FR 2724973 A1 19960329 FR 8222166 A 19821231 DISPOSITIF D'ETANCHEITE D'AUBAGES MOBILES DE TURBOMACHINE AVEC CONTROLE ACTIF DES JEUX EN TEMPS REEL ET METHODE DE DETERMINATION DUDIT DISPOSITIF L'invention concerne un dispositif d'étanchéité d'aubages mobiles de turbomachine permettant un contrôle actif en temps réel des jeux en extrémités d'aubes et elle concerne également une méthode de détermination de ce dispositif conforme a' à 'invention. On connaît l'importance pour le rendement d'une part, mais aussi pour l'obtention d'une poussée maximale et pour la réserve au pompage de réduire les fuites dues aux jeux entre parties tournantes et parties fixes d'une turbosachine notamment au niveau de la (ou des) turbine(s). Pour réduire ces jeux, et corrélativement les fuites. aussi bien en régime stabilisé qu'en régime transitoire, il faut respecter un certain nombre de conditions dont certaines sont incompatibles avec les autres ou en tout cas très difficiles à bien réaliser toutes ensembles t concentricité avec l'axe de rotation de la turbomachine des extrémités d'aubes ou de leurs talons périphériques et également du dispositif d'étanchéité, indéformabilité de celui-ci (sous le jour qu'il doit toujours rester de révolution), augmentation (respectivement diminution) du rayon du dispositif d'étanchéité en suivant l'augmentation (respectivement la diminution) du rayon des extre- mités d'aubes ou de leurs talons périphériques sous l'effet des dilatations tant centrifuges que thermiques, et ceci aussi bien en stabilisé qu'en transitoire. S'il est relativement facile d'assurer que l'extrémité des parties tournantes (extrémité des aubes. ou talons péri- phériques) décrit bien au cours des rotations une surface de révolution par exemple par mise à longueur des aubes ou des talons par rectification sur disque aileté tournant, il est beaucoup plus difficile d'assurer à la virole entourant les parties tournantes une forme de révolution dans les différentes conditions de fonctionnement, eu égard notamment aux forces d'inertie pouvant intervenir pour les turbomachines aéronautiques (facteurs de charge dans le sens z ou y notamment) et surtout eu égard aux déformations d'origine thermique.Il est nécessaire sans être du reste suffisant que la virole d'étanchéité (ou les éléments qui portent la garniture d'étanchéité ou qui définissent la position des secteurs d'étanchéité) reste parfaitement centrée sur l'axe de rotation de la turbomachine, d'une part, et ne s' ovalise pas, d'autre part. Cela oblige à prévoir pour cette virole, soit une construction monolithique d'inertie suffisante, soit un système plus compliqué assurant la concentricité des supports de secteurs autour de l'axe de la machine d'une part, et l'absence quasi complète d'ovalisation d'autre part. Si cette condition n'est pas réalisée et si de ce fait il y a ovalisation ou excentràge et si on désigne par a la distance maximum vers l'intérieur entre le cercle de meme longueur développée et la partie intérieure de la virole ovalisée (ou excentrée) la plus proche des extrémités d'aubes (ou des supports de segments) au maximum d'ovalisation (ou dexcentrage) possible sous un des effets susmentionnés, il sera nécessaire de prévoir "a" - soit un jeu supérieur ou égal à a dans les oondi- tions de fonctionnement prévues, - soit une garniture d'étanchéité d'épaisseur minimale égale à "a", qui sera d'ailleurs en tout cas localement enlevée par abrasion à la première occurence d'ovalisa tion (ou d'e%centrage) maximale "a", formant ainsi au moins une lunule de fuite par un jeu qui localement est égal. à "g* et qui, sel.on toute probabilité, compte tenu du fait que l'ovalisation (ou l'excentrage) peut se produire suivant des axes différents, sera rapidement "a" égal ou très voisin de "aw sur toute la périphérie de la virole ou de l'ensemble des secteurs d'étanchéité. Si on sait en fait pratiquement obtenir, par exemple par le moyen décrit par la demanderesse dans sa demande de brevet 81.20719 déposée le 5 novembre 1981, que le carter supportant la virole portant directement ou indirectement la garniture d'étanchéité soit bien centré par rapport & l'axe de la turbomachine, et si on sait également bien centrer cette virole dans le carter, et lui donner une inertie suffisante pour que sa déformation par ovalisa- tion soit pratiquement négligeable, on ne peut pas pour autant assurer à tous les régimes de fonctionnement, et notamment en transitoire, une dimension radiale de la virole d'étanchéité ou des secteurs reconstituant une virole qui maintienne un jeu positif mais très faible entre les extrémités d'aubes (ou de leurs talons - périphé- riques) et virole (ou secteurs) d'étanchéité dans toutes les conditions de fonctionnement, y compris les conditions transitoires. Dans ce qui suit, par souci de simplification, nous décrirons le cas où les aubes mobiles n'ont pas de talons périphériques, mais il doit être bien entendu que le terme "extrémité d'aube" devra se comprendre extrémité radiale des talons périphériques d'aubes", lorsque les aubes oour portent de tels talons périphériques. Une première difficulté provient du fait qu'il.faut ajuster, pour annuler ou limiter les fuites, la dimension de la virole à tous les régimes permanents depuis l'état de repos en passant par le ralenti jusqu'au régime maximal de la turbomachine. En effet, si on appelle rO la somme du rayon du disque plus la longueur ajustée des aubes à l'état de repos, la position radiale de l'extrémité des aubes devient (en supposant par souci de simplification de la démonstration que les extrémités d'aubes balayent un cylindre et non une forme quelconque de révolution) pour le ralenti stabilisé s rr = r0 + dilatation centrifuge du disque au ralenti (dcdr) + dilatation centrifuge des aubes au ralenti (dcar) + dilatation thermique du disque au ralenti (dtdr) + dilatation thermique des aubes au ralenti (dtar) et pour le régime maximum stabilisé en remplaçant l'in- dice "r de ralenti par l'indice "m de maximum s rm = ro + dcdm + dcam + dtdm + dtam De même pour tout régime intermédiaire (où nous emploie rons l'indice "i") " r. = rO + dcd + dcai + dtdi + dtai C'est à ces- rayons respectifs rre rm t ri (et plus précisément à ri, du reste variable, pour tous les régimes intermédiaires) qu'il faudrait ajuster la dimen- sion intérieure de la virole avec un jeu non nul mais aussi petit que possible. Or, si la virole est monolithique et d'inertie suffisante, ou si un système plus complexe assurant la concentricité autour de l'axe et l'absence quasi complète d'ovalisation est employé (et nous avons vu que cette condition est nécessaire), la solution qui semble la plus simple pour faire varier le rayon intérieur de la virole portant la garniture d'étanchéité, ou les éléments qui définissent la position des secteurs d'étanchéité, est que la partie structurale de la virole soit portée à une température convenable ce qui, en tenant compte de son coefficent de dilatation r conduit pour obtenir un jeu positif et très proche de zéro aux différents régimes stabilisés, à balayer la structure de la virole par de l'air à une température convenable, par exemple par prélèvement d'air à un étage convenable du compresseur.Plusieurs brevets, tel que la demande FR 2 467 292 décrivent un tel contrôle actif des jeux. Mais en fait, même en régime parfaitement stabilisé, le problème n'est pas résolu pour autant, il n'est que reporté à un mécanisme de distribution d'air, ajusté en débit et/ou en température pour assurer, en régime stabilisé, la température de la structure de la virole qui par l'effet de son coefficient de dilatationz imposera le rayon rr, rm ou ri, assurant le jeu convenable très faible. Un tel distributeur peut évidemment être conçu, mais serait d'une complication extrême e et d'une fiabilité assez aléatoire (une panne du distributeur pouvant dans certains cas produire des dégâts importants à l'ensemble de la turbine et/ou de la virole). Mais plus grave encore est le fait qu'un tel dispositif de contrôle actif des jeux seulement en assurant le débit convenable d'un fluide à une température convenable doit également fonctionner en tran sitoire. Il doit donc avoir une ZréponseZ qui, en fonction du temps, soit ajustée à la "réponse également en fonction du temps de déplacement radial de l'extrémité des aubes dû à la dilatation, respectivement à la rétraction du rotor. A titre d'exemple, si on a assuré, grâce à un débit convenable de fluide à une température convenable sur la structure de la virole de coefficient de dilatation , une dimension de celle-ci assurant un jeu presque nul en stabilisé à la fois au ralenti et au régime maximum, on obtiendra le fonctionnement décrit ci-après lors d'une décélération rapide, telle qu'elle est imposée pour les turbomachines aéronautiques, dans l'hypothèse ou on a renoncé à un distributeur très sophistiqué d'un débit plus ou moins grand de fluide plus ou moins chaud sur la virole. Ce serait notamment le cas ou la virole portant la garniture d'étanchéité (ou les secteurs d'étanchéité) serait directement baignée par de l'air prélevé, par exemple à un des derniers étages de compresseur. Dans un temps très bref (un délai assez représentatif serait de l'ordre de 6 secondes), la vitesse de rotation tombe à la vitesse de ralenti. Il y a déplacement radial des extrémités d'aubes dû à la rétraction centrifuge des aubes et du disque dans le même temps de la quantité dcdm - dcd r + dcam - dca t si la virole portant la garniture ou les secteurs d'étanchéité ne variait pas de rayon, le jeu augmenterait, ce qui ne serait d'ailleurs pas très grave dufait qu'il s'agit d'un régime transitoire, où l'obtention d'un rendement maximal n'est pas un critère prépondérant. Dans à peu prés le même laps de temps, d'une part, les gaz entraînant la turbine mais aussi, d'autre part, le fluide de refroidissement du disque et le fluide de refroidisse ment de l'intérieur des aubes (les