méridien, une première partie concave située côté entrée dudit impulseur pour la mise en accélération 30 du liquide relativement au gaz et une seconde partie convexe située côté 6 sortie dudit impulseur pour maintenir la vitesse du liquide à une valeur sensiblement égale à celle du gaz, l'angle Alfa moyen du carter est compris entre 1 et 4 degrés, ledit angle Alfa étant compris dans un plan méridien et formé par la tangente au carter et 5 l'axe de rotation (axe z) et ledit angle Alfa moyen étant défini par les deux côtés d'un triangle rectangle dont le côté opposé est égal à la différence des rayons extérieurs de sortie et d'entrée de l'impulseur et le côté adjacent est égal à la longueur axiale de l'impulseur, le rayon intérieur du carter (rayon extérieur des aubes) étant continuellement croissant de l'entrée vers la 10 sortie. Selon un mode de réalisation l'angle Alfa définissant la forme du carter dans un plan méridien est égal localement aux valeurs suivantes : 0.2, 4.0, 3.5, 1.5 et 0.3 degrés, respectivement, aux positions axiales suivantes : 0.0, 0.4, 0.6, 0.8 et 1.0, ces dernières valeurs représentant le rapport entre la distance 15 axiale à l'entrée et la longueur axiale de l'impulseur, les valeurs d'angle pouvant varier selon un intervalle de 50 pourcent et ces valeurs variant sensiblement de façon linéaire dans les positions axiales intermédiaires. Selon un mode de réalisation, à l'entrée dudit impulseur, l'angle Béta de l'aube, formé dans le plan tangentiel à un cylindre de révolution, par le 20 projeté de la droite tangente à l'aube avec la droite située dans un plan radial tangente à un cylindre de révolution, est compris entre 4 et 30 degrés. Selon un mode de réalisation, à la sortie dudit impulseur, l'angle Béta de l'aube est compris entre 10 et 60 degrés cet angle variant de façon continue et croissante de l'entrée vers la sortie dans un intervalle de plus ou moins 10 25 pourcent. Selon un mode de réalisation, ledit redresseur comporte aux moins deux aubes, la hauteur des dites aubes à l'entrée dudit redresseur étant égale à la hauteur des aubes en sortie d'impulseur dans un intervalle de dix pourcent et celle en sortie dudit redresseur étant égale à celle à l'entrée de l'impulseur 30 dans un intervalle de dix pourcent. 7 Brève description des fiqures D'autres caractéristiques et avantages de l'invention seront mieux compris et apparaitront clairement à la lecture de la description, donnée à titre illustratif et nullement limitatif, faite ci-après en se référant aux dessins parmi 5 lesquels : - La figure 1 représente en coupe méridienne, deux impulseurs selon l'invention d'un compresseur (pompe) polyphasique avec un diffuseur entre ces deux impulseurs, - Les figures 2 et 3 représentent la variation du coefficient de pertes 10 diphasiques, Phi, en fonction du GLR et du RoLG pour un canal rectiligne en rotation avec, respectivement, un angle nul (figure 2) et un angle positif (figure 3) par rapport à l'axe de rotation, - La figure 4 définit les axes x, y et z, un plan radial, un plan tangent à un cylindre de révolution et l'angle Béta d'un canal dans ce plan 15 tangent. L'angle Béta d'une aube est formé, dans un plan tangentiel, par le projeté de la droite tangente à la direction moyenne d'un canal et l'axe x. L'axe x situé dans un plan radial (normal à l'axe de rotation) est tangent à un cylindre de révolution. L'axe y situé dans un plan méridien (passant par l'axe de rotation) est perpendiculaire à l'axe de 20 rotation. L'axe z parallèle à l'axe de rotation est normal aux deux autres axes. Les axes x, y et z constituent un système orthogonal. La figure 5 définit un triangle de vitesses dans un plan tangent à un cylindre de révolution, - La figure 6 définit l'angle Alfa d'inclinaison du carter d'un impulseur 25 par rapport à l'axe de rotation, - La figure 7 représente la variation des angles Alfa et Beta en fonction de la position axiale dans le cadre d'une application, - La figure 8 représente la variation des diamètres extérieur et intérieur en fonction de la position axiale ainsi que les cinq sections définissant 