Le passage a une concentration en bore nulle (entre 0 et 10 ppm en pratique) marque la fin de la campagne naturelle du creur. A ce moment, les grappes sont en haut du creur. La manreuvrabilite est nulle. Pour prolonger l’exploitation du reacteur, il faut alors ap — porter un surcroTt de reactivite au creur. Le gain en reactivite est apporte en abaissant la temperature du moderateur en tirant partie de l’effet moderateur du fluide primaire forte — ment negatif en fin de cycle. On abaisse de plus la puissance du reacteur en jouant aussi sur le coefficient de puissance egalement negatif. La baisse de puissance est d’environ 10 % apres un mois et de 20 a 25 % apres deux mois de fonctionnement en prolongation de cycle.

La prolongation maximale autorisee est de 60 jepp sur tous les paliers (afin de ne pas depasser le taux d’irradiation maximal autorise lors du dechargement des assemblages admis dans les etudes de sQrete mais aussi pour des raisons de limite sur les GV et sur la turbine). Sur le parc, la duree moyenne de prolongation constatee est de 30 a 50 jepp.

Il est rare d’avoir a reprendre un plan notifie apres la realisation de l’etude de sQrete. Le retour d’experience montre que la plage d’environ 200 MWj/t autour de l’irradiation de fin de campagne prevue pour prendre en compte les aleas de fonctionnement est tres genera — lement respectee. Les situations d’aleas survenues en cours de campagne ou concernant un nombre important d’assemblages doivent donner lieu a une vigilance particuliere en matiere devaluation de sQrete previsionnelle.

La pratique de definition des plans sur la base de quelques indicateurs simples consti — tue un « risque industriel acceptable » car la sQrete de l’installation sera, en definitive, ga — rantie par la realisation complete des etudes de sQrete qui est un prealable a l’exploitation du creur. Cependant, les calculs de sQrete sont frequemment realises au stade previsionnel suivant la nature de la recharge avant la notification du plan au site.

Les pressions primaire et secondaire sont mesurees a l’aide de capteurs de pression a membrane et a l’equilibre de forces situees dans le pressuriseur et dans les tuyauteries vapeur.

5.2.1. Mesure des ddbits primaire et secondaire

Les debits primaire et secondaire sont mesures a l’aide de capteurs de pression differen — tielle situes dans les boucles primaires, sur les coudes a la sortie du generateur de vapeur. Le debit primaire peut varier legerement en raison des bouchages de certains tubes GV ou des pertes de charges des differents types d’assemblages dans le creur. L’incertitude sur la mesure du debit primaire est de l’ordre de 2 %. Cette incertitude est celle de la mesure de la puissance thermique de reference et non celle de la mesure en ligne sur les coudes du circuit primaire. Cote primaire, la mesure ainsi realisee n’est pas assez performante en termes de precision et de bruit pour permettre une protection efficace contre les accidents du reseau. Elle n’est utilisee que pour la protection contre les pertes partielles du debit pri­maire comme la perte d’une pompe par exemple. Ces accidents pouvant n’affecter qu’une boucle, plusieurs mesures sont necessaires dans chaque boucle pour assurer la detection malgre la defaillance d’une mesure.

La protection contre les pertes d’alimentation electrique est fondee sur une mesure de la vitesse de rotation des pompes primaires. Une seule mesure est necessaire par boucle pour detecter ces accidents qui affectent toutes les boucles. Le systeme de mesure est constitue d’un capteur magnetique qui detecte le passage d’une cible montee sur l’arbre de la pompe et d’une horloge permettant le comptage du temps ecoule entre deux passages de la cible.

La mesure continue du debit primaire est une mesure relative, la possibilite d’instal — ler des elements deprimogenes n’existant pas compte tenu du diametre des tuyauteries primaires et de l’absence de longueurs droites suffisantes mais aussi pour des raisons evidentes de sQrete. En revanche, de tels elements (diaphragmes) sont implantes sur les tuyauteries d’eau alimentaire des GV sur la partie secondaire de l’installation. Via un eta — lonnage, ils fournissent une mesure fiable du debit alimentaire fondee sur la difference de pression amont/aval du diaphragme. Ils contribuent ainsi a la determination de la puis­sance thermique.