machines modernes ayant, généralement pour des questions de limite admissible de température de métal, un refroidissement contrôl du disque et un refroidissement interne très élaboré des aubes) prennent la température correspondant au ralenti (en négligeant cependant l'échauffement de l'air de ventilation par suite de l'inertie thermique des pièces en contact avec ces fluides, telles que canalisations, enceintes, etc... , ce qui est une hypothése simplificatrice admissible en première approximation).Ceci correspond à une rétraction thermique de l'aube (dtam - dta ) qui s'a joute à la rétraction (dcdm - dcdr + dcam - dcar > due à la diminution des contraintes centrifuges. Mais il faut, à ce stade, constater que les "réponses N en fonction du temps des dilatations, respectivement rétraction thermique de l'aube et du disque, voire même des différentes parties du disque, sont très différentes.Pour simplifier, dans ce qui suit, nous ne nous occuperons que du temps que met. un de ces éléments à acquérir une dilatation (respectivement rétraction) thermique égale à 98% de sa dilatation (respectivement rétraction) finale, et "temps de réponse" à 98% ou même plus simplement N temps de réponse" le temps nécessaire à obtenir cette valeur de 988 de la dilatation (respectivement rétraction) thermique en régime complate- ment stabilisé. Une valeur caractéristique de ce temps de réponse'par exemple pour une aube moderne est de l'ordre de quelques secondes. Au contraire, le disque, du fait de son inertie thermique considérable, mettra de l'ordre de 50 fois plus (et dans certains cas encore davantage) a atteindre sa température quasi stabilisée.En effet, la partie jante du disque relativement peu épaisse (mais beaucoup plus épaisse que les aubes) se réchauffera relativement rapidement, pour une accélération, d'autant plus qu'elle reçoit directement le flux de chaleur venant des aubes, alors que la partie centrale, généralement beaucoup pl.us épaisse, mettra encore plus de temps à se réchauffer, donc à avoir sa "réponse" en dilatation thermique que la jante et à fortiori que les aubes. Nous appellerons également temps de réponse du disque, le temps qu'il mettra à atteindre cette valeur de 98% de dilatation (respectivement rétraction) thermique en régime complètexent stabilisé. Une allure caractéristique de la réponse en temps des déplacements radiaux de l'extrémité des aubes lors d'une accélération (respectivement décélération) est donnée sur la figure 1. Il en résulte que ces solutions connues ne permettent pas d'ajuster en temps réel la dilatation de la structure de la virole à la dilatation réelle (centrifuge et thermique) de la roue ailetée. En effet, si la virole porteuse directement ou indirectement de la garniture d'étanchéité est étudiée pour avoir le même "temps de réponsezque le disque (en jouant par exemple sur son épaisseur et sur son calorifugeage), au cours dè la décélération brutale évoquée ci-dessus, le jeu sera d'abord augmenté de dcdm + cas dtam - dcd r - dca r - dta r ce qui n'est pas trop grave, puisque cela joue seulement sur.un rendement en transitoire, et qu'il n'y a pas d'usure de la garniture d'étanchéité, puis la rétraction thermique du disque se produira, conduisant à un rayon du disque ailes au ralenti complètement stabilisé de rO + dcdm - dcdr + dcam - dcar + dtam - dtar + dtdm - dtd r On peut s'arranger par un choix judicieux notamment du coefficient de dilatation de la virole pour rendre le jeu correspondant au ralenti cotplètement stabilisé très voisin de zéro quoique positif et en tout cas trucs voisin du jeu en stabilisé au régime maximum. Mais à l'accélération brusque suivante, le jeu deviendrait négatif (en fait cela provoquera soit la rupture des aubes, soit une usure importante de la garniture a d'étan- chéité abradable) puisqu'en 7 secondes le rayon terminal des aubes sera augmenté de dcd m - dcd + dca - dca r + dta - dtar qui peut être de l'ordre par exemple de 1,5 mu, voire plus, alors que le rayon de la virole d'étanchéité n'aura pratiquement pas encore subi de dilatation. C'est au moins ce jeu qu'on retrouvera en permanence dans les conditions de fonctionnement ultérieur à cette acc ration après ralenti stabilisé (de l'ordre de plus de 5 minutes par exemple), et notamment au plein gaz stabilisé suivant par suite de l'enlèvement par abrasion d'une couche de cette épaisseur de la garniture d'étanchéité, le jeu étant d'ailleurs encore plus grand juste après une accélération avant que la température du disque soit stabilisée. Si, au contraire, la virole porteuse ayant le coefficient de dilatation est étudiée, en liaison avec les caractéristiques de son air de ventilation, pour avoir le même "temps de réponse que la machine elle-même en accélération et/ou décélération égal ou très voisin du temps de réponse de dilatation/rétraction centrifuge du disque et de l'aube, augmenté au moins approximativement de la dilatation/ rétraction thermique de l'aube, c'est en partant du plein gaz stabilisé qu'une réduction brutale rendrait le jeu négatif, de la valeur dtdm - dtd r diminuée du jeu au départ au maximum stabilisé, enlevant une couche de cette épaisseur de la garniture d'étanchéité (de l'ordre de 2,5 mm), jeu qu'on retrouvera au moins dans tous les régimes stabilisés ultérieurs. I1 est certes possible de sophistiquer encore plus le distributeur dont il est fait état plus haut pour qu'il ré- ponde convenablement en temps réel à cette double caracteristique du "temps de réponse" du rayon des extrémités d'aubes, qui peut être représentée par exemple par le schéma de la figure 1 pour une accélération au-dessus de l'axe des temps, et pour une décélération en-dessous. Mais les inconvénients de complexité, de masse, de coût et surtout de fiabilité d'un tel distributeur seraient d'autant augmentés, et le rendraient encore plus irréaliste et peu fiable.De plus, les canalisations devraient être prévues pour un débit de ventilation maximal, considérable pour agir sur la temps rature de la virole porteuse pendant la première phase de la mise en vitesse et en température du disque et des aubes. On connaît également des tentatives de solution de ce problème trés délicat de faire suivre à la partie intérieure d'une virole la dilatation (respectivement la rétraction) en temps reel, c'est-à-dire en fait permettant que par exemple en accélération, la virole porteuse de la bande d'étanchéité réponde à la double caractéristique des "temps de réponse" de la figure 1, notamment dans les demandes de brevets français 2 450 344 et 2 450 345. Toutefois, l'agencement prévu dans ces brevets, d'une part, est applicable à des turbomachines de faible puissance comportant des chambres de combustion à retour. L'homme de métier pourrait sans doute déduire des enseignements de ces brevets un équivalent pour les chambres, habituellement à flux direct, des turbomachines de grande puissance, mais aux dépens d'une complication importante et irréaliste. D'autre part, la solution décrite dans l'un et l'autre brevet fait appel à un "manchons dit élastique, c'est-à- dire capable de déformation lorsqu'on lui fait subir des efforts. Ces solutions présentent le risque et l'inconvénient d'introduire des défauts de concentricité et d'ova irisation notamment sous l'effet des facteurs de charge rencontrés en vol.. Il faut rappeler comme indiqué cidessus que le respect d'une concentricité quasi parfaite autour de l'axe de rotation du mobile et l'absence d'ovalisation de la garniture d'étanchéité sont une nécessité prépondérante pour éviter les jeux intempestifs et ces derniers brevets réalisent ces conditions de manière insatisfaisante.On observe également que du fait des efforts hyperstatiques considérables mis en jeu par des arcs-boutements dans un anneau segmenté selon le brevet FR 2 450 345 la moindre hétérogénéité de température ou d'inertie dans le sens périphérique provoquera des déformations importantes de l'anneau segmenté. C'est un des objectifs de la présente invention d'assurer un contrôle actif des jeux en temps réel entre les extrémités d'aubes d'un mobile et les secteurs d'une virole de préférence portant une garniture d'étanchéité, la structure porteuse de ces secteurs assurant une concentricité pratiquement parfaite des secteurs par rapport aux extrémités des aubes et un maintien au rond (absence d'ovalisation) de ces secteurs. Un deuxième objectif de la présente invention est d'assurer ce contrôle actif des jeux sans distributeur complexe, irréaliste, et non fiable, par amenée directe d'air venant d'un des derniers étages de compression, par exemple du dernier. Un troisième objectif de la présente invention est d'obtenir ce résultat remarquable avec un débit d'air relativement réduit, au bénéfice du rendement de la turbomachine. C'est aussi un objectif de la présente invention d'assurer l'étanchéité des secteurs de la garniture d'étanchéité entre eux et entre eux et la structure de support, afin d'éviter les fuites du fluide moteur. Le dispositif d'étanchéité d'aubages mobiles de turbomachine permettant d'atteindre ces objectifs est du type pré- cité comportant une garniture d'étanchéité composée de secteurs liés par une structure de support à la fois à une structure interne et à une structure externe de révolution coaxiales.Ce dispositif selon la présente invention est caractérisé en ce que ladite structure de support est corlstituée d'un nombre d'éléments transmetteurs de déplacement, répartis périphériquement et tous semblables sur chacun desquels est fixé un tenon double asservissant en position deux secteurs adjacents de ladite garniture d'étanchéité, ces éléments transmetteurs de déplacement étant articulés chacun d'une façon isostatique Z - d'une part, sur une première articulation, lesdites premières articulations étant régulièrement réparties périphériquement sur ladite structure interne de revo- lution qui est rigide, ayant pratiquement les mêmes caractéristiques