30 la forme du diamètre extérieur, et 8 - Les figures 9 et 10 représentent la variation de l'efficacité diphasique en fonction du GLR et du RoLG, respectivement, pour un impulseur conventionnel et pour un impulseur selon l'invention. Description détaillée 5 La présente invention concerne une machine rotodynamique représentée par la figure 1 et, plus particulièrement, une forme de carter (ou diamètre extérieur, 6) d'impulseur 2 de compression diphasique dans un plan méridien dudit impulseur associé à un angle Alfa dudit carter selon la direction axiale de façon à ce que de l'entrée jusqu'à la sortie de l'impulseur, la vitesse du 10 liquide soit aussi proche que possible de celle du gaz limitant de ce fait les pertes énergétiques interraciales (dissipation sous forme de chaleur) à l'interface des phases gaz et liquide et limitant, par voie de conséquence, les pertes énergétiques à l'entrée du diffuseur par une meilleure adaptation de l'angle d'entrée des aubes du diffuseur 3 aux angles d'incidence des phases 15 liquide et gazeuse. Ce processus est appelé contrôle du glissement interracial ou contrôle de la vitesse des phases dans l'impulseur, l'objet de ce contrôle étant de réduire le glissement à une valeur aussi proche que possible de zéro. Ce contrôle est exercé par la composante selon la direction de l'écoulement de la force centrifuge exercée sur les fluides (résultante de 20 trois composantes) perpendiculairement à l'axe de la rotation. Ce mode de contrôle du glissement interracial permet l'utilisation d'aubes d'impulseur plus incurvées que par les techniques antérieures permettant une augmentation du rendement et du coefficient de pression monophasiques. Il en résulte, en diphasique, une augmentation du 25 rendement, du coefficient de pression ainsi que de l'efficacité. Avant d'expliciter les caractéristiques de l'impulseur selon l'invention, quelques rappels sont donnés pour expliquer le comportement d'un fluide diphasique. L'invention portant sur un impulseur de compression diphasique avec 30 contrôle du glissement interracial sera mieux comprise par la description d'un écoulement diphasique dans un canal rectiligne soumis à une rotation, le 9 canal étant situé dans un plan méridien passant par l'axe de rotation et à distance constante de l'axe au cours de la rotation. Le canal est d'aire (perpendiculairement à l'écoulement) constante maintenant une vitesse constante de chaque phase entre l'entrée et la sortie du canal. Les 5 caractéristiques de l'écoulement sont présentées, ci-dessous, pour une inclinaison nulle et non nulle du canal par rapport à l'axe de rotation. Comme pour un canal au repos, lorsque l'inclinaison du canal en rotation est nulle (Distances de l'entrée et de la sortie du canal à l'axe de rotation égales), la vitesse du liquide est inférieure à celle du gaz, l'écart 10 s'accroissant avec le rapport des masses volumiques RoLG. Les pertes énergétiques interfaciales sont mesurées par le facteur Phi pour une même condition de fonctionnement (débit volumique, vitesse de rotation) pour plusieurs valeurs de RoGL et en fonction du GLR. Le facteur Phi 26 est représenté sur la figure 2. Il est maximum lorsque le GLR 25 est compris 15 entre 2 et 2.5 (quelle que soit la valeur de RoLG). Le facteur Phi est maximum lorsque le rapport RoLG est le plus élevé soit quarante (21 - Courbe avec triangles) et minimum lorsque ce rapport est le plus faible soit cinq (24 - Courbe avec carrés). Il augmente de façon continue de la valeur minimum à la valeur maximum de RoLG. Les valeurs intermédiaires de 20 RoLG représentées sont de dix, 23 et de vingt, 22. L'inclinaison est dite « négative » lorsque la distance du canal à l'axe de rotation est plus grande à l'entrée qu'à la sortie du canal. Dans cette configuration, la composante selon la direction du canal de la force centrifuge créée par la mise en rotation du canal est dirigée de la sortie vers l'entrée du 25 canal freinant l'entraînement du liquide vers la sortie du canal. Il en résulte une augmentation du facteur Phi correspondant à une augmentation du facteur de glissement