Comme une grappe situee dans la moitie haute du creur deplace la puissance vers le bas lorsque celle-ci est inseree et qu’une grappe situee dans la moitie basse du creur deplace la puissance vers le haut lorsque celle-ci est inseree, il est possible d’utiliser ces deux effets antagonistes pour controler l’Axial-Offset. Ceci se fait a l’aide de deux grappes placees en meme temps dans la moitie haute et dans la moitie basse du creur (figure 9.19).

9.1.3.4.2.1.

Regulation de temperature et controle de I’Axial-Offset

Le domaine de fonctionnement, appele bande morte (BM), est la surface delimitee par les deux droites en axial-offset et en temperature (figure 9.20) :

• AOref + 1 % et AOref — 1 %

• Tref + 0,8 °C et Tref — 0,8 °C

Toute sortie de cette bande morte entrarne un mouvement des groupes de grappes.

Le controle de la temperature moyenne du moderateur implique tous les groupes. Lorsque :

• Tm-Tref > 0,8 °C ^ ordre d’insertion

• Tm-Tref < —0,8 °C ^ ordre d’extraction

Le sens et la vitesse du deplacement des groupes dependent de l’ecart entre Tm et Tref.

Le controle de l’Axial-Offset est realise par deplacement de groupes inseres partielle — ment dans le creur. Le groupe X1 est place dans la moitie basse du creur tandis que le groupe X2 est place dans la moitie haute. Si l’ecart par rapport a l’Axial-Offset de reference est superieur a 1 % (en valeur absolue), des ordres de blocage/deblocage avec insertion ou extraction des groupes de grappes sont generes.

Comme la regulation de la temperature s’effectue conjointement au controle de I’Axial — Offset (la regulation de temperature reste toutefois prioritaire), la selection des groupes autorises a bouger et des groupes bloques est fonction :

• du signal de temperature (ecart avec Tref),

• du signal d’Axial-Offset (ecart avec AOref),

• de la position des groupes dans le creur.

Ces deux regulations s’effectuent en boucle fermee, a partir de mesures realisees en temps reel.

L’ensemble du parc REP 1300 MWe, soit 20 tranches, est desormais en gestion GEMMES par tiers de creur (recharge de 64 assemblages), campagnes longues de dix-huit mois et combustible UO2 enrichi a 4 % avec poisons consommables gadolinium. Pour le premier cycle de transition, 28 assemblages gadolinium avec 12 crayons sont utilises. Pour les cycles a l’equilibre, on utilise 24 assemblages gadolinies.

2.1.5.2.З. Palier N4

Les creurs de quatre tranches du palier N4 sont exploites en gestion standard quart 3,4 %, en campagne de douze mois. Cette gestion a ete definie au debut des annees 1990. La prochaine evolution tient compte des performances accrues des futurs assemblages com­bustibles dans le cadre du projet ALCADE. Il s’agit d’une gestion par tiers de creur avec combustible UO2 enrichi a 4 %, similaire a la gestion actuelle des REP 1300 MWe. Elle a ete introduite sur le parc nucleaire en 2007.

2.1.5.2. Le defi des annees 2000 : s’adapter aux contraintes du marche

La nouvelle donne du marche de l’energie impose a EDF de s’adapter a des besoins en rapide evolution. Cette adaptation se fait sous les contraintes suivantes :

• saisonnalisation « macroscopique » des arrets (choix des gestions) afin de pouvoir fournir de l’electricite en fonction des opportunites du marche;

• optimisation microscopique du placement des arrets (modulation, flexibilite) afin d’avoir les coQts d’indisponibilite des moyens de production les plus bas;

• definition des gestions optimales c’est-a-dire les plus robustes par rapport a un jeu d’hypotheses presentant un degre d’incertitude eleve (previsions de consommation, disponibilite du parc, developpement du trading).

Quelques tendances actuelles se degagent en reponse a ces contraintes :

• l’augmentation de l’enrichissement et du taux de combustion maximal de decharge vers 60 a 70 GWj/t (gestion GALICE);

• l’allongement des campagnes 900 MWe CPY a 15 mois, maintien des campagnes 1300 MWe a dix-huit mois, allongement des campagnes N4 a dix-sept mois (gestion ALCADE);

• l’equivalence du MOX avec l’UO2 enrichi a 3,7 % (gestion PARITE MOX);

• la flexibilite des recharges, puis la souplesse.

Lors d’une elevation de puissance, les temperatures dans la pastille et dans la gaine aug — mentent, entramant une dilatation de ces composants. Or, l’accroissement du diametre de la pastille est plus grand que celui du diametre interne de la gaine. Cette dilatation ther — mique differentielle se traduit alors par une augmentation des contraintes dans la gaine des lors que le jeu pastille/gaine est ferme. Si la variation de puissance est suffisamment importante, les contraintes de traction induites dans la gaine peuvent depasser le seuil de rupture.