On realise une carte de flux apres stabilisation du creur apres I’atteinte du palier nominal (figure 6.12). Pour le palier 900 MWe, cette carte de flux est precedee d’une oscillation xenon.

Le debit primaire est determine lors d’un essai RCP 114 et reactualise s’il est moins penalisant que le debit de conception utilise jusqu’alors.

Un exemple de mesures du debit primaire donnees en m3/h est presente dans le ta­bleau 6.10.

Les criteres de validite de cet essai sont les suivants :

• criteres de sQrete : Pour les REP 900 MWe, les criteres portent sur le FAH et le Fq ;

• criteres de conception :

— les criteres portent sur les puissances assemblages (comme pour l’essai a 8 % PN);

— pour les REP 900 MWe, les Fxy(z) TBH doivent verifier de plus :

FMyES(z) < 1,04 FLymitedeconception(z)

Le desequilibre azimutal de puissance est aussi suivi a l’occasion de cet essai. On remarque que le tilt a tendance a diminuer lors de la montee en puissance (figure 6.12). Cette tendance est generale et se poursuit normalement tout au long du cycle (effet de gommage du tilt en irradiation).

Cependant, la tranche ne pourra etre declaree apte au reseau qu’apres la realisation de l’essai EP-RGL4 de calibrage des groupes de compensation de puissance (cf. para­graphs 6.1.6.6).

Les differentes chames de protection sont constituees a partir des mesures effectuees pour surveiller l’etat de l’installation : mesure du flux neutronique, de la temperature du refri­gerant primaire, de la puissance thermique, des pressions et debits primaire et secondaire.

On peut distinguer deux types de chames de protection : [31]

• les protections complexes, dites lentes ou locales, caracterisees par le fait qu’elles surveillent un ensemble de parametres fondamentaux de l’etat du reacteur : puis­sance thermique representee par l’elevation de temperature AT, temperature moyenne du fluide primaire, pression primaire, distribution axiale de puissance ou desequilibre de puissance axiale entre le haut et le bas du creur. Elles interviennent au cours de transitoires plus lents au cours desquels ces parametres varient simulta — nement.

Pour les reacteurs 900 MWe, elles sont constituees par les deux chaTnes suivantes :

• la chaTne AT-temperature elevee ATte, qui assure la protection contre la crise d’ebul — lition et le risque IPG;

• la chaTne AT-surpuissance ATSP, qui assure la protection contre la surpuissance li — neique et la fusion au centre de la pastille combustible ainsi que le risque IPG.

L’arret automatique est provoque lorsque la puissance thermique proportionnelle a AT depasse une puissance limite ATconsigne qui est variable et calculee en continu a partir des mesures de temperature primaire, pression primaire et distribution axiale de puissance. En fait, on utilise seulement une image globale de la distribution axiale de puissance repre­sentee par la difference axiale de puissance AI fournie par les chambres a deux sections situees hors creur:

avec

Ph et PB : puissances generees dans la moitie haute et la moitie basse du creur,

AO : desequilibre axial de puissance (Axial-Offset),

Pr: niveau de puissance rapporte a la puissance nominale du creur.

Pour les reacteurs 1300 MWe, ces deux chaTnes sont remplacees par un calcul direct du REC et de la puissance lineique maximale par le SPIN.

A titre d’illustration, les deux tableaux 8.5 et 8.6 relatifs aux reacteurs 900 MWe indiquent les differentes chaTnes d’arret automatique qui assurent la protection et pour quelques accidents caracteristiques de categorie 2, les protections qui interviennent.

L’evolution de la temperature de l’eau du circuit primaire en fonction de la puissance est definie a partir de considerations d’ordre neutronique, thermique et mecanique. On est alors amene a definir un « programme de temperature en fonction de la puissance » destine a satisfaire differents imperatifs parfois contradictoires :

• d’un point de vue mecanique : le respect de la tenue de la gaine et du combustible en toutes circonstances impose d’avoir une temperature suffisamment basse pour diminuer les risques de fissures et de ruptures, notamment au cours des transitoires;