entre phases. Lorsque l'inclinaison est positive (distance du canal à l'axe de rotation plus petite à l'entrée qu'à la sortie du canal), la vitesse du liquide est accélérée 30 par rapport à celle du gaz (composante de la force centrifuge, dans la direction du canal, dirigée de l'entrée vers la sortie du canal). Le facteur Phi 10 34 est représenté sur la figure 3 en fonction du GLR 33 dans le cas d'une inclinaison de 0.4 degré. Ce facteur est maximum lorsque le GLR est compris entre 1.5 et 2. Il est considérablement diminué, pour toutes les valeurs de GLR et de RoLG par rapport à la figure 2 indiquant une vitesse de 5 la phase liquide relativement proche de celle de la phase gazeuse bien que la première soit encore légèrement inférieure à la seconde. Les valeurs extrêmes de RoLG sont représentées pour des valeurs de quarante, 31 (FIG.3) et de cinq, 32. Pour atteindre une égalité quasi parfaite entre les vitesses des phases 10 liquide et gazeuse, il faut utiliser une inclinaison de 0.5 degré (non représentée ici pour des raisons de simplification). Dans ce dernier cas, l'écoulement diphasique (phases séparées) s'écoule de façon similaire à un écoulement homogène monophasique. Il en résulte que les pertes interraciales sont minimum et le coefficient de pertes Phi est voisin de 1. 15 Lorsqu'un canal rectiligne en rotation est situé dans un plan méridien passant par l'axe de rotation (section précédente) seule la force centrifuge générée par la rotation du canal est présente, les vecteurs représentant les vitesses d'écoulement de chaque phase du mélange diphasique étant situés dans un plan passant par l'axe de rotation. Il n'y a pas dans ce cas d'effet Coriolis. 20 La figure 4 définit un plan radial 42 normal à l'axe z de rotation 45, un plan tangent 43 à un cylindre de révolution 41 de rayon R, 40, l'axe x 44 situé à la fois dans un plan radial 42 et dans un plan tangent 43, l'axe y 46 normal aux axes x et z ainsi que l'angle Béta 50 formé par la tangente 49 au projeté 48 dans le plan tangent de la direction du canal et par J'axe x 44. La génératrice 25 47 représente la ligne de tangence entre le plan tangent 43 et le cylindre de révolution 41. La figure 5 définit le triangle de vitesses d'un écoulement projeté sur un plan tangent 43 à un cylindre de révolution en tout point d'un canal hélicoïdal. Dans ce triangle, les vitesses W 53 et V 52 désignent, respectivement, les 30 vitesses relative (par rapport au canal) et absolue (par rapport à un repère fixe) de l'écoulement. U 51 est la vitesse d'entraînement du canal. Wx 55 et 11 Vx 54 désignent les vitesses W et V projetées selon l'axe x 44 et Wz 56, la vitesse W projetée selon l'axe z 45. Deux forces centrifuges et une force centripète (Coriolis) sont générées par la rotation du canal et le déplacement du fluide dans le canal compte tenu de 5 la composante non nulle dans le plan radial de la vitesse de déplacement Wx. Ces trois forces, F1, F2 et F3, toutes perpendiculaires à l'axe de rotation, sont dues : A la mise en rotation du canal ; F1=0mg2*R, centrifuge, Au déplacement du fluide dans une direction transverse par rapport à 10 un plan méridien (plus précisément de la composante de la vitesse W dans le plan radial) ; F2=IWx12/R, centrifuge, A la force de Coriolis ; F3=2*Omg21Wxl, centripète, Où Omg est la vitesse angulaire de rotation, R la distance du canal à l'axe de rotation. Les forces F1, F2 et F3 s'exercent dans la direction y 46. La somme 15 des forces F1 et F2 est supérieure (en valeur absolue) ou égale à F3. Par conséquent, la résultante des forces F1+F2+F3 est toujours dirigée dans la direction des forces centrifuges. FI +F2 est égal à F3 seulement lorsque 1Wx1=Orng*R. Il apparaît dans cette section que la force centrifuge s'exerçant sur le fluide 20 est non seulement dépendante d'Omg et de R mais également de W et de Béta. C'est cette dernière observation qui est mise en oeuvre dans le canal hélico radio axial d'un impulseur. La machine de compression / pompage diphasique représentée sur la figure 1 est constituée d'au moins un impulseur hélico radio axial 2 