Le risque de rupture de gaine par Interaction pastille gaine (IPG) ne peut apparaTtre que s’il existe une augmentation significative de la puissance dissipee par les pastilles combustibles. Par consequent, les evenements etudies dans le cadre de l’analyse IPG sont les transitoires accidentels de condition 2 qui conduisent aux augmentations les plus sen — sibles de la puissance locale par deformation de la distribution de puissance et/ou par elevation de la puissance creur.

Ces transitoires sont:

• l’Augmentation excessive de charge (AEC),

• le Retrait incontrole de groupe en puissance (RIGP),

• la dilution incontrolee d’acide borique,

• la chute de grappe non detectee.

Sur la palier 1300 MWe, l’analyse de ces accidents a montre que le risque IPG porte principalement sur les transitoires AEC et RIGP, quelle que soit l’irradiation de campagne et jusqu’a 3000 MWj/t sur le transitoire de chute de grappes.

La dilution, en raison de sa cinetique lente, autorise une relaxation des contraintes et n’entraTne donc pas de rupture IPG lors des transitoires accidentels de condition 2.

Pour se premunir contre le risque IPG, il importe donc de controler les augmentations de puissance locale.

Afin de prendre en compte les contraintes dues a l’interaction pastille-gaine, les Speci­fications techniques d’exploitation requierent les limitations suivantes pour toute montee en puissance apres rechargement ou manipulation d’assemblages, outre la limitation de la vitesse de montee en puissance qui ne devra jamais depasser 5 % de la puissance nucleaire par minute :

• au cours du redemarrage du reacteur faisant suite a un rechargement ouaun arret au cours duquel il y a eu manipulation d’assemblages, la vitesse moyenne de montee en puissance sera limitee a 3 % de la puissance nucleaire nominale par heure glissante entre 50 % et 100 % Pn (3 % Pn/h);

• cette restriction est supprimee sur les remontees jusqu’a la puissance P, pour autant que le reacteur ait fonctionne au minimum pendant 72 heures cumulees a une puis­sance superieure ou egale a P au cours des sept derniers jours de fonctionnement en puissance;

• au-dela de cette puissance P, la vitesse de montee en puissance est a nouveau limitee a 3 % de la puissance nucleaire nominale par heure glissante;

• si les barres de controle sont restees inserees, la vitesse de retrait de celles-ci doit etre limitee a 3 pas/heure des que la puissance est superieure a 50 % de la puissance nucleaire nominale.

Toutefois, apres que les barres de controle ont ete retirees jusqu’a une position don — nee, a une puissance P1 superieure a 50 % de la puissance nucleaire nominale, il n’y a plus de restriction sur le mouvement de ces barres, de l’insertion complete jusqu’a cette position tant que la puissance P1 n’est pas depassee.

Ces specifications sont resumees sur la figure 4.3.

En dehors des phases de redemarrage apres manipulation d’assemblages, le pheno — тёпе IPG impose en cours de cycle une duree maximale sur le fonctionnement a puissance intermediate (grappes inserees ou extraites) afin de limiter le decondition — nement local du combustible (etat thermomecanique « degrade » caracterise par un jeu combustible-gaine defavorable) trop penalisant. Cette duree est determinee par la gestion d’un credit de FPPI, dit credit K.

6.1.5.2.1. Approche sous-critique et divergence

Cet essai a pour but de rendre le reacteur critique, alors que le nouveau creur recharge n’est pas encore « connu » du point de vue neutronique. Il permet:

• de verifier le recouvrement des groupes de compensation de puissance lors de leur extraction;

• de verifier le bon fonctionnement des CNS, des CNI et des CNP, leur recouvrement et la non-saturation des CNS avant les alarmes et AAR (cf. chapitre 5);

• de mesurer le seuil Doppler d’apparition du chauffage nucleaire et donc de definir la plage de niveau de flux pour la realisation des essais physiques a puissance nulle; [19]

• d’avoir une premiere evaluation de la reactivite du creur par mesure de la concen­tration en bore a la divergence avec le groupe R (ou D) insere au voisinage du quart superieur du creur.

La procedure de premiere divergence du reacteur au debut d’une nouvelle campagne n’est pas identique a celle d’une redivergence standard en exploitation apres arret du reacteur. A titre d’exemple sur le palier 1300 MWe, les conditions prealables sont les suivantes :

— reacteur en etat d’arret a chaud, groupes d’arret en position haute, groupes de com­pensation de puissance et groupe de compensation de temperature a 5 pas (bas du creur);

— Tmoy = 297,2 °C (±1 °C) stable. P = 155 bar (+0, -2) stable, en regulation automa — tique ;

— CB primaire = 2000 ppm ou superieure;

— 2 orifices de detente en service. Toutes les chaufferettes fixes en service;

— niveau RCV entre 1,5 et 1,7 metres, 200 m3 disponibles en eau demineralisee;

— niveau pressuriseur entre 3 et 4 metres.

L’approche sous-critique se deroule en plusieurs phases :

• 1re phase : extraction des grappes

On cherche a etablir une reference de taux de comptage et on extrait les groupes de regulation en sequence normale en relevant le taux de comptage des CNS tous les 50 pas. On verifie ainsi le recouvrement des groupes. On extrait ensuite le groupe R jusqu’a 190 pas.