mécaniques sur toute sa périphérie, coaxiale à la turbomachine dans toutes les conditions de fonctionnement, transitoires comprises, énergiquement ventilée intérieurement et extérieurement par de l'air venant d'un des derniers étages de compresseur et comportant des accélérateurs d'échange thermique, - d'autre part, sur une seconde articulation, lesdites secondes articulations étant réguliérement réparties périphériquement sur ladite structure externe de revo lution qui est rigide, ayant pratiquement les mêmes caractéristiques mécaniques sur toute sa périphérie, d'inertie calorifique plus grande que celle de la susdite structure interne, baignée sur sa surface intérieure par l'air prélevé au susdit étage de compresseur, ladite première articulation et ladite seconde articulation étant pour chaque élément transmetteur de déplacement décalées périphériquement afin d'éviter l'introduction de forces hyperstatiques, la position périphérique desdits tenons doubles sur lesdits éléments transmetteurs de déplacement étant déterminée d'une part et les coefficients de dilatation i du métal constituant ladite structure interne et e du métal constituant ladite structure externe étant choisis d'autre part, de ma nièce à ce qu' au cours d'une manoeuvre de la turbomachine d'une part, dans une première phase rapide les déplacer ment s radiaux des tenons doubles obtenus au moyen de la réaction de la structure interne par l'intermédiaire des premières articulations aient une valeur égale à la réaction centrifuge du , disque et des aubes augmentée de la réaction thermique des aubes et d'autre part, dans une seconde phase plus longue les déplacements radiaux des tenons doubles obtenus au moyen de la réaction de la structure externe par l'intermédiaire des secondes articulations aient une valeur égale à la réaction thermique du disque. On comprendra que lesdites Nréactionsl, lorsque la manoeuvre est une accélération, sont des dilatations et s'il s'agit d'une décélération, ce sont des rétractions. Avantageusement, les éléments transmetteurs de déplacement sont des éléments profilés en U comportant des trous alésés décalés périphériquement et radialement dans lesquels sont placées des goupilles élastiques. Dans certains cas, ladite structure externe est calorifugée intérieuremnt et/ou extérieurement. Selon une autre caractéristique avantageuse de l'invention, l'air de ventilation prélevé au susdit étage de de compresseur est introduit entre la structure externe et la structure interne par un nombre de bobines régu- liérement réparties périphériquement, permettant au cours d'une accélération, respectivement d'une décélération un réchauffement, respectivement un refroidissement, rapide, homogène le long de la périphérie de la structure interne et un réchauffement, respectivement un refroidissement, lent, homogène le long de la périphérie de la structure externe. D'une manière avantageuse également, le débit d'air prélevé au susdit étage de compresseur au cours d'une manoeuvre de la turbomachine, en corrélation avec le type de ventilation choisi (accélérateurs d'échange thermique sur la structure interne et/ou ralentisseurs d'échange thermique sur la structure externe), est déterminé de manière que d'une part, si T0 est la température des gaz pré- levés au début de la manoeuvre et T0 + T, la température des gaz à la fin de la manoeuvre, la température de la structure interne est comprise entre T0 + 0,95 t T et T0 + 4 T au bout d'un temps qui correspond sensiblement à la réponse en temps de la turbomachine à ladite manoeuvre et d'autre part, le temps d'arrivée à température stabilisée de la structure externe est égal au temps d'arrivée à température quasi stabilisée du disque résultant de la manoeuvre. Selon un second mode avantageux de réalisation de l'invention, ladite structure externe est constituée directement pàr une portion du carter de turbine. L'invention concerne également une méthode de détermina- tion d'un dispositif d'étanchéité d'aubages mobiles due turbomachine conforme à l'invention qui est caractérisée on ce que dans une première étape on détermine la position périphérique des tenons doubles sur les éléments transmetteurs de déplacement mentionnés ci-dessus et dans une seconde étape on choisit les coefficients de dilatation i de la structure interne et e de la structure externe de manière à obtenir un contrôle actif en temps réel des jeux en extrémités d'aubes. Une autre méthode avantageuse de détermination du dispositif d'étanchéité conforme & à l'invention est caractérisée en ce que dans une première étape on choisit a priori les coefficients de dilatation DÇ i de la structure interne et e de la structure externe et dans une seconde étape on détermine la position périphérique des tenons doubles sur les éléments transmetteurs de déplacement de marnière a' obtenir un déplacement radial de la garniture d'étanchéite en fonction de la courbe représentant les déplacements des extrémités d'aubes en fonction du temps avant stabilisation au cours d'une manoeuvre de la turbomachine. Selon une troisième méthode, les coefficients de dilatation o( i de la structure interne et e de la structure externe sont choisis à priori et éventuellement égaux et on obtient un écart convenable entre les temps de réponse", lors d'un échauffement ou d'un refroidissement, des structures interne et externe par un choix judicieux des calorifugeages de la structure externe et des accélérateurs d'échange thermique sur la structure interne ainsi que des épaisseurs respectives des structures'interne et externe. Un autre résultat avantageux obtenu par la présente inven tion est constitué par le fait que le débit d'air de ventilation assurant le contrôle actif et en temps réel des jeux en extrémités d'aubes est notablement plus faible que dans les dispositifs connus par l'état de la technique et ce débit, notamment dans une variante, n'est, pendant la ma jeure partie du fonctionnement de la turbomachine, qu'un fraction infime du débit d'air de ventilation généralement utilisé. I1 est en outre à remarquer que cette conception qui élimine la nécessité d'un distributeur d'air sophistiqué à débit et température ajustés par un calculateur par exem- ple, est un système particulièrement fiable puisque son fonctionnement ne dépend que de dimensions géométriques et des coefficients de dilatations et des coefficients d'échange de chaleur, qui sont des grandeurs géométriques ou physiques pratiquement immuables et non de mouvements d'une vanne de distribution sujette à frottements, voire coincements, sauf, pour une variante où il existe une vanne mais très simple, fonctionnant par tout ou rien. D'autres caractéristiqùes et avantages de l'invention seront mieux compris à l'aide de la description ci-après et des dessins annexés représentant deux modes de réalisation de 1 invention, avec cependant quelques variantes ou options de détail, dessins dans lesquels t - la figure 1 est une représentation schématique d'un exemple significatif des variations de rayon de l'ex- trémité des aubes pour une accélération et une décé lération, en coordonnées logarithmiques pour les temps, - la figure 2 est une vue schématique de profil d'une turbomachine avec arrachement partiel au niveau du dispositif conforme à l'invention, - la figure 3 est une vue en coupe longitudinale par tielle à plus grande échelle d'une turbine avec dis positif d'étanchéité et contrôle actif des jeux en temps réel, conforme à l'invention, dans un premier mode de réalisation, - la figure 4 est une vue en coupe transversale selon IV-IV de la figure 3, - les figures 5 et 6 sont respectivement les vues en coupe selon V-V et selon VI-VI de la figure 4, - la figure 7 est une vue selon F de la figure 3, de certains éléments de l'invention pour en montrer l'agencement, - la figure 8 est une vue en perspective, avec arrache ment d'une portion du dispositif selon le premier mode de réalisation de l'inventon, - la figure 9 représente schématiquement une variante du dispositif de centrage de deux éléments l'un par rapport à l'autre, - la figure 10 est une vue en perspective éclatée représentant le montage des secteurs d'étanchéité avec le dispositif d'amélioration de l'étanchéité entre secteurs voisins et dans le sens radial, - la figure 11 est une vue schématique de profil ana logue à la figure 2 d'une variante de l'alimenta tion en air du dispositif conforme à l'invention. - les figures 12 et 13 sont des vues partielles en coupes longitudinales d'un second mode de réalisa tion du dispositif de contrôle actif des jeux en temps réel selon l'invention. Sur la figure 1 on a représenté - au-dessus de l'axe des temps t, les variations a R en fonction du temps du rayon de 1 ' extrémité des aubes pour une accélération du régime ralenti au régime plein gaz de la turbomachine, variations à partir du régime ralenti stabilisé, .