• d’un point de vue thermique : la recherche d’un meilleur rendement du cycle se — condaire impose une temperature de la vapeur a la sortie des generateurs de vapeur suffisamment elevee et donc une temperature moyenne creur la plus elevee pos­sible. De plus, la pression et la temperature de la vapeur alimentant la turbine sont etroitement liees aux temperatures d’entree et de sortie de l’eau du circuit primaire. Or, le fluide primaire evolue dans des limites assez etroites :

— la temperature maximale est limitee, en fonction de la pression primaire, pour eviter la crise d’ebullition;

— l’echauffement a travers le reacteur, ou son refroidissement dans le generateur de vapeur, ne doit pas etre inferieur a une trentaine de degres. A des AT plus faibles correspondraient des puissances de pompage trop elevees, des risques de vibrations des elements combustibles ou des structures du creur. Quant au fluide secondaire, les caracteristiques du fluide primaire conduisent a des pressions de vapeur peu elevees (55 a 70 bar) et des rendements de cycles modestes.

Ainsi, les reacteurs de type REP sont caracterises par un rendement global moyen qu’il faut chercher a ameliorer malgre les contraintes imposees au fluide primaire.

Si la puissance fournie par le reacteur est superieure a la puissance demandee par le reseau, la temperature moyenne creur aura tendance a augmenter car la puissance gene — ree n’est pas evacuee. Dans le cas contraire, la temperature moyenne creur diminuera. En consequence, une regulation de la temperature moyenne peut permettre l’ajustement des puissances creur et turbine. La temperature moyenne sera donc choisie comme para — metre permettant d’affiner la puissance reacteur par action sur le mouvement des barres du groupe R : les groupes gris ajustant approximativement la puissance reacteur a la puis­sance demandee par le reseau tandis que le groupe R reprendra les variations residuelles de reactivite materialisees par les variations de la temperature moyenne autour de sa valeur de consigne (cf. paragraphe 9.1.3).

La puissance evacuee par l’eau du circuit primaire est proportionnelle :

• au debit d’eau primaire : QP,

• a la chaleur specifique de l’eau : CP,

• a l’echauffement de l’eau : (Ts — Te).

On peut alors ecrire la puissance primaire P1 selon la relation :

Pi = Qp ■ Cp ■ (Ts — Te) = Qp ■ (Hs — He)

avec :

Ts, Te : temperatures de sortie et d’entree,

Hs, He : enthalpies de sortie et d’entree.

Le debit volumique du circuit primaire reste sensiblement constant car fixe par le debit des pompes primaires lui-meme constant. La chaleur specifique peut, en premiere ap­proximation, etre consideree comme constante, meme si elle augmente tres legerement en fonction de la temperature.

Cote secondaire, dans le cas d’un generateur de vapeur sature de type Westinghouse comme ceux equipant les REP d’EDF, la puissance echangee au niveau du generateur de vapeur entre l’eau du circuit primaire et le fluide secondaire est proportionnelle :

• au coefficient d’echange global h,

• ala surface d’echange dans le generateur de vapeur S,

• a l’ecart moyen de temperatures entre les deux fluides (Tm-Tv).

La puissance echangee au niveau du generateur de vapeur peut s’ecrire alors :

Pi = h ■ S ■ (Tm — Tv)

ou :

Tm, Tv : temperatures moyenne creur et de sortie vapeur.

Pour realiser l’equilibre des puissances creur et turbine, deux possibilites devolution de la temperature moyenne avec la puissance peuvent etre envisagees :

• temperature moyenne constante avec la puissance : les avantages resident dans la consigne constante avec la charge et un pressuriseur de taille moyenne car la dila­tation de l’eau primaire est en principe nulle entre les charges extremes. Par contre, le rendement du cycle secondaire est limite car Tv decroTt beaucoup si la puissance augmente;

• temperature moyenne croissante avec la puissance : cette solution presente un meilleur rendement du cycle secondaire. Cependant, le point de consigne n’est pas constant en fonction de la charge et il est necessaire d’avoir un pressuriseur plus imposant.

La deuxieme solution a ete retenue pour les REP du parc electronucleaire d’EDF.