Le retrait des grappes est suspendu si un changement inattendu du taux de comptage intervient. Il sera repris si la cause est identifiee et si la sQrete de la tranche n’est pas remise en question.

• 2e phase : approche par dilution Precautions :

• surveiller l’ecart CB entre boucle et pressuriseur dans la limite de 50 ppm pour controler l’homogeneisation du primaire pendant la dilution;

• garder le niveau PZR le plus bas possible, entre 3 et 4 m, afin de minimiser le temps d’homogeneisation;

• pendant l’approche, noter l’evolution du comptage des CNS et du courant des CNI.

On etablit une nouvelle reference du taux de comptage No (a 2000 ppm). On de — bute la dilution avec un debit de 36 m3/h en relevant le comptage des CNS jusqu’a No/N = 0,2 ou CB = CDIV + 200 ppm.

On continue la dilution et les releves avec un debit de dilution de 15 m3/h jusqu’a No/N = 0,15 ou CB = CDIV + 100 ppm. On poursuit ensuite avec un debit plus faible jusqu’a No/N = 0,1 et on interrompt la dilution en laissant la concentration en bore s’homogeneiser dans le circuit primaire.

Pendant cette phase de dilution, les relevesgraphiques de l’inverse du taux de comp — tage en fonction du temps, du volume d’eau injecte et de la Cb permettent par ex­trapolation d’estimer la Cb de divergence.

• 3e phase : premiere divergence

Si la criticite n’est pas atteinte lors de la fin de dilution, on extrait le groupe R progres — sivement, en affinant a l’approche de la divergence. Si la criticite n’est pas atteinte lorsque R est en haut du creur, on le redescend a sa position initiale (170 pas ou 190 pas selon le palier) et on evalue a l’aide du DSEP le complement de dilution correspondant au passage de R de sa position initiale au haut du creur. On effectue la dilution a faible debit (de 3 a 10 m3/h), en laissant homogeneiser. L’operation est reiteree jusqu’a la divergence.

Si la divergence n’est pas obtenue a une Cb inferieure a 0,9 CDiv, on arrete la dilu­tion, on verifie que les groupes sont a leurs positions respectives et on attend l’avis de l’UNIE pour continuer la campagne d’essais.

Les CNS ne sont pas inhibees a l’apparition du seuil P6 (permissif autorisant habi — tuellement le basculement des CNS ou CNI) car le seuil d’AAR est releve a 106 c/s pour verifier le recouvrement des charnes sources et intermediates. On note le re — couvrement CNS / CNI au passage du P6.

La divergence peut etre mise en evidence par:

• l’augmentation exponentielle du flux;

• le decollement de l’aiguille du TDmetre (temps de doublement) et la stabilisation a une valeur differente de l’infini;

• le signal sonore des CNS en salle de commande;

• le decollement du signal de reactivite sur le reactimetre.

Le calcul de la Cb de divergence est effectue a partir de trois mesures manuelles des concentrations en bore boucle et pressuriseur a 15 minutes d’intervalle.

Le creur est considere comme homogene si les criteres suivants sont verifies :

• la reactivite est stable;

• les variations de Cb sont inferieures a 5 ppm entre chaque mesure;

• l’ecart Cb boucle — Cb PZR est inferieur a 20 ppm.

Pour les REP 900 MWe, la valeur moyenne des Cb boucle est corrigee de l’ecart de reactivite correspondant a la difference de position du groupe R par rapport a sa position de reference (170 pas) a l’aide de l’efficacite theorique du groupe R et de l’efficacite differentielle du bore issues du DSEP. Ceci permet de proceder a une comparaison a la valeur attendue.

6.1.5.2.2. Determination de la plage de flux pour les essais physiques

Afin d’obtenir une reponse correcte du reactimetre pour la suite des mesures, il est neces — saire d’effectuer les essais a un niveau de flux :

• suffisamment eleve pour s’affranchir de la non-compensation aux у des chaTnes de puissance se traduisant par un bruit de fond et pour se placer dans la zone de linea — rite des CNP (zone ou le signal delivre est proportionnel au flux neutronique regu par les CNP);

• suffisamment faible pour s’affranchir de l’effet Doppler qui influe sur la reactivite et vient se superposer sous forme de contre-reactions aux effets que l’on souhaite mesurer (effet des grappes par exemple).

Pour cela, l’objectif de cet essai est de trouver une plage de flux qui reponde a ces deux conditions.

L’effet Doppler est lie a la vitesse d’agitation thermique des noyaux presentant des sections efficaces resonantes. L’effet d’elargissement du spectre elargit les resonances des noyaux cibles tandis que l’integrale de resonance reste inchangee. Par contre, du fait de l’autoprotection des resonances, l’integrale effective augmente proportionnellement a la racine carree de la temperature absolue des noyaux cibles et c’est elle qui va influer sur la cinetique du creur. L’effet Doppler est donc important avec des noyaux tres autoproteges.