- au-dessous de l'axe des temps t, la variation b R (négative) en fonction du temps, du rayon de l'extré mité des aubes pour une décélération du régime plein gaz au régime ralenti de la turbomachine a partir du régime plein gaz stabilisé. Un exemple de turbomachine 1 est représenté schématiquement à la figure 2 et le fonctionnement décrit ci-après se rapporte par exemple à des extrémités 4 d'aubes 2 montées sur un disque 3, comme on le voit sur la figure 3. Comme on le voit sur la partie supérieure de la figure 1 pour une accélération, respectivement sur la partie infé- rieure pour une décélération, la variation de rayon de l'extrémité 4 des aubes 2 en fonction du temps suit une loi assez complexe dont le principe est décrit ci-dessous pour une accélération à partir du régime ralenti stabilise jusqu'à stabilisation complète des températures à régie plein gaz de la turbomachine. Dans une première phase A, de courte durée (de l'ordre de 7 secondes par exemple), l'effet prépondérant est la dilatation centrifuge du disque 3 et de l'aube 2 et la dila tation thermique de l'aube 2. Pendant cette phase. il y a certes un effet de dilatation thermique de la jante 5 du disque 3 et aussi, à un moindre degré, de la partie épaissie 6 vers'l'alésage du disque 3, mais cet effet est secondaire. Dans une deuxième phase B, qui peut durer plusieurs minutes, la dilatation résiduelle thermique de l'aube 2 devient négligeable au bénéfice de la dilatation thermique de la jante 5, la dilatation thermique de la partie épais- sie 6 du disque 3 prenant peu à peu de l'importance. Dans une troisième phase C qui peut durer plus de 10 minutes, la dilatation thermique de l'aube 2 est pratiquement nulle, l'influence de la dilatation thermique de la jante 5 diminue, et la dilatation thermique de ia partie épaissie 6 vers l'alésage du disque 3 devient prépondérante. Un raisonnement analogue pourrait être fait pour la partie inférieure de la courbe de la figure 1 correspondant à une décélération à partir du régime stabilisé jusqu'au régime ralenti de la turbomachine. Sur la figure 2 on peut voir une turbomachine 1 comportant au moins un corps de compression 10, un système de combustion 12, au moins une turbine 14 avec son distributeur 16 et une tuyère d'éjection 18. La turbine est munie d'un dispositif 20 de contrôle actif des jeux, ce dispositif étant alimenté en permanence par de l'air provenant d'au moins un étage de compresseur, par exemple prélevé à l'aval du dernier, au moyen d'au moins une canalisation 22 (voir aussi figure 4). Nous reportant à la figure 3, l'ensemble de turbine oo- porte un distributeur 16 composé d'aubes 17 fixes d'une façon connue sur une virole inférieure 24 et une virole extérieure 26, elle-même solidaire d'une partie terminale 29 de l'enveloppe extérieure de la chambre de combustion non représentée. La virole extérieure 26 est d'autre part maintenue centrée dans un carter 28 par un flasque radial 30 s'appuyant par l'intermédiaire d'un joint d'étanchéité en G) 32 sur une portée cylindrique à l'extrémité d'une partie conique 34 solidaire du carter 28. Le joint d' ~ tanchéité en vJ32 assure également l'étanchéité entre la structure 34 et un élément en U 54 transmetteur de déplacement qui sera décrit plus loin. A I'extrémité aval du carter 28 se terminant par une bride radiale, est fixée par exemple par une rangée de boulons non représentés une bride radiale de virole de carter 36 entourant le dipositif 20 de contrôle des jeux en temps réel dans le premier mode de réalisation de l'invention. Cette virole 36 a une inertie suffisante pour, en coopération notamment avec les brides radiales aval du carter amont 28 et amont d'un carter aval 38, ne pas se déformer, notamment par ovalisation. Comme il sera expliqué ultérieurement, la virole de carter 36 comporte obligatoirement certaines hétérogénéités de structure qui, si on ne prend pas de précautions, modifient ponctuellement, mais en plusieurs points, son inertie tant mécanique que thermique. L'homme de métier sait cependant par des renforcements adéquats compenser ces hétérogénéités pour que l'inertie de section de la virole de carter 36 soit pratiquement inchangée le long de la périphérie. Nous reportant à présent à la figure 4 en même temps qu'A la figure 3, on voit que la virole de carter 36 comporte notamment des empochements 40, qui dans l'exemple représenté ont la forme de rainures larges longitudinales (voir aussi la figure 8). régulièrement espacés qui servent coi-e il sera expliqué plus loin, à centrer un anneau externe 42 dans la virole de carter 36.La virole de carter 36 cour porte de plus au moins une arrivée d'air 22 (voir aussi figure 2) et préférablement un assez grand nombre desdites arrivées périphériquement réparties qui, par l'intermédiaire de bobines 44, assurent'l'alimentation en air, provenant d'un des étages de compresseur, de l'espace annulaire compris entre l'anneau 42 externe et un anneau 56 temps de réponse" très court qui sera décrit plus loin. L'anneau 42 est monolithique et peut être revêtu vers l'extérieur d'une couche d'isolant thermique 48 qui freine les échanges thermiques. Dans l'exemple représenté, il est revêtu vers l'intérieur d'une mince couche d'isolant thermique 50 à grande capacité isolante (par exemple revêtement à base de zirconate de magnésium avec addition de zirconate d'autres métaux) qui ralentit considérablement les échanges thErmiques avec l'air circulant dans l'espace annulaire entre l'anneau 42 et l'anneau 56. L'anneau 42 comporte de plus des plots longitudinaux 52 régulièrement espacés (voir aussi figure 8) qui coopèrent avec les empochements 40, pour centrer l'anneau 42 dans la virole 36. Bien entendu, les plots 52 laissent un jeu radial avec le fond des empochements 40, suffisant pour permettre la libre dilatation thermique de l'anneau 42 dans la virole 36. Les inerties des carters 28 et 38 et de la virole 36 (voir figure 3) d'une part, et de l'anneau externe 42 d'autre part, associées au système de centrage par plots 52 dans les empochements 40, assurent la concentricité de l'anneau 42 et son indéformabilité. D'ailleurs, l'anneau 42 est essentiellement soumis & des efforts équilibrés dans le sens périphérique, à l'exception des efforts massiques, relativement peu importants. Du fait de l'inertie calorifique importante de l'anneau 42 et de la présence éventuelle des calorifugeages 48 et 50, le temps de réponse" thermique, c'est-a-dire temps qu'il met à s'échauffer pratiquement jusqu'à la tempé- rature de l'air au régime plein gaz amené par les bobines 44 pour une accélération à partir du régime ralenti (res- pectivement à se refroidir jusqu'à la température de l'air au régime ralenti, pour une décélération à partir du régime plein gaz) est un temps long, de l'ordre de grandeur par exemple de 5 minutes. A l'intérieur de l'anneau 42, à *temps de réponse* long et fixé à lui d'une façon isostatique par des éléments en U 54, transmetteurs de déplacement qui seront décrits plus loin, se trouve un anneau composite 56, à temps de réponse N très faible. Cet anneau composite est dans l'exemple représenté composé d'une part d'un anneau inte- rieur monolithique 60 qui comporte des parois extrêmes radiales 70, 70a et peut aussi comporter des cloisons internes radiales 72 pour lui conférer une inertie en section suffisante pour lui éviter des déformations et notamment toute ovalisation, et d'autre part d'un cache 58 extérieur. I1 faut du reste remarquer, comme cela sera expls- qué plus en détail ci-dessous, que les efforts s'exerçant sur cet anneau - en dehors des efforts massiques qui sont presque négligeables - sont équilibrés le long de la périphérie. Il n'y a donc pas à craindre de déformations sensibles pour cet anneau 56, aussi bien en régime transs- toire qu'en régime permanent. Le cache extérieur 58 peut être sectorisé et est en contact avec l'air amené par les conduites 22 (voir figure 4) qui, dans la solution préférée, sont en nombre suffisant pour alimenter l'espace annulaire entre les anneaux 42 et 58 d'une façon homogène dans le sens de la périphérie. L'anneau 60 et son cache 58 éventuellement sectorisé peuvent être liés l'un à l'autre par tout moyen connu tel que le brasage-diffusion. Le cache 58 est percé d'un grand nombre de trous, pour refroidir par impact d'une façon connue les divers éléments de l'anneau intérieur 60. La circulation de l'air autour et dans l'anneau 56 s'effectue comme suit dans l'exemple représenté. L'air provenant du compresseur 10 (voir figure 2), par les canalisations 22 (voir figures 2 et 4), pénètre par les bobines 44 dans l'espace annulaire entre l'anneau 42 et le cache extérieur 58 de l'anneau 56. Par des trous radiaux 62 (figure 3) nombreux et régulièrement répartis du cache 58 l'air pénètre dans l'intérieur de l'anneau composite 56 et refroidit par impact la partie intérieure 64 de la partie 60 de l'anneau composite 56. Par des trous 66, percés sur les parties obliques 68 (voir aussi figure 6) du cache 58, à l'aval comme à l'amont, l'air provenant du compresseur refroidit par impact les parois radiales 70 amont et 70a aval de l'anneau 56.L'air ayant pénétré dans les chambres annulaires amont et aval de l'anneau 56, chambres délimitées par la partie intérieure 64 de l'anneau 60, par les cloisons radiales extrêmes amont 70 et aval 70a, par le cache extérieur 58 et par les cloisons internes radiales 72, s'échappe entre l'anneau 56 et les éléments en U 54, transmetteurs de déplacement Z - d'une part par des trous 74, percés régulièrement dans la zone intérieure des cloisons radiales extrêmes 70, 70a de l'anneau 56, - d'autre part par des trous 76 percés dans les cloisons radiales supplémentaires 72, vers la chambre annulaire médiane de l'anneau 56 où cet air peut se mélanger du reste avec de l'air traversant le cache extérieur 58 par des trous 78 percés en son milieu.L'air étant entré dans la chambre annulaire médiane de l'anneau 56 par les trous 76, et le cas échéant par les trous 78, sort de cette chambre annulaire par des trous 80. Il circule ensuite d'une part vers l'amont, d'autre part vers l'aval à l'intérieur des éléments en U 54, en léchant la paroi cylindrique intérieure 64 de l'anneau 56, respectivement vers l'amont et l'aval, puis s'échappe radialement en se mélangeant avec l'air provenant des trous 74, en léchant les parois radiales 70 amont et 70a aval de l'anneau 56 vers l'extérieur. On voit que de cette façon, toutes les parois externes et internes de l'anneau sont baignées par l'air provenant du compresseur et sont mises très rapidement à la température correspondant à celle de l'étage de compresseur où le prélèvement est effectué. On peut d'ailleurs accélérer les échanges par tout procédé connu. Par exemple, les parois 70, 70a et la paroi intérieure 64 de la partie cylindrique de l'anneau 56 peuvent comporter notamment du côté dirigé vers le centre du cache 58, des éléments accélérateurs d'échange (picots ou ailettes par exemple), non représentés. Il en est de même, des deux côtés