détaillé ci-après 25 suivi d'un redresseur 3. L'impulseur comprend des aubes 4 et 12 montées sur un moyeu 5 lequel est monté sur un arbre d'entraînement 16. L'intérieur des aubes constitue un canal dans lequel se déplace un fluide. Les canaux sont fermés (flasque monté sur l'extérieur de l'impulseur, le couvercle) ou ouverts, comme représenté sur la figure 1, la partie fixe en vis 30 à vis de l'impulseur constituant la partie supérieure des canaux (le carter - 6). Dans ce dernier cas, de façon à limiter la fuite de fluide entre deux canaux, la 12 distance radiale 13 entre l'extrémité des aubes et le carter est de l'ordre de quelques dixièmes de mm. Les flèches 14 et 15 représentent la direction de l'écoulement depuis l'entrée du premier impulseur jusqu'à la sortie du dernier impulseur (figure 1) ou redresseur (diffuseur). 5 La forme géométrique des aubes 12 dans un plan orthogonal (coupe perpendiculaire à une aube ou à un écoulement) est conçue, de la façon connue de l'homme du métier, de façon à apporter une résistance mécanique suffisante aux aubes (Forces appliquées par le fluide et résultantes de la rotation). Les bords d'attaque et de fuite des aubes sont 10 conçus de façon à minimiser le blocage hydraulique et à réduire les pertes entre parties fixes et mobiles (redresseur et impulseur). Un impulseur est suivi d'un redresseur constituant à eux deux une cellule hydraulique. Plusieurs cellules hydrauliques sont montées en série de l'entrée vers la sortie de la machine de compression diphasique de façon à 15 satisfaire les besoins en hauteur manométrique (Elévation de pression). Les impulseurs et les redresseurs sont séparés par des intervalles 10 de l'ordre du mm pour limiter les fuites entre les éléments fixes et tournants, tout comme l'intervalle 11 séparant un redresseur de l'axe de rotation. Les tuyauteries et volutes d'entrée et de sortie sont conçues comme il est connu 20 de l'homme du métier. Le diamètre extérieur et la hauteur des aubes à l'entrée d'un impulseur ainsi que la vitesse de rotation définissent le débit volumique comme il est connu de l'homme du métier. La forme globale des canaux est conçue différemment dans le cadre de 25 l'invention par comparaison avec un canal strictement hélico axial (HA) ou un canal hélico radio axial (HRA) sans contrôle du glissement interracial : - Canal d'impulseur HA conventionnel (ou HRA) sans contrôle du glissement interracial - Dans ce type de canaux, on privilégie le mélange des phases autant que le GLR, le RoLG, les viscosités et la 30 tension de surface le permettent. Cela est généralement possible lorsque le GLR est inférieur à 2 (cette valeur dépend du RoLG). Ce 13 mélange est facilité en concevant les canaux de façon à ce que les accélérations dans un système orthogonal soient toutes aussi faibles que possible (dans les directions, respectivement, longitudinale à l'écoulement, transversale et radiale aux aubes). Il en résulte des 5 canaux extrêmement longs conduisant à de fortes pertes visqueuses, une vitesse moyenne du liquide inférieure à celle du gaz en sortie d'impulseur conduisant à de fortes pertes en entrée de diffuseur. Dans le cas d'un impulseur HA, le diamètre extérieur est constant. Sur la figure 6, la composante dans le plan méridien de l'écoulement, au 10 niveau du carter, s'effectue selon une direction 63 parallèle à l'axe de rotation z 45. Par ailleurs, ces impulseurs utilisent une forme concave du moyeu, retardant l'expulsion de la phase liquide du moyeu vers le carter. Cette conception du moyeu apporte une inhomogénéité dans la variation d'aire de l'entrée vers la sortie de l'impulseur générant une 15 inhomogénéité de la vitesse d'écoulement. Canal d'impulseur HRA selon l'invention, avec contrôle du glissement interfacial - Dans ce type de canaux, on combine, à la fois, le mélange des phases lorsque le GLR est relativement faible (inférieur à 1) et le contrôle du glissement interfacial lorsque la séparation des 20 phases est inéluctable. Le contrôle des phases repose sur une mise en accélération de la phase liquide à l'aide de la composante dans la direction