Dans le cas des reacteurs a eau sous pression a uranium faiblement enrichi, c’est es — sentiellement sur la section efficace d’absorption de l’238U qu’agit l’effet Doppler. L’aug — mentation de la temperature du combustible se traduit donc par un accroissement des absorptions, d’ou une diminution de la reactivite du creur.

Le chauffage nucleaire est un phenomene que l’on observe facilement. Il correspond a une rupture de l’equilibre isotherme combustible-moderateur : le combustible chauffe le moderateur, l’egalite des temperatures moderateur et combustible n’est plus verifiee. L’effet Doppler devient alors significatif et apporte de l’antireactivite.

Les conditions prealables a la determination de la plage d’essais physiques sont:

• reacteur stable en CB, temperature et pression;

• CB a la valeur de la CB de divergence, R a la cote critique pour avoir une reserve suffisante de reactivite;

• reglages adequats du reactimetre.

Les precautions suivantes doivent etre prises :

• pendant toute cette phase, on releve les taux de comptage des CNS tant qu’elles ne sont pas inhibees, des CNI et des CNP afin de valider la non-saturation des capteurs;

• le flux doit rester dans la gamme 15 % — 90 % de la pleine echelle.

Le deroulement de l’essai consiste dans un premier temps, par extraction du groupe R a elever le niveau de flux sur les CNI par demi-decade. Cette extraction du groupe R doit, dans tous les cas, amener une surcriticite inferieure ou egale a 50 pcm. Toutes les demi-decades, on releve, apres stabilisation du flux, les courants des CNI, des CNS et de la CNP branchee sur le reactimetre.

En tragant la courbe Icnp = f(lCNi) (figure 6.3), on peut determiner la plage de linearite de la chaTne de puissance et son bruit de fond. Les CNI sont prises comme reference car ces chafnes sont compensees aux у et delivrent donc un signal proportionnel au flux neutronique meme a tres basse puissance. Durant cette phase, il faut faire attention a l’AAR sur les CNI.

L’effet Doppler peut etre observe par les effets simultanes suivants (figure 6.4) :

• decroissance du signal de reactivite,

• changement de pente du flux,

• augmentation de la temperature moyenne (stabilisation prealable de la Tmoy par debit ASG stable, GCT bien regle, …).

On releve alors le niveau de flux pour lequel apparaft le chauffage nucleaire. Puis, on descend le groupe R a une cote inferieure pour rendre le reacteur sous critique. Une fois le bruit de fond et le chauffage nucleaire mis en evidence, la determination de la plage de flux est possible. Toutefois, si la condition 20 x IBDf < Idoppler/3 (condition empirique) n’est pas remplie et s’il n’est pas possible de determiner une gamme de flux correcte, il faudra changer la chaTne RPN utilisee pour la mesure et recommencer l’operation.

il faut que la plage de flux des essais a puissance nulle satisfasse les conditions sui — vantes :

20 x IBdf < Plage d’essais physiques < Idoppler/1,5

Si ces conditions ne peuvent pas etre remplies, on preferera une zone plus proche du Doppler que du bruit de fond. Au besoin, on limitera la gamme de flux a 70 % de la pleine echelle si a 100 % le niveau de flux est trop proche du chauffage nucleaire.

Pendant toute cette phase, on verifiera le recouvrement des chafnes intermediates et de puissance.

Le depouillement des cartes de flux se fait a l’aide de codes de calculs specifiques.

Un premier code effectue le decodage et la mise en forme des donnees experimentales acquises sur le site (courants, temperatures, positions des groupes). Il permet:

• une premiere analyse de la presence et de la validite des acquisitions effectuees,

• la correction automatique des valeurs aberrantes.

Les donnees depouillees sont visualisees sous la forme de traces de flux axiales sur les differents assemblages scrutes lors du passage des capteurs (figure 7.3).

Un second code de calcul permet ensuite d’effectuer (figures 7.4, 7.5 et 7.6) :

• l’extension radiale et axiale a l’ensemble du creur des mesures effectuees sur les assemblages instrumentes; cette extension se fait par exploitation des symetries du creur et par extension « par voisinage » de la distribution radiale de puissance, et pour l’aspect axial, par affectation des traces axiales experimentales aux traces non mesurees en fonction de la nature des assemblages instrumentes et non instrumen — tes ;

• le calcul des grandeurs neutroniques d’interet pour le fonctionnement et la sQrete de la tranche : facteurs de points chaud, desequilibre azimutal de puissance, … ainsi que les grandeurs thermohydrauliques : temperatures sortie creur, facteurs d’eleva — tion d’enthalpie;

• la verification des criteres de conception et de sQrete.

Le calibrage des charnes externes se fait a l’aide de codes de calcul specifiques par palier.

Le code utilise pour le palier 900 MWe est destine au calcul des coefficients a, KH, KB de chaque CNP a partir des donnees experimentales fournies par le site. Les coefficients a, KH et KB ne sont pas calcules directement a partir des courants issus des CNP. Des parametres intermediates, K, A et B, sont utilises.