du reste, pour les cloisons supplémentaires 72. L'air de ventilation ayant circulé tant à l'intérieur qu'à l'extérieur de l'anneau composite 56 par les trous 74 et 80, lèche donc les parois intérieures et latérales de l'anneau 56 et suit ensuite les trajets suivants t vers l'amont, il passe par des trous 82 percés dans la paroi amont des éléments 54 transmetteurs de déplacement, lèche celle-ci, puis il tourne vers l'aval à l'extérieur de l'anneau à très long temps de réponse" 42 suivant les flèches f sur la figure 3, vers l'aval, où après avoir léché la paroi exté rieure aval 70a de l'anneau 56, il passe par des trous 84 des éléments 54, suivant les flèches f' sur la figure 3, dans une enceinte Oa il est réuni avec l'air ayant circulé vers l'amont. I1 s'échappe de cette enceinte d'une façon connue par des trous 86 percés dans une paroi 88 solidaire du carter aval 38. Les diverses dispositions exposées ci-dessus confèrent a l'anneau interne 56 un "temps de réponse très faible de l'ordre, dans un exemple typique, de 7 secondes. I1 résulte de plus de l'examen de la ventilation aussi bien pour l'anneau externe 42 que pour l'anneau interne 56, que dans le sens périphérique, et sous la seule réserve que les alimentations par les tuyaux 22 et les bobines 44 soient convenablement distribuées et en nombre suffisant, la température des anneaux 42 et 56 reste homogène périphériquement, même en transitoire. L'anneau externe 42 comporte (voir simultanément la figure 4 et la figure 6), par exemple au droit des plots 52 de centrage dans le carter, des trous longitudinaux alésés 90. De même, en examinant la figure 4 et la figure 5, on voit que l'anneau interne 56 comporte notamment sur ses faces extrêmes radiales 70, 70a des trous alésés 92. On voit sur la figure 6 les éléments en U 54 transmetteurs de déplacement qui sont articulés d'une part, par exemple, par une goupille élastique 94, à l'articulation constituée par les trous alésés 90, sur l'anneau 42 à long "temps de réponse"; d'autre part (voir figure 5) par une goupille élastique 96 à l'articulation constituée par les trous alésés 92 sur l'anneau 56 à très faible temps de réponse.Ces éléments 54 en U, tous semblables, comportent à leur partie intérieure, vers le centre, un double tenon 98 (voir figure 4 et figures 7 et 8) qui supporte les secteurs 100 d'une garniture d'étanchéité et d'usure dont la partie intérieure reconstitue, lorsque ces secteurs sont au maximum d'écartement les uns des autres, aux jeux périphériques près (variables d'après les conditions de fonctionnement), une virole de révolution centrée et indéformable - mais capable d'avoir des diamètres ajustés aux conditions même transitoires de fonctionnement. Se reportant maintenant à la fois aux figures 7 et 8, des rainures longitudinales 102 sont prévues de chaque côté des secteurs d'étanchéité 100 ; ces rainures 102 coopèrent avec les tenons doubles 98 pour asservir dans chaque condition de fonctionnement les secteurs d'étanchéité 100 à l'ensemble du dispositif sensible aux températures de l'air du compresseur. Les secteurs 100 ont, par rapport aux secteurs voisins, du côté intérieur, un jeu minime à l'état de repos et un jeu périphérique qui augmente avec le régime de la turbomachine. Ce déplacement relatif est possible grâce à une longueur périphérique des tenons doubles de chaque côté, inférieure en tout cas à l'état de repos à la longueur périphérique des rainures 102. On verra plus loin que dans une solution préférée, les très légères fuites qui peuvent se produire peuvent être elles mêmes éliminées.Sans ce dispositif d'étanchéité des fuites pourraient se produire en effet : - soit radialement entre tenons et segments d'étanchéité en risquant d'apporter localement des calories aux éléments en U transmetteurs d'efforts, donc en nuisant à la concentricité des secteurs, - soit longitudinalement dans le jeu entre deux secteurs vOisins, donc en provoquant des pertes entre l'amont et l'aval (pour une turbine). I1 est nécessaire aussi de préciser que les tenons doubles 98 doivent avoir une forme arrondie avec amincissement de leur racine de chaque côté des tenons, de façon à pouvoir accepter sans coincement les très légères rotations dans un sens et dans l'autre que chaque tenon accomplit au coure des manoeuvres d'accélération et de décélération (rotation dans un sens pendant la variation rapide, rotation dans l'autre sens pendant la variation lente du rayon R de l'extrémité des aubes). On voit par ce qui précède que bien que l'anneau d'était chéité soit en fait un ensemble de secteurs 100, donc qu'il ne soit pas monolithique au sens strict (alors que nous avons insisté dans le préambule sur la nécessité d'assurer une indéformabilité pratiquement complète de l'anneau d'étanchéité, condition préalable à ce qu'on puisse assurer un jeu faible), tout se passe en réalité exactement comme s'il était monolithique. La figure 8 représente une perspective cavalière partielle permettant mieux de se rendre compte de l'agencement général, le carter 36 ayant été enlevé, à l'exception d'une portion représentée en vue éclatée comportant l.'empochement 40. Sur cette figure ou on n'a représenté que les éléments nécessaires à la compréhension des mouvements relatifs en régimes transitoire et permanent des éléments du mécanisme, on y voit s - une partie seulement de l'anneau monolithique externe 42, avec son calorifugeage 48, et intérieur 50, un plot 52 et une articulation 90, - un élément en U 54 transmetteur de déplacement arti cule en 90 sur l'anneau 42 et en 92 sur l'anneau 56, cet élément portant un tenon double 98, - une partie de l'anneau monolithique 56 avec son cache 58 et l'articulation 92, - un secteur d'étanchéité 100 complètement (et un autre partiellement). On voit que bien que non monolithique l'ensemble des secteurs peut certes se gonfler ou se rétrécir, mais qu'à tout instant, même en transitoire, il garde d'une part le même caractère de concentricité vis-à-vis de l'axe de la machine, d'autre part un caractère indéformable, comme s'il était monolithique. En effet, comne indiqué plus haut, le carter 36 est pratiquement indéformable, l'anneau 42 à long temps de réponseZest centré par ses plots 52 dans les empochements 40 et il a une inertie suffisante pour ne pas se déformer. Les dilatations ou rétractions qu'il subira en prenant lentement la température de l'air à la sortie du compresseur n'altéreront pas son caractère d'anneau de révolution concentrique à l'axe de la turbomachine, mais seulement déplaceront les articulations 90 dans le sens radial. De même, l'anneau 56 à'temps de réponsewtrès court a une inertie suffisante pour rester de révolution. Les dilatations ou rétractions qu'il subira en prenant rapidement la température de l'air à la sortie du compresseur n'altéreront pas non plus son caractère d'anneau de révolution ni sa concentricité à l'axe de la turbomachine.Mais, compte tenu de la dilatation ou de la rétraction des éléments en U 54 transmetteurs de dépla- cement, chaque articulation 92 se déplacera d'abord, au cours d'une manoeuvre par exemple d'accélération, d'une quantité résultant de la combinaison suivante s - d'une part, dans le sens radial son rayon augmentera par suite de la dilatation de l'anneau 56, diminuera pour une décélération, - d'autre part, il y aura une légère rotation autour de l'articulation 90 qui, dans ce premier temps, restera pratiquement fixe, - enfin, il y aura dilatation, ou respectivement rétrac tion de l'élément en U 54 transmetteur de déplacement. Cette dilatation ou rétraction de l'anneau sera la même pour tous les éléments 54 transmetteurs de déplacement, aussi bien en transitoire rapide ou lent, qu'en stabi lisé, du fait notamment que la ventilation de tous les éléments 54 et les flux de chaleurs reçus et émis par eux sont rigoureusement les mêmes pour chacun des élé ments 54. Après cette augmentation rapide du rayon de la position des articulations 92 et corrélativement, du rayon de la position des tenons 98 asservissant les secteurs d'étanchéité 100 au mouvement, dans cette première phase des éléments en U 54 et notamment à l'augmentation du rayon de la position des articulations 92, les articulations 92 peuvent être considérées comme pratiquement fixes, à la réponse près sur le plan thermique des éléments en U 54 transmetteurs d'efforts et au déplacement radial des articulations 90 que nous allons maintenant décrire.L'anneau 42 à i og "temps de réponse" notamment grâce à ses éventuels calorifugeages 48 et 50 prendra lentement sa température stabi jusée. En s'échauffant pour une accélération ou respectivement en se refroidissant pour une décélération, il se dilatera, respectivement se rétractera, sa position angulaire par rapport à la virole de carter 36 restant inchangée. Les articulations 90 vont toutes se déplacer de la même quantité en fonction du temps, dans le sens radial vers l'extérieur pour une ac-célération, vers l'intérieur pour une décélération, en laissant l'anneau 42 centré et non ovalisé.Du fait de ce mouvement radial des articulations 90, les éléments en U transmetteurs de déplacement basculeront légèrement dans le sens inverse du premier déplacement à temps de réponse" très faible, augmentant, respectivement diminuant le rayon de la position des tenons doubles 98 qui asservissent la position des secteurs 100. De toute façon, aussi bien en transitoire rapide ou lent qu'en stabilisé, pour chaque référentiel lié à un des empochements 40 (un axe R radial, un axe T tangentiel, un axe L longitudinal) - (voir simultanément les figures 3 et 4 pour la représentation du référentiel lié spécifiquement à chaque empochement 40), dans le sens périphérique, le déplacement de chaque point d'articulation 92 sera le même en fonction du temps. Par rapport aux mêmes référentiels, spécifiques de chaque empochement 40, les éléments 54 en U correspondants auront exactement la même position, la distance à l'axe de