de l'écoulement de la résultante des forces centrifuges et centripète. Sur la figure 6, la composante dans le plan méridien de l'écoulement, au niveau du carter 61, s'effectue selon une direction 62 25 faisant un angle Alfa 64 avec l'axe de rotation z 45. Cette accélération est contrôlée, par la forme du carter, de façon à éviter une vitesse du liquide trop importante par rapport à celle du gaz comme cela se produit dans un impulseur radial ou HRA de forte pente. Selon ce principe de fonctionnement, il n'est plus nécessaire de minimiser 30 l'accélération dans le sens de l'écoulement (liée au changement d'aire) ni celle transverse aux aubes permettant l'usage d'aubes plus 14 incurvées que dans le cadre du paragraphe précédent. Par ailleurs, la forme du moyeu est déterminée par une variation d'aire orthogonale régulière de l'entrée vers la sortie (limitation des pertes par diffusion) plutôt que par la création d'une force centripète pour retarder 5 l'expulsion du liquide vers le carter. De la conception d'un impulseur avec contrôle du glissement pariétal, il résulte plusieurs avantages : a. Des pertes interraciales dans l'impulseur fortement réduites b. Des pertes diphasiques à l'entrée du redresseur et des pertes 10 interraciales dans le redresseur réduites c. Des pertes visqueuses (monophasiques et diphasiques) dans le canal d'impulseur réduites d. Un coefficient de pression augmenté (monophasique et diphasique). Les items a et b mentionnés ci-dessus conduisent à une augmentation de 15 l'efficacité diphasique indépendamment d'une amélioration des performances monophasiques. Les items c et d mentionnés ci-dessus conduisent, en monophasique comme en diphasique, à une augmentation, à la fois, du rendement et du taux de compression. Ces améliorations s'ajoutent aux performances listées dans le 20 paragraphe précédent concernant, strictement, l'amélioration de l'efficacité diphasique (Items a et b). Ces performances sont obtenues par l'invention définie de la façon suivante et selon la figure 7 représentant la variation des angles Béta 71 et Alfa 72 en degrés 74 en fonction de la position axiale 73, en mètre, et selon la figure 8 25 représentant la variation des diamètres extérieur 6 et intérieur 5, en mètre, en fonction de la position axiale 82, en mètre (II convient de noter que sur les figures 7 et 8 les dimensions de longueur sont relatives à une application particulière donnée à titre d'exemple - Diamètre extérieur moyen de l'impulseur de 0.25 m) : 30 - Le carter 6 comprend, dans le plan méridien, de l'entrée vers la sortie au moins deux sections avec chacune une forme incurvée, une 15 première partie concave 84 (sommet dirigé vers l'axe de rotation) située côté entrée dudit impulseur pour la mise en accélération du liquide relativement au gaz et une seconde partie convexe 86 (sommet dirigé vers l'extérieur de l'impulseur) située côté sortie dudit 5 impulseur servant au maintien de l'accélération du liquide par rapport au gaz. Au niveau du carter 6 et à l'entrée de l'impulseur, par conséquent, en amont de la section concave, la section 83 est sensiblement parallèle à l'axe de rotation. Au niveau du carter 6 et en sortie de l'impulseur, 10 par conséquent, en aval de la section convexe, la section 87 est sensiblement parallèle à l'axe de rotation. Les dérivées en fonction de la position axiale des équations décrivant les formes concave et convexe sont égales au niveau de chaque raccordement aussi bien au niveau de l'amont (entre 83 et 84), de l'aval (entre 86 et 87) que dans 15 la partie intermédiaire (85, entre 84 et 86) de façon à limiter les pertes résultant d'une discontinuité de forme ou de variation de forme. L'angle moyen Alfa 64 du carter, dans le plan méridien, est compris entre 1 et 4 degrés (préférentiellement 2 degrés), ledit angle Alfa étant défini par les deux côtés d'un triangle rectangle dont le côté opposé 20 est égal à la différence des rayons de sortie et d'entrée de l'impulseur et le côté adjacent est égal à la longueur axiale de l'impulseur. Le rayon du carter est continuellement croissant de l'entrée vers la sortie de l'impulseur. Un élément supplémentaire à l'invention consiste en une accentuation de la forme incurvée des aubes de façon à augmenter, par 25 rapport à une hydraulique HA conventionnelle, la différence entre les angles de sortie et d'entrée des aubes (Béta) et à réduire la longueur des aubes. Cette action permet d'augmenter, à la fois, le coefficient de pression et le rendement. Ces améliorations de performance sont obtenues en monophasique comme en diphasique (polyphasique). 