On fait l’hypothese qu’il existe une relation lineaire entre la puissance et la somme des courants issues des sections hautes et basses des chambres longues. On peut ainsi ecrire :

K * P = Ih + Ib

La seconde hypothese suppose egalement une relation lineaire entre I’Axial-Offset ex- terne (AOext) mesure par les chaTnes RPN et l’Axial-Offset interne (AOint) issu des mesures des sondes RIC. Elle permet d’ecrire :

AOext = A + B * AOint

En utilisant la definition de l’Axial-Offset, les coefficients de calibrage peuvent s’expri- mer selon :

1

K(1 + A/100)

1

K(1 — A/100)

1 — (A/100)2
В

La valeur de K, typiquement autour de 10, est obtenue en effectuant, en parallele, une mesure de la puissance thermique du creur par BIL100 ou le BIL KIT (mesure interne) et un releve des courants issus des chambres de puissance (mesures externes). En cours de cam — pagne, cette valeur evolue en fonction de l’irradiation et de la distribution de puissance dans le creur.

Les valeurs de A, typiquement de 3 a 8, et de B, typiquement de 0,3 a 0,4, sont obte — nues en mesurant, en parallele, I’Axial-Offset du creur par carte de flux (mesure interne) et les courants issus des CNP (mesures externes).

Lors d’une oscillation xenon, on releve environ une dizaine de cartes de flux reparties sur une plage d’Axial-Offset de l’ordre de 10 %.

Les points de mesure sont reportes sur la figure 7.7.

Sur les paliers 1300 MWe et N4, le code de calcul utilise effectue le calcul des para — metres a implanter dans le SPIN suite au depouillement des essais de type EP-RPN 11 et EP-RPN 12. En particulier, il effectue la mise a jour de la matrice [S] et eventuellement la matrice [T] et la mise a jour des Fxy(z) avec les penalites associees pour couvrir le fonctionnement a venir entre la realisation de deux essais.

Nous allons examiner tout d’abord la prise en compte des limites physiques par la chaTne AT temperature elevee et nous aborderons ensuite le calcul des points de consigne des chaTnes specifiques.

La prise en compte des limites physiques implique le calcul en continu (chaTne ana — logique) d’un point de consigne ЛТТе (puissance limite) variable en fonction de la tempe­rature T, de la pression p et de la difference axiale de puissance ЛІ et la comparaison en continu de cette consigne a la puissance mesuree ^Tmesure). Tout depassement entraTne l’arret automatique du reacteur. Une variation lineaire de la consigne en fonction de p, T, Лі est utilisee compte tenu de la linearite approximative des phenomenes physiques et dans un but de simplification.

L’equation du point de consigne est la suivante :

avec : • T, p, ЛІ : valeurs mesurees;

• К1, К2, K3 : constantes appelees points de consigne;

• : fonction d’avance retard destinee a compenser le retard de devolution de la

temperature moyenne boucle mesuree par rapport a la temperature moyenne creur a surveiller. т3 et t4 sont des constantes determinees par calcul;

• Р(ЛІ) : fonction de penalite liee a la prise en compte de la distribution axiale de puissance.

Le calcul du point de consigne (К1, К2, К3, т3, т4, f'(Лi)) est effectue en 3 etapes :

• iere etape : calcul du point de consigne en regime stationnaire

Les limites physiques correspondant a ЛІ = 0 (distribution de puissance de reference) sont representees dans le plan (ЛТ, Т) (parametres mesures). Dans ce plan, sont ega — lement indiquees :

— la limite en surpuissance a ЛІ = 0,

— la limite correspondant a l’ouverture des soupapes du generateur de vapeur. Cette ouverture conduit par ecretage a imposer une valeur fixe a la pression (pression de tarage) ou a la temperature de la vapeur au secondaire, donc a imposer une valeur fixe a la temperature moyenne du primaire pour chaque valeur de la puissance echangee entre le primaire et le secondaire;

comme le montre l’equation : P = h(T — Tsat(Pc))
avec

P : puissance echangee entre primaire et secondaire, h : coefficient d’echange primaire-secondaire,

T : temperature moyenne primaire,

Tsat(Pc) : temperature de saturation dans les GV correspondant au seuil de tarage Pc.

Le domaine de fonctionnement autorise est ainsi defini : pour une pression primaire donnee, c’est le domaine compris entre la limite en surpuissance, les limites en sa­turation et en crise d’ebullition et la limite correspondant a l’ouverture des soupapes du generateur de vapeur.

L’approximation lineaire du point de consigne revient a representer des droites de protection assurant le non-depassement des limites precedemment definies. Le point de consigne en regime stationnaire a ЛІ = 0 devient en effet:

ЛТТЕ = ЛТпсп [К, + K2 (p — pnom) — Кз (T — Tnom)]

Les coefficients К,, K2, K3 sont determines a partir du trace des droites de protection. La figure 8.18 represente le diagramme de protection ou apparaissent les droites de protection et les differentes limites a respecter. La valeur obtenue pour K (marge en puissance) est egale a 1,25 (valeur typique).