la turbomachine de chaque tenon double 98 sera la même et l'angle entre deux tenons voisins sera exactement 2 W/n si n est le nombre de tenons.Chaque sec- teur d'étanchéité 100 aura donc la même position relative vis-à-vis de l'axe et le jeu au sommet des aubes par rapport à chacun des secteurs sera constant de secteur en secteur. I1 faut toutefois remarquer que chaque secteur se déplaçant au régime maximum par translation dans le sens radial du tenon, le jeu au centre de chaque secteur sera très légèrement augmenté par rapport aux jeux à ses deux extrémités. Cette différence très faible de jeu dépend évidemment de l'importance des dilatations mais aussi de l'angle des secteurs et par conséquent de leur nombre. Dans un cas caractéristique, cette différence est de l'ordre de 0,05 mm, mais elle peut bien entendu être cour pensée à froid en choisissant la courbure des secteurs. Un des motifs prépondérants du maintien de la concentricité des secteurs et de leur non-ovalisation est, en plus de l'homogénéité périphérique de la ventilation de leurs éléments de support (36, 42, 54, 56), le fait que la position relative des articulations 90 et 92 est périphériquement différente.En fait, par exemple pour une accélération à partir du ralenti jusqu'au plein gaz, la dilatation de l'anneau 56 fera tourner (dans le cas des dessins dans le sens des aiguilles d'une montre) les éléments en U 54 transmetteurs de déplacement autour de leur articulation 90, en même temps que la dilatation des éléments 54 éloignera l'articulation 92 de l'articulation 90. I1 en résultera, avec un "temps de réponse très faible, d'une part une augmentation du rayon de la position des articulations 92, et corrélativement des tenons 98, et d'autre part une légère rotation de l'anneau 56 (dans le sens contraire aux aiguilles d'une montre) par rapport à l'anneau 40 et à la virole de carter 36. Ensuite, progressivement et lentement, l'anneau 42 va s'échauffer (dans un exemple typique en 5 minutes environ).Les articulations 90 vont se déplacer radialement, faisant tourner les éléments en U 54 transmetteurs de déplacement dans le sens contraire des aiguilles d'une montre autour de leur articulation 92. Corrélativement, et progressivement avec un "temps de réponses long, le rayon de la position des tenons doubles 98 par rapport à l'axe de la turbomachine augmentera leur donnant finalement le rayon correspondant à l'état thermique stabilisé de la turbomachine au plein gaz. I1 n'y a donc pas (et c'est un élément capital du contrôle actif des jeux en temps réel) de tendance à l'ovalisation par suite d'efforts hyper statiques dus à des hétérogénéïtés thermiques ou & tout autre motif. Une autre remarque doit être faite. Dans la solution représentée, les tenons 98 sont au milieu des éléments en U 54 transmetteurs de déplacement. Ceci correspond théo- riquement à l'optimum lorsque les dilatations vérifient l'égalité suivante s (dcdm - (dcdr) + (dcam - dcar) + (dtam -dtar)s ( dtdm - dtdr) (voir ci-dessus pour la signification de ces symboles). Bien entendu, cela n'est pas toujours vrai pour un type de moteur déterminé. Mais il faut remarquer qu'au cas oa par exemple la différence entre régime maximum et régime de ralenti pour le premier terme de l'égalité ci-dessus (c'est-à-dire la somme des dilatations différentielles centrifuges du disque et de l'aube plus la dilatation thermique de l'aube à "temps de réponse* faible) est plus grande par exemple'que le deuxième terme de cette égalité (c'est-à-dire la dilatation thermique du disque à très long "temps de réponse"), on peut positionner péri.- phériquement les tenons 98 par rapport aux éléments en U 54 transmetteurs de déplacement pour tenir compte du rapport entre la dilatation du premier terme de l'équa- tion et la dilatation totale. En fait, sur chaque élément en U 54, le rapport des distances angulaires a' l'axe 92 du tenon 98 et de l'axe 90 devra être dans le rapport des dilatations (respectivement rétraction) à faible "tempe de réponse" (premier terme de l'égalité) à la dilatation (respectivement rétraction) totale, c'est-à-dire s ler terme de l'égalité ci-dessus ler terme + 2ème terme de l'égalité ci-dessus Une autre méthode de dimensionnement consiste à choisir initialement les matériaux constitutifs des anneaux 42 et 56 donc à fixer leurs coefficients de dilatation thermique .L'ajustement des déplacements radiaux de la garniture d'étanchéité constituée des secteurs 100 aux déplacements radiaux des extrémités 4 des aubes 2 de la turbine s'effectue alors d'une part en choisissant l'étage du prélèvement dans le compresseur de l'air de ventilation, ce qui détermine l'écart de température des pièces entre les régimes stabilisés ralenti et plein gaz, l'influence sur les dilatations réelles des anneaux 42 et 56 des calorifugeages ou des accélérateurs d'échange thermique étant prise en compte, et d'autre part en optimisant la position des tenons 98 de façon à minimiser les écarts entre les déplacements radiaux du rotor et du stator.En effet, le déplacement radial des tenons 98 et donc des secteurs 100 est, à chaque instant, en première approximation, le barycentre des déplacements radiaux de l'anneau à faible temps de réponse" 56 et de l'anneau à long "temps pe réponse 42 affectés de coefficients égaux à l'écart angulaire relatif, mesuré à partir de l'axe de la turbomachine, qui sépare le tenon 98 des deux goupilles élastiques 90 et 92. Les déplacements radiaux des tenons 98 de cette manière suivent les déplacements radiaux des extrémités 4 d'aubes 2 tels qu'ils peuvent être représentés dans un exemple significatif par la courbe réelle de dilatation et rétraction de l'extrémité des aubes représentée A la figure 1. D'autres méthodes de dimensionnement sont possibles en choisissant a priori l'un ou l'autre des paramètres indépendants s coefficients de dilatation des matériaux, niveau de prélèvement dans le compresseur induisant l'écart ss T de température d'air, rapport des distances angulaires des tenons aux articulations 92 et 90, et accélérateurs ou retardateurs d'échange.Dans une méthode pré- férée, on choisit dans une première étape les matériaux de la structure interne et de la structure externe (donc leur coefficient de dilatation Oc i et 0 En ce qui concerne le choix des matériaux des anneaux 42 et 56 et à titre d'illustration, on décrit ci-dessous un cas typique où : - le coefficient de dilatation thermique du disque de rayon r entre le ralenti et le plein gaz est d d et la différence de température correspondante du métal du disque est d - le coefficient de dilatation thermique de l'aube de longueur 1 est a et la différence de température correspondante du métal de l'aube est 4 Tas - le coefficient de dilatation thermique de l'anneau 42 de rayon re est &alpha;e e (à déterminer) et le coeffi cient de dilatation thermique de l'anneau 56 de rayon ri est &alpha;; i (à déterminer) et la différence de tem pérature entre le ralenti et le plein gaz de l'air amenez par les bobines 44 est # T c (valable en stabilisé pour la solution décrite présentement aussi bien pour l'anneau 42 que pour l'anneau 56), - et enfin la dilatation différentielle centrifuge du disque et de l'aube est # R.On supposera enfin, pour ce cas typique, que 2 c' est-a' -dire que : Ceci signifie que les deux tenons doubles 98 auront été placés angulalrement sur la bissectrice de l'angle au centre dont le sommet est situé sur l'axe de la turbomachine et dont les côtés passent respectivement par les axes des trous 90 et 92. Pour la détermination du métal à employer pour l'anneau 56, et plus précisément de son coefficient de dilatation on aura (la dilatation des éléments 54 en U n'intervenant pas sur le rayon de l'anneau 56, mais seulement sur sa rotation différentielle par rapport à l'anneau 42 et corrélativement par rapport à la virole de carter 36) t et on aura également, pour = Sur la figure 9 on a représenté une variante du dispositif de centrage de l'anneau 42 dans le carter 36, à l'exclusion des autres éléments du contrôle de jeux en temps réel pour lesquels on se reportera aux figures 3 à 9. Dans cette variante, le carter 36 comporte des alésages radiaux 53, convenablement bordés pour rétablir localement 1 inertie de l'anneau 42 et pour mieux guider les broches 51 décrites ci-dessous.L'anneau 42 comporte également des alésages radiaux 53a, par exemple de même diamètre que les trous radiaux 53, et également convenablement bordés pour les mêmes motifs. Ces deux alésages coopèrent avec des broches 51 pour centrer l'anneau 42 dans le carter 36. D'autre part., les articulations 90 au lieu d'être radialement dans la même direction que les plots de centrage 52, sont déportées (dans l'exemple représenté légèrement dans le sens contraire des aiguilles d'une montre) par rapport à l'axe des broches 51. Les broches 51 sont maintenues en position par un moyen connu non représenté. Dans la description des figures 3 à 9 on n'a représenté que les éléments nécessaires à la compréhension de l'invention. I1 faut toutefois remarquer - d'une part, que le jeu périphérique entre les secteurs 100, même s'il est nul ou minimum à froid, augmente en fonctionnement et est maximum au régime plein gaz stabilisé (ce jeu entre secteurs peut du côté intérieur être de l'ordre du millimètre entre deux secteurs voisins).Pour éviter les fuites longitudinales de la haute pression vers la basse pression (pour une tur bine, de l'amont à l'aval) il est utile, malgré la faiblesse de ces fuites, de les colmater, - d'autre part, aux extrémités amont et aval des secteurs 100 de colmater les fuites radiales notamment pour éviter que de telles fuites soient locales périphérie quement et de ce fait provoquent une déformation thermique de l'ensemble (ovalisation par exemple) en transitoire ou en stabilisé, - enfin, qu'il y a obligatoirement un jeu de fonction nement entre les tenons doubles 98 et les parties coopérantes des rainures 102.Des