30 Le nombre d'aubes n est choisi de façon à ce que la distance orthogonale entre deux aubes adjacentes approxime, au milieu de la distance axiale, la 16 hauteur des aubes mesurée par la distance séparant le carter du moyeu dans une direction radiale à l'axe de rotation. Cependant, le nombre d'aubes peut être supérieur ou inférieur d'une unité au nombre n d'aubes comme il est défini ci-dessus. Les aubes sont montées préférentiellement radialement 5 au moyeu. L'angle Béta des aubes varie préférentiellement de façon linéaire entre l'entrée et la sortie de l'impulseur. Le rapport entre le diamètre extérieur à l'entrée et la longueur axiale de l'impulseur est compris entre 4 et 6 mais il est, préférentiellement, égal à 5. 10 L'aire orthogonale entre deux aubes augmente de façon continue et croissante de l'entrée vers la sortie et dans un rapport compris entre 1.5 et 2.1 (préférentiellement 1.8) entre les aires de sortie et d'entrée. A l'entrée, le diamètre extérieur de l'impulseur, la hauteur des aubes et l'angle Béta sont définis comme il est connu de l'homme du métier en 15 fonction des données relatives au débit volumique du mélange polyphasique et à la vitesse de rotation. Les lois de variation des angles Alfa et Beta ainsi que de la variation d'aire orthogonale définissent les diamètres extérieur et intérieur ainsi que la forme «des aubes en tout point de l'impulseur. 20 Les performances résultant de l'invention sont données dans le cas d'une application particulière ne limitant pas le cadre de l'invention, figures 7 à 10. L'angle Béta 71 moyen est de 8 degrés à l'entrée et de 32 degrés à la sortie des aubes. Il évolue de façon linéaire le long de la direction axiale. 25 Au niveau du couvercle, l'angle Alfa (72) prend les valeurs comme indiqué ci-dessous. Position Entrée Milieu Sortie Forme carter Linéaire Concave Linéaire Convexe Linéaire Dist Fraction 0.0 0.4 0.6 0.8 1.0 Alfa Degrés 0.2 4.0 3.5 1.5 0.3 17 Où « Dist Fraction » représente la distance à l'entrée en fraction de la longueur axiale et où « Forme Carter » indique la forme approximative du carter dans la zone comprenant cette position (Linéaire, Concave ou Convexe). Les efficacités diphasiques d'un impulseur Hélico Radio Axial sans et avec contrôle du glissement interfacial sont présentées, respectivement, sur les figures 9 et 10. Les résultats sont les suivants : L'efficacité diphasique est minimum pour les deux types d'impulseur et pour tous les rapports de masses volumiques RoLG pour un GLR 10 voisin de 2. Pour un grand rapport de masses volumiques RoLG (valeur de 40), l'efficacité diphasique est augmentée de façon importante de 0.23 (HA conventionnel - 91 figure 9) à 0.60 (HRA selon l'invention - 101 figure 10). 15 Pour un rapport plus faible de masses volumiques RoLG (valeur de 5), l'efficacité diphasique est augmentée de 0.63 (HA conventionnel - 94 figure 9) à 0.80 (HRA selon l'invention - 104 figure 10). Il apparaît à travers cet exemple numérique que le contrôle du glissement interfacial est considérablement plus efficace lorsque le rapport de masses 20 volumiques RoLG est élevé c'est-à-dire aussi lorsque la séparation des phases est inéluctable. Variation du coefficient de pression selon la présente application particulière : Le coefficient de pression est augmenté de 0.50 (HA conventionnel) à 0.60 (HRA selon l'invention) permettant une réduction du nombre d'étages de 25 compression de l'ordre de 20 % REVENDICATIONS1 - Machine rotodynamique (1) pour comprimer un mélange multiphasique comportant au moins une phase gazeuse et une phase liquide, ladite machine comportant