Comme pour la protection contre la surpuissance, les termes k^Tnom representent des pourcentages du ЛТ qui sera mesure a 100 % de puissance lors des essais de demarrage. La valeur de conception est ЛТ^ = 37,4 °C.

• 2e etape : etude en regime transitoire

Cette etape permet de valider le calcul des points de consigne Kb K2, K3 effec­tue precedemment en regime stationnaire et de determiner les constantes d’avance retard т3 et t4. Le calcul est effectue a l’aide d’un code simulant en transitoire devo­lution des parametres caracteristiques de l’etat de la chaudiere en differents points de celle-ci (creur, tuyauteries, generateur de vapeur…). Des transitoires d’insertion de reactivite comme le retrait incontrole de groupes sont simules. Une etude para — metrique est effectuee afin d’englober les differents etats possibles du reacteur en niveau de puissance initial, vitesse d’insertion de reactivite, taux d’epuisement du creur, … Cette etude permet de determiner les valeurs des constantes т3 et t4 desti­nes a compenser les retards de la boucle par rapport au creur et le temps de retard de la charne (capteur, traitement) pour differentes cinetiques accidentelles.

• 3e etape : prise en compte du terme ЛІ dans le point de consigne

Un code de calcul effectue un trace automatique du diagramme de protection pour differentes valeurs de ЛІ a partir des limites a ЛІ nul et des fonctions de penalite. Ces dernieres sont determinees par les etudes neutroniques et thermohydrauliques.

La prise en compte des limites physiques par les protections specifiques est extre — mement simple du fait que ces protections interviennent lors d’accidents rapides a faible evolution de la distribution de puissance durant le deroulement de l’accident.

Les points de consigne de ces charnes de protection ne comportent done pas de fonction de penalite f (ЛІ) et sont etablis a partir d’une distribution de puissance de reference (forme axiale avec pic Fz = 1,32 en haut du creur, distribution radiale FЛH = 1,62 a 100 % PN) enveloppe pour ces transitoires.

Le point de consigne est donc lie a la valeur du parametre physique a surveiller qui correspond a un REC superieur a 1,17 au cours du transitoire pour une distribution de puissance de reference. Son calcul est effectue a l’aide du code precedemment decrit qui simule le comportement global de la chaudiere, sans calcul de la distribu­tion de puissance dans le creur, mais avec une simulation des charnes de protection afin d’evaluer le retard entre le moment ou le point de consigne d’arret automatique est atteint et le moment ou l’action de protection devient efficace.

D’une fagon generale, la connaissance precise de l’installation et des performances du materiel constituant les charnes de protection est necessaire pour la determination des points de consigne de ces charnes. En effet, cette determination doit prendre en compte dif — ferents temps de retard lies notamment a la localisation du capteur de mesure par rapport au phenomene surveille, au temps de retard du capteur, au temps de reponse de la chaTne, au temps mort de I’actionneur (chute des grappes).

De la meme fagon, la connaissance de la precision de la chaTne est necessaire pour determiner les points de consigne devant etre affiches sur le site a partir des points de consigne theoriques. Cette precision prend en compte des effets tels que :

• les effets physiques;

• la precision des capteurs de mesure (precision d’etalonnage, fidelite, derives, …);

• la precision de la chaTne de traitement et des relais a seuil;

• la precision de reglage ou d’etalonnage de la chaTne.

A titre d’exemple, les valeurs theoriques des chaTnes AT sont K = 1,25 et K4 = 1,15. Les valeurs reglees sur le site, compte tenu des differentes incertitudes, sont: K1 = 1,14 et K4 = 1,10.

Les points de consigne nominaux (valeurs affichees sur site) etant determines, il est ensuite verifie qu’une marge suffisante existe pour eviter l’atteinte des seuils d’alarme lors de l’exploitation normale de l’installation (fonctionnement de categorie 1). Une simulation de ces transitoires est effectuee afin de verifier qu’aucun seuil d’alarme n’est atteint et a fortiori les seuils « C » et les seuils d’AAR, en particulier pour les chaTnes AT temperature elevee et AT surpuissance. Les transitoires d’Tlotage manuel et d’Tlotage suite a un defaut reseau qui sont les plus penalisants pour les marges sont simules. Le bien-fonde de ces simulations est verifie sur site ou sont effectues des Tlotages manuels toutes les deux ou trois campagnes.

Le schema de la figure 8.19 resume, pour la chaTne AT temperature elevee, les diffe — rents seuils d’arret automatique : valeurs affichees sur site et valeurs theoriques compte tenu des imprecisions de la chaTne.

La limitation de la fluence a pour objectif de proteger l’integrite de la cuve afin d’aug — menter la duree de vie de l’installation. Elle s’accompagne aussi de l’allongement de la longueur de campagne par la diminution des fuites neutroniques. On place pour cela des assemblages irradies en peripherie du creur aux extremites des medianes, point le plus chaud de la cuve pour les REP 900 MWe (pour les REP 1300 MWe, le point chaud est a 45°), en tirant profit de la baisse de puissance dans ces assemblages. La strategie de reduction de la fluence accroTt sensiblement les difficultes dans la recherche du plan de chargement.