fuites en direction radiale qui se produiraient par ce faible jeu, Si elles étaient les mêmes à chacun des tenons, ne seraient pas tellement graves, mais elles pourraient si elles étaient plus importantes à un ou à quelques tenons 98, provoquer une dilatation supplémentaire des éléments en U 54 correspondants transmetteurs de dépla cementet introduire des forces hyperstatiques pouvant déformer, notamment par ovalisation l'ensemble du dispositif. Pour éviter ces différentes fuites nuisibles, on prévoit dans une solution préférée pour le montage des secteurs 100 s - des joints d'étanchéité 103 vers l'amont et 103a vers l'aval des secteurs 100 d'étanchéité (voir figure 3). Ces joints peuvent être par exemple des joints élas tiques, métalliques, toriques, éventuellement segmentés, qui se logent dans des rainures 104, 104a, de forme partiellement circulaire (voir figure 10) rainures existant dans les secteurs d'étanchéité 100. - d'autre part, dans la variante représentée à la figure 10, les secteurs 100 comportent, vers l'intérieur, une partie en Créneaux 122 plus large périphériquement que le jeu circonférentiel les séparant au régime plein gaz stabilisé ; de plus la partie en créneau 122 et la par tie en retrait 122a ont la même longueur dans le sens axial, leur somme étant égale à la longueur axiale des secteurs 100. Les secteurs sont symétriques. En glissant d'abord dans un intervalle sur deux, délimité par deux tenons 98 consécutifs, les secteurs 100 orientés de manière que les créneaux 122 de longueur développée la plus grande soient vers l'amont de la turbomachine, puis en glissant entre deux tenons 98 consécutifs dans les autres intervalles les mêmes secteurs, mais retournés de manière que leurs longueurs la plus grande soient vers l'aval de la turbomachine, on voit que les appuis des créneaux du premier jeu sur les appuis des créneaux du deuxième jeu assurent l'étanchéité longitudinale, même lorsqu'au régime masisus stabilisé les distances périphériques entre secteurs voisins sont les plus grandes. De plus, avant de mettre en place les secteurs 100 sur les tenons doubles 98, on met en place des éléments intermédiaires par exemple métalliques 106 d'étanchéité, dont l'une des deux pattes 112 est rabattue vers l'exté- rieur et qui, grâce à leur forme enveloppante 110 autour des tenons doubles 98, assurent du fait de leur élasticité (et/ou le cas échéant, du fait de la différence de pression entre le volume d'air extérieur aux secteurs 100 et la veine gazeuse à l'intérieur des secteurs 100) l'étanchéité radiale entre deux secteurs voisins. Il ne reste plus qu'à rabattre l'autre patte 108 vers l'int & rieur pour maintenir en place l'ensemble des secteurs d'étanchéité 100. De nombreuses variantes du dispositif décrit sont possibles sans sortir du cadre de cette invention, nota-lent toutes celles qui permettent à la fois s - de faire intervenir successivement, pour le contrôle des jeux en temps réel: un anneau de grande inertie mécanique mais à très faible temps de réponse thermique, pour compenser en accélération le déplacement radial des extrémités d'aubes dû à la dilatation centrifuge du disque et de l'aube et la dilatation thermique de l'aube (ou respectivement la rétraction pour une décélération) un anneau de grande inertie mécanique, et aussi de grande inertie thermique, pour compenser lentement (et grâce notamment à un calorifugeage approprié on peut jouer sur le temps de réponse de cet anneau pour l'adapter au temps de réponse thermique du disque) les dilatations thermiques du disque - de lier ces deux anneaux par une multiplicité d'élé ments articulés d'un côté périphériquement à l'un de ces anneaux, de l'autre côté périphériquement â l'autre anneau, de façon que les dilatations thermiques de ces anneaux (et desdits éléments multiples) puissent se faire sans introduction d'efforts hyperstatiques sur aucune des pièces, - d'assurer une ventilation homogène le long de la peri phérie pour chacun des éléments du dispositif, - d'asservir la position des secteurs d'étanchéité (couches d'usure par exemple) à la position des élé ments articulés, de sorte que le déplacement 4 r t dans le sens radial des tenons asservissant les secteurs d'étanchéité est à tout instant, en première approxi mation, la combinaison linéaire de l'augmentation (res pectivement diminution) du rayon ri de la structure interne et de l'augmentation (respectivement diminution) du rayon r e de la structure externe, combinaison de la forme étant un coefficient dépendant de la position angu laire des tenons par rapport aux axes d'articulation des éléments transmetteurs de déplacement. Le "temps de réponse" de dilatation centrifuge du disque 3 et des aubes 2 et de dilatation thermique des aubes 2 d'une part, le "temps de réponse" de la dilatation thermique du disque 3 respectivement pour la jante 5, puis pour la partie épaissie 6 dans l'intérieur, d'autre part, précédemment admis (respectivement de l'ordre de quelques secondes et de plusieurs minutes) sont assez caractéristiques d'un moteur déterminé. I1 peut cependant arriver que le premier des "temps de réponse"(appelé ci-dessus tr avec r pour rapide) soit plus court (et c'est du reste un avantage pour la pilotabilité de la turbomachine). Il peut arriver aussi que le temps de dilatation thermique du disque soit particulièrement long (appelé ci-dessous tl, avec 1 pour lent). Pour ajuster le "temps de réponse de l'anneau 56 à tr il faudrait augmenter le débit de ventilation. Mais de ce fait, d'une part on augmenterait les pertes de la turbomachine (cet air de ventilation coûtant cher), et on augmenterait les échanges thermique. de l'air venant du compresseur avec l'anneau 42, ce qui obligerait à améliorer son calorifugeage pour ne pas diminuer son "temps de réponse", et même dans certains cas à l'améliorer encore plus si on veut augmenter ce ztetp de réponse". C'est à ce problème que répond la solution de la figure 11, qui d'ailleurs peut généralement être employée pour diminuer au cours d'un vol la quantité totale d'air ayant servi au contrôle des jeux en temps réel. La canalisation 22 de la figure 2 est "dédoublée" en une ou plusieurs canalisations 22a à grand débit (donc à grande section), et une canalisation 22b a' faible débit pour autant pénaliser l'ensemble de la turbomachine par un grand débit pour le dispositif de contrôle des jeux autrement qu'exceptionnellement et pour de courtes durées, - augmenter le "temps de réponse" de l'anneau 42, sans aug menter son calorifugeage (gain de masse) du fait que le débit donné par la canalisation 22b est très faible, ce qui ralentit les échanges thermiques avec l'anneau 42. Bien entendu, le collecteur 114 est relié aux bobines 44 décrites sur la figure 4 par un nombre suffisant de ;ana- lisations pour respecter une distribution homogène de l'air du compresseur entre l'anneau 42 et l'anneau 56, aussi bien lorsque les deux canalisations 22a et 22b sont ouvertes que lorsque seule la canalisation 22b est ouverte. Le risque de panne de la vanne 116 (panne relativement rare puisque la vanne est par tout ou rien donc assez simple) peut être facilement couvert par un dispositif connu, notamment par exemple un signal sonore et/ou lumi- neux se déclenchant au poste pilote ou une interdiction au cas oU la position de la vanne 116 n'est pas détectée comme rapidement à pleine ouverture dès le début de la manoeuvre d'accélération. Dans ce cas, pour éviter les dégradations de la machine, le pilote peut revenir i-lé- diatement au ralenti et n'accélérer ensuite que progressivement, afin d'éviter l'usure du joint d'étanchéité formé par les secteurs 100. Les figures 12 et 13 représentent, dans des vues, pour la partie représentée, analogues respectivement aux figures 5 et 6, un second mode de réalisation de l'invention pour lequel les pièces analogues au premier mode ont été affectées des mêmes repères augmentés d'une centaine et les pièces identiques conservent le même repère. Dans ce qui est décrit précédemment il faut remarquer que l'anneau 42 et la virole de carter 36 restent toujours centrés l'un par rapport à l'autre. Dans ce second mode selon les figures 12 et 13, ils ne constituent qu'une seule et même pièce qui sert à la fois de carter pour le dispositif de contrôle des jeux en temps réel, et d'anneau à long "temps de réponse". Ce carter 138 comporte notamment dans la solution représentée : - vers l'extérieur un calorifugeage 48 - vers l'intérieur un calorifugeage 50 par exemple sous forme d'un revêtement céramique à grande capa- cité isolante. I1 comporte d'autre part (voir figure 13) des trous par lesquels une multiplicité d'arrivées d'air 22, réguliare- ment réparties, envoient de l'air prélevé à l'un des étages de compresseur, par l'intermédiaire de bobines 44, vers l'intérieur de l'anneau à faible temps de réponse 56, sans introduction d'efforts hyperstatiques. I1 comporte enfin (voir figure 12) une multiplicité d'articulations 190, régulièrement réparties, vers l'intérieur du carter, articulations autour desquelles sont articulés les éléments en U 54, transmetteurs de déplacement. Assez fréquemment la veine extérieure des gaz autour de la turbine haute pression est cylindrique. I1 arrive cependant qu'elle soit conique, divergente en général vers l'arrière, ce qui est souvent le cas pour les turbines basse pression. Dans le cas d'une turbine à veine de gaz divergente, on ne sortirait pas bien entendu du cadre de la présente invention en utilisant le dispositif décrit ci-dessus, modifié de la façon suivante pour tenir compte de la conicité de la veine. Les Zéchassesw 124 (voir figure 4 notamment) qui relient les tenons doubles 98 aux éléments en U 54 transmetteurs de déplacement, n'ont pas une hauteur constante (comme c'est le cas pour une veine des gaz cylindriques) de l'avant vers l'arrière, mais une hauteur décroissante linéairement entre l'avant et l'ar- rière, pour le cas d'une veine conique divergente