au moins un impulseur (2) en rotation autour d'un axe (16) et monté dans un carter (6) et au moins un diffuseur (3) solidaire du carter, ledit impulseur comportant au moins deux aubes (4 et 12) de façon à former au moins deux canaux délimités par le moyeu (5), le carter et les deux dites aubes, caractérisée en ce que : - ledit carter (6) comporte, dans le plan méridien, au moins deux sections avec chacune une forme incurvée dans le plan méridien, une première partie concave (84) située côté entrée dudit impulseur pour la mise en accélération du liquide relativement au gaz et une seconde partie convexe (86) située côté sortie dudit impulseur pour maintenir la vitesse du liquide à une valeur sensiblement égale à celle du gaz, - l' angle Alfa moyen (64) du carter, dans le plan méridien, est compris entre 1 et 4 degrés, ledit angle Alfa étant défini par les deux côtés d'un triangle rectangle dont le côté opposé est égal à la différence des rayons extérieurs de sortie et d'entrée de l'impulseur et le côté adjacent est égal à la longueur axiale de l'impulseur, le rayon intérieur du carter (rayon extérieur des aubes) étant continuellement croissant de l'entrée vers la sortie. 2 - Machine rotodynamique selon la revendication 1 caractérisée en que l'angle Alfa définissant la forme du carter dans un plan méridien est égal localement aux valeurs suivantes : 0.2, 4.0, 3.5, 1.5 et 0.3 degrés, respectivement, aux positions axiales suivantes : 0.0, 0.4, 0.6, 0.8 et 1.0, ces dernières valeurs représentant le rapport entre la distance axiale à l'entrée et la longueur axiale de l'impulseur, les valeurs d'angle pouvant varier selon un 19 intervalle de 50 pourcent et ces valeurs variant sensiblement de façon linéaire dans les positions axiales intermédiaires. 3 - Machine rotodynamique selon la revendication 2 dans laquelle, à l'entrée 5 de l'impulseur, l'angle Béta de l'aube, formé dans le plan tangentiel à un cylindre de révolution, par le projeté de la droite tangente à l'aube avec la droite située dans un plan radial tangente à un cylindre de révolution est compris entre 4 et 30 degrés 10 4 - Machine rotodynamique selon la revendication 2 dans laquelle, à la sortie de l'impulseur, l'angle Béta de l'aube est compris entre 10 et 60 degrés que cet angle varie de façon continue et croissante de l'entrée vers la sortie dans un intervalle de plus ou moins 10 pourcent. 15 5 - Machine rotodynamique selon l'une des revendications précédentes caractérisée en ce que le nombre d'aubes n de l'impulseur est égal ou supérieur à 2 et est choisi de façon à ce que la distance orthogonale entre deux aubes adjacentes approxime la hauteur des aubes mesurée par la distance séparant le carter du moyeu dans une direction radiale à l'axe de 20 rotation. 6 - Machine rotodynamique selon l'une des revendications précédentes caractérisée en ce que le nombre d'aubes est supérieur ou inférieur d'une unité au nombre n d'aubes correspondant à l'approximation entre la distance 25 orthogonale entre deux aubes adjacentes et la hauteur des aubes. 7 - Machine rotodynamique selon l'une des revendications précédentes caractérisée en ce que l'aire orthogonale entre deux aubes augmente de façon continue et croissante de l'entrée vers la sortie et dans un rapport 30 compris entre 1.5 et 2.1 (préférentiellement 1.8) entre les aires de sortie et d'entrée. 20 8 - Machine rotodynamique selon l'une des revendications précédente caractérisée en ce que, le redresseur comporte aux moins deux aubes, la hauteur des dites aubes à l'entrée dudit redresseur étant égale à la hauteur des aubes en sortie d'impulseur dans un intervalle de dix pourcent et celle en 5 sortie dudit redresseur étant égale à celle à l'entrée de l'impulseur dans un intervalle de dix pourcent. 9 - Machine rotodynamique selon l'une des revendications précédentes caractérisée en ce que, l'impulseur comporte un couvercle sur sa partie 10 externe ledit couvercle étant solidaire des aubes de l'impulseur. 10 - Machine rotodynamique selon l'une des revendications précédentes comportant plusieurs impulseurs séparés par des redresseurs.