A titre d’exemple, sur le palier 900 MWe, on distingue les types de fluence suivants :

• plan standard (FS): 3 assemblages neufs en bout de mediane (figure 3.9);

• plan fluence reduite (FR): 1 assemblage irradie en bout de mediane (figure 3.9);

• plan faible fluence (FF) : 3 assemblages irradies 3 tours en bout de mediane (figure 3.10);

• plan faible fluence generalisee (FFG): 3 assemblages irradies en bout de mediane et 2 assemblages irradies en bout de diagonale (figure 3.10).

Par ordre chronologique, on a utilise les plans FS, FR, FF puis FFG.

Actuellement, la totalite des plans sont de type faible fluence ou faible fluence gene­ralisee.

Sur le REP 1300 MWe, les fluences adoptees sont donnees figure 3.11. En gestion GEMMES, seuls les plans a faible fluence sont actuellement mis en reuvre. Pour les futures gestions prevues pour le palier 1300 MWe, il est envisage d’utiliser des plans de type faible fluence generalisee.

Le bore naturel est un element hautement neutrophage dans le domaine thermique. La teneur en isotope 10 du bore naturel n’est pas tres elevee, environ 19,8 %, mais sa section efficace de capture est si grande (~3000 barns) qu’il suffit d’une faible variation de la teneur en acide borique de l’eau du circuit primaire pour obtenir une grande variation de la reactivite du creur. Le bore est utilise pour suivre Revolution des poisons neutroniques comme le xenon lors des transitoires de puissance ou compenser l’usure du combustible nucleaire.

Pour mesurer la concentration en bore, un prelevement liquide d’environ cinq litres est effectue sur chacune des boucles primaires en fonctionnement apres homogeneisation dans le creur et sur le circuit RRA, ou encore dans le RCV, a l’arret. Ce prelevement est amene devant le boremetre, dispositif permettant une mesure relative de la concentra­tion en bore. Le principe de fonctionnement du boremetre repose sur l’attenuation d’une source d’americium-beryllium fournissant des neutrons selon la reaction :

243Am ^ a ^ 9Be(a, n^C

Les neutrons generes sont captures par l’isotope 10 du bore selon la reaction :

50B (n, a)3Li

Une chambre d’ionisation permet de collecter les charges dues au rayonnement alpha. L’electronique associee permet apres mise en forme des impulsions de relier le niveau de comptage a la concentration en bore, pour une temperature et un debit donne du prelevement. La concentration en bore 10 est alors fonction du nombre de particules alpha detectees. Le boremetre est uniquement sensible au bore 10. Le temps de mesure avec le boremetre apres etalonnage est de l’ordre de trois minutes pour une precision de l’ordre de 3 %.

Les conditions de fonctionnement du boremetre sont les suivantes :

• debit maximal : 80 litres/heure;

• temperature maximale : 35 °C.

Les parametres thermohydrauliques du prelevement doivent etre les plus stables pos­sibles. La temperature de l’eau primaire prelevee (apres depressurisation et refroidisse — ment) pour analyse en exploitation normale n’est pas regulee. En moyenne, elle est voi — sine de 25 °C alors que lors des operations d’etalonnage du boremetre, la temperature de l’eau analysee est regulee a 35 °C, d’ou la necessite d’une correction. Le boremetre doit etre controle et surtout etalonne periodiquement, une fois par semaine pratiquement, par analyse chimique du prelevement.

Les chimistes determinent une mesure de reference de la concentration en bore avec une base (soude) permettant de doser l’acide borique, tous isotopes confondus par titri — metrie. Cette mesure est cependant assez longue, de l’ordre de la demi-heure avec une precision de l’ordre du %.

On voit l’interet pratique du boremetre : facilite et rapidite d’obtention de la mesure, faible fluctuation. Mais en fait, la mesure du chimiste fait foi puisque c’est la reference a partir de laquelle le boremetre est etalonne une premiere fois et qu’il est recale ensuite.

La comparaison entre les deux modes de mesure n’a de sens que si l’enrichissement en bore 10 ne varie pas. Or, il peut varier legerement pour deux raisons :

• La mesure de la concentration en bore est entachee d’une certaine erreur liee a la composition isotopique precise du bore naturel, legerement variable en fonction des echantillons et des fournisseurs. Les mesures d’enrichissement effectuees sont typiquement comprises entre 19,8 % et 20,1 %. Il faut aussi signaler l’existence d’usines d’enrichissement en bore 10, ce qui implique l’existence d’enrichissement variable et de bore appauvri. Signalons toutefois que le bore enrichi n’est pas utilise en France.