de l'avant à l'arrière, conformément à la conicité de la veine. On peut également conserver des échasses 124 de hauteur constante et donner une épaisseur linéairement variable aux secteurs d'étanchéité 100. REVENDICATIONS 1. Dispositif d'étanchéité d'aubages mobiles de turbomachine avec contrôle actif en temps réel des jeux en ex trémités d'aubes comportant une garniture d'étanchéité composée e de secteurs liés par une structure de support, à la fois à une structure interne de révolution et à une structure externe de révolution coaxiales, caractérisé en ce que ladite structure de support est constituée d'un nombre d'éléments (54) transmetteurs de déplacement, répartis périphériquement et tous semblables, sur chacun desquels est fixé un tenon double (98) asservissant en position deux secteurs adjacents de ladite garniture d'étanchéité (100), ces éléments transmetteurs de déplacement (54) étant articulés chacun d'une façon isostatique s - d'une part, sur une première articulation (92), les dites premières articulations (92) étant régulière ment réparties périphériquement sur ladite structure interne de révolution (56) qui est rigide, ayant pratiquement les mêmes caractéristiques mécaniques sur toute sa périphérie, coaxiale à la turbomachine dans toutes les conditions de fonctionnement, transi toires comprises, énergiquement ventilée intérieure- rement et extérieurement par de l'air venant d'un des derniers étages de compresseur, et comportant des accélérateurs d'échange thermique, - d'autre part, sur une seconde articulation (90), les dites secondes articulations (90) étant régulièrement réparties périphériquement sur ladite structure externe de révolution (42 t 138) qui est rigide, ayant pratiquement les mêmes caractéristiques mécaniques sur toute sa périphérie, d'inertie calorifique plus grande que celle de la susdite structure interne (56), baignée sur sa surface intérieure par l'air prélevé au susdit étage de compresseur, ladite première articulation (92) et ladite seconde articulation (90) étant pour chaque élément transmetteur de déplacement (54) décalées périphériquement afin d'éviter l'introduction de forces hyperstatiques, la position périphérique desdits tenons doubles (98) sur lesdits éléments (54) transmetteurs de déplacement étant déterminée d'une part, et les coefficients de dilatation i du métal constituant ladite structure interne (56) et e du métal constituant ladite structure externe (42 t 138) étant choisis, d'autre part, de manière à ce que au cours d'une manoeuvre de la turbomachine (1) d'une part, dans une première phase rapide les déplacements radiaux des tenons doubles (98) obtenus au moyen de la réaction de la structure interne (56) par l'intermédiaire des premières articulations (92) aient une valeur égale à la réaction centrifuge du disque~(3) et des aubes (2) augmentée de la réaction thermique des aubes (2) et de manière à ce que, d'autre part, dans une seconde phase plus longue les déplacements radiaux des tenons doubles (98) obtenus au moyen de la réaction de la structure externe (42 ; 138) par l'intermédiaire des secondes articulations (90) aient une valeur égale à la réaction thermique du disque (3). 2. Dispositif d'étanchéité selon la revendication 1, caractérisé en ce que les éléments transmetteurs de déplacement sont des éléments profilés en U (54) comportant des trous alésés (90 et 92) décalés périphériquement et radialement dans lesquels sont placées des goupilles élastiques (94 et 96). 3. Dispositif d'étanchéité selon l'une quelconque des revendications 1 et 2 caractérisé en ce que la structure externe (42 t 138) est calorifugée au moins d'un côté. 4. Dispositif d'étanchéité selon l'une quelconque des revendications 1 à 3, caractérisé en ce que l'air de ventilation prélevé au susdit étage de compresseur est introduit entre la structure externe (42 ; 138) et la structure interne (56) par un nombre d'éléments tubulaires en forme de bobines (44) régulièrement réparties périphériquement, permettant au cours d'une accélération, respectivement d'une décélération, un réchauffement, respectivement un refroidissement, rapide, homogène le long de la périphérie de la structure interne (56) et un réchauffement, respectivement un refroidissement, lent, homogène le long de la périphérie de la structure externe (42 ; 138 > . 5. Dispositif d'étanchéité selon l'une quelconque des revendications 1 à 4 caractérisé en ce que les étanchéités entre secteurs (100) adjacents sont assurés par des parties en créneau (122, 122a) emboîtées et des éléments intermédiaires (106) et les étanchéités entre les secteurs (100) et la structure support sont assurées par des joints sectorisés (103, 103a). 6. Dispositif d'étanchéité selon la revendication 4, caractérisé en ce que le débit d'air prélevé au susdit étage de compresseur au cours d'une manoeuvre de la turbomachine (1), en corrélation avec le choix des coefficients de dilatation &alpha; i de la structure interne (56) et &alpha;; e de la structure externe (42 t 138), est déterminé de manière que d'une part, si T0 est la temr pérature des gaz prélevés au début de la manoeuvre et T TI la température des gaz + O + T, la température des gaz gaz la fin de la manoeuvre, la température de la structure interne (56) est comprise entre T0 + 0,95 a T et T0 + ss T au bout d'un temps qui correspond sensiblement à la réponse en temps de la turbomachine à ladite manoeuvre et d'autre part, le temps d'arrivée à température stabilisée de la structure externe (42 t 138) est égal au temps d'arrivée à température quasi stabilisée du disque (3) résultant de la manoeuvre. 7. Dispositif d'étanchéité selon l'une quelconque des revendications 1 à 6, caractérisé en ce que la structure externe est constituée par un anneau (42) centré dans un carter de turbine (36) par des plots longitudinaux (52) régulièrement espacés qui coopèrent avec des empochements (40) du carter (36). 8. Dispositif d'étanchéité selon l'une quelconque des revendications 1 à 6, caractérisé en ce que la structure externe est constituée par un anneau (42) centré dans un carter de turbine (36) au moyen de broches (51) coopérant avec des alésages radiaux (53) du carter (36) et avec des alésages radiaux (53a) de l'anneau (42). 9. Dispositif d'étanchéité selon l'une quelconque des revendications 1 à 6, caractérisé en ce que la structure externe est constituée par une portion de carter de turbine (138). 10. Méthode de détermination d'un dispositif d'étanchéité d'aubages mobiles de turbomachine conforme & la revendication 1, caractérisée en ce que dans une première étape on détermine la position périphérique des tenons doubles (98) sur les éléments transmetteurs de déplacement (54) répondant aux conditions de la revendication 1 et dans une seconde étape on choisit les coefficients de dilatation de de la structure interne (56) et t e de la structure externe (42 ; 138) de manière â obtenir un contrôle actif en temps réel des jeux en extrémités d'aubes (2). 11. Méthode de détermination d'un dispositif d'étanchéité d'aubages mobiles de turbomachine conforme à la revendication 1 caractérisée en ce que dans une première étape on choisit les coefficients de dilatation i de la structure interne (56) et e de la structure externe (42; 138) et dans une seconde étape on détermine la position périphérique des tenons doubles (98) sur les éléments transmetteurs de déplacement (54) de manière à obtenir un déplacement radial de la garniture d'étanchéité (100) en fonction de la courbe pratique représentant les déplacements des extrémités d'aubes (2) en fonction du temps avant stabilisation au cours d'une manoeuvre de la turbomachine (1). 12. Méthode de détermination d'un dispositif detanchEit d'aubages mobiles de tùrbomacine conforme à la revendication 1 caractérisée en ce que les coefficients de dilatation i de la structure interne (56) etO e de la structure externe (42 , 138) sont choisis a priori et en ce que un écart convenable entre les temps de réponse lors d'un échauffement ou d'un refroidissement des structures interne (56) et externe (42 t 138) est obtenu en déterminant des calorifugeages intérieur (50) et extérieur (48) de la structure externe (42t 138), des accéléra-. teurs d'échange thermique sur la structure interne (56) et les épaisseurs respectives des structures interne (56) et externe (42 t 138) de manière à obtenir un déplacement radial de la garniture d'étanchéité (100) identique au déplacement radial des extrémités (4) des aubes (2) en fonction du temps, au cours d'une manoeuvre de la turbomachine. 13. Méthode de détermination d'un dispositif d'étanchéité d'aubages mobiles de turbomachine conforme à la revendication 1, caractérisée en ce que dans une première étape on choisit d'une part les matériaux de la structure interne (56) et de la structure externe (42 ; 138), (donc leur coefficient de dilatation i et e et d'autre part l'étage du compresseur haute pression où est prélevé l'air de ventilation (donc l'écart de température 4 T entre les régimes stabilisés ralenti et plein gaz), dans une seconde étape on détermine la position des tenons doubles (98) sur les éléments transmetteurs de déplacement (54), dans une troisième et dernière étape on détermine d'une part les accélérateurs d'échange thermique sur la structure interne (56) et, d'autre part, les ralentisseurs d'échange thermique sur la structure externe (42 ; 138) (donc les "temps de réponse" de ces deux pièces), de mani ère à obtenir un déplacement radial de la garniture d'étanchéité (100) identique au déplacement radiales extrémités des aubes (2) en fonction du temps, au cours d'une manoeuvre de la turbomachine. 14. Méthode de détermination d'un dispositif d'étanchéité d'aubages mobiles de turbomachine selon la revendication 13 caractérisée en ce que les coefficients de dilatation i et i e des matériaux choisis respectivement pour la structure interne (56) et pour la structure externe (42 ; 138) sont égaux.