• Il faut aussi prendre en compte l’usure du bore en fonction de l’avancement dans le cycle en raison de la disparition progressive des noyaux de bore 10, les plus ab — sorbants. Supposons que le bore ne sejourne effectivement qu’un dixieme de temps dans le creur. Le flux integre correspondant a une annee de fonctionnement, pour Ф^є = 0,4 ■ ^ sera:

1

«kermique = 0,4 • 1014— • 365 • 24 • 3600 = 1,3 • 1019

Pour une section efficace d’absorption du bore 10 de 2100 barns, l’enrichissement en bore 10 diminue de 3 % en valeur relative et peut ainsi passer de 19,8 % a 19,3 % au cours d’un cycle d’utilisation.

Les hypotheses retenues pour ce calcul sont pessimistes mais montrent que l’effet d’usure est a prendre en compte lorsque l’utilisation du bore est prolongee comme dans le cas du recyclage.

Ces essais sont aujourd’hui supprimes sur le palier CP0.

6.1.5.3.8.1. Concentration en bore Groupes CetD insdrds en mode A

En fin de dilution pour la determination de I’efficacite des groupes C et D inseres et apres homogeneisation du circuit primaire, on releve la concentration en bore critique. Ceci permet de verifier:

• la coherence des resultats experimentaux : conformite des mesures de concentra­tions en bore et des mesures de reactivite au reactimetre;

• la reactivite du creur dans une troisieme configuration radiale de flux neutronique avec C et D inseres (apres TBH et D insere).

6.1.5.3.8.2. Coefficient de temperature isotherme

Cette troisieme mesure de coefficient de contre-reaction est realisee avec une concentra­tion en bore plus faible d’environ 200 ppm que celle de l’essai equivalent toutes barres hautes. Elle permet d’evaluer la loi de variation du coefficient de temperature du modera — teur en fonction de la concentration en bore et de la comparer a l’evolution calculee.

6.1. 5.3.9 . Ordres de grandeur

Les valeurs numeriques donnees dans les paragraphes suivants ont ete obtenues lors d’une campagne d’essais physiques de redemarrage effectues mi-2006 sur une tranche du palier 1300 MWe.

6.1.5.3.9.1. Concentrations critiques en bore

Les valeurs mesurees de la concentration en bore critique sont:

Tableau 6.5. Concentrations critiques en bore.

6.1.5.3.9.2. Coefficients isothermes de temperature

Les valeurs mesurees du coefficient isotherme de temperature sont:

Les protections du reacteur sont dimensionnees vis-a-vis des deux premieres barrieres (gaine et circuit primaire). La tenue de la troisieme barriere (enceinte de confinement) fait appel aux systemes de sauvegarde comme l’aspersion de sQrete de l’enceinte (EAS). Nous presentons ici uniquement les protections vis-a-vis de la gaine. Les systemes de protection des REP 900 MWe, 1300 MWe et N4 sont ensuite globalement decrits au paragraphe 8.2.

8.1.2.1. Tranches REP 900 MWe

Les protections elaborees sont:

• ATte — temperature elevee pour le risque de crise d’ebullition,

• ATsp — surpuissance pour le risque de fusion de l’UO2.

Ces deux protections interviennent aussi dans la protection vis-a-vis du risque IPG.

La definition de ces protections repose sur les principes suivants :

• on se donne un seuil de puissance thermique maximale a ne pas depasser;

• l’image de la puissance thermique choisie est la difference de temperature AT entre l’entree et la sortie du creur;

• une consigne ATconsigne a ne pas depasser est elaboree. Celle-ci est fonction de devo­lution de certains parametres :

— ATT°nsigne = f (pression, temperature primaire, vitesse des pompes primaires, deformation du flux);

— ATcpnsigne = f (temperature primaire, vitesse des pompes primaires, deformation du flux);

• le ATconsigne variable est ensuite compare au AT reel.

En fait, la prise en compte de la temperature primaire et de la vitesse des pompes pour la protection ATSP ne correspond pas a une augmentation reelle du risque mais a une compensation du fait que la difference des temperatures d’entree et de sortie du creur n’est pas directement representative de la puissance thermique; entre les deux interviennent le debit volumique associe a la vitesse des pompes, la masse volumique et la chaleur specifique associees a la temperature moyenne.

Pour la protection ATte, la dependance a P, Tm et Qpp resulte directement de l’in — fluence de ces parametres physiques sur le risque de crise d’ebullition.

La dependance a la difference axiale de puissance (parametre AI = AOxPr) a pour objectif la prise en compte des formes axiales presentant des points chauds importants en partie basse (AI < 0) ou en partie haute (AI > 0) du creur. Les points de consigne de la protection sont donc abaisses au-dela d’une valeur de AI positive et en dega d’une valeur negative de AI.

Ces protections fonctionnent en logique 2/3 avec 3 niveaux d’intervention :

• alarme,

• reduction automatique de charge (consignes C3 et C4) : AT = ATconsigne -3 %,

• arret automatique reacteur: AT = ATconsigne.

Les seuils sont generiques mais des reglages sont appliques au cas par cas sur chaque boucle en fonction des caracteristiques specifiques de la tranche pour se ramener au ATboucle de reference aux conditions nominales.