La reference etait alors constituee par la gestion 4 cycles avec un enrichissement de 3,7 % pour le 900 MWe et 3,6 % pour le 1300 MWe, cette derniere n’ayant cependant jamais ete mise en reuvre. Pour augmenter la longueur de campagne avec une cible de dix-huit mois, on pouvait soit augmenter l’enrichissement en restant en gestion 4 cycles, soit revenir a une gestion 3 cycles. La premiere solution a ete ecartee, car obtenir une campagne de 1 6 mois avec un coefficient de disponibilite de 75 % impliquait un enrichissement voisin de 5 %, ce qui conduisait a une irradiation moyenne lot de 56 GWj/t, non accessible.

Cette irradiation ne peut en effet etre atteinte qu’avec un nouveau type d’assemblage combustible, la solution proposee devant demeurer compatible avec les performances attendues des combustibles alors disponibles, c’est-a-dire une irradiation moyenne assem­blage inferieure a 52 GWj/t.

Les etudes de faisabilite engagees au debut des annees 1990, et meme avant, ont consiste a verifier le respect des valeurs limites d’un certain nombre de parametres cles de sQrete pour un enchamement de campagnes tel que represente sur la figure 2.4.

Ces parametres cles sont: [2]

2.1.4.1.

REP900MWe

Pour le palier REP 900 MWe, des gestions 3 cycles a 3,7 %, 3,9 % et 4,2 % d’enrichis — sement ont ete etudiees. Pour la gestion 3 cycles 3,7 % qui a ete effectivement mise en reuvre sur 6 reacteurs, on a retenu sur les 52 assemblages de la recharge, 1 6 assemblages comportant chacun 8 crayons UO2-Gd2O3 avec une teneur de 8 % en gadolinium et un support d’uranium appauvri. Pour l’etude de faisabilite avec les enrichissements de 3,9 % et 4,2 %, on a adopte un assemblage comprenant 12 crayons empoisonnes avec une concentration de 9 % d’oxyde de gadolinium, les recharges comprenant 16 de ces assem­blages. Cette charge en gadolinium aurait probablement pu etre optimisee mais l’effort a porte sur le 1300 MWe pour lequel l’interet de l’allongement des campagnes est plus grand lorsque l’on passe d’une gestion 4 cycles a une gestion 3 cycles, en raison notam — ment de la conformation des creurs 900 MWe et 1300 MWe et des plans de chargement qui en resultent.

Dans les annees 1990-1995, l’allongement des campagnes a donc ete etudie sur les reacteurs 900 MWe avec et sans MOX. Neanmoins, il a ete juge preferable de maintenir ce palier en gestion annuelle alors que l’allongement des campagnes 1300 MWe a dix-huit mois etait prevu. De fait, c’est le couple (900 MWe en gestion annuelle, 1300 MWe en gestion dix-huit mois) qui constitue un optimum economique global en particulier pour la saisonnalisation dans le placement des arrets : 900 MWe en ete, 1300 MWe au printemps et a l’automne.

Trois types de repositionnement ont ete successivement introduits pour le REP 900 MWe :

• un repositionnement de type standard (figure 2.5);

• un repositionnement de type hybride dans lequel un certain nombre d’assemblages neufs gadolinies sont positionnes a l’interieur du creur (figure 2.6); cette variante permet eventuellement des gains sur la marge d’antireactivite; [3]

Cette protection de la cuve est obtenue en positionnant au point chaud evoque trois assemblages tres irradies sur la derniere couronne peripherique. Cette demarche s’accompagne d’une augmentation d’environ 5 jepp des longueurs de campagnes (figure 2.7).

En pratique, les efforts de reduction de la fluence sur le palier 900 MWe ont debute vers 1990 essentiellement sur la gestion UO2 1/4 3,7 % puis sur la gestion hybride MOX.

D’un point de vue sQrete, les valeurs limites des parametres cles evoques plus haut sont respectees, notamment le coefficient de temperature du moderateur et ce dans les conditions les plus severes. Les difficultes rencontrees sont en particulier associees aux hautes concentrations en bore (pouvant atteindre 1900 ppm en debut de vie a puissance nulle) pour les cycles a l’equilibre, ou a des phenomenes tels que l’interaction pastille — gaine sur lesquels nous reviendrons a propos du REP 1300 MWe.

Les resultats en termes de longueur de campagnes et d’irradiation de decharge sont presentes dans le tableau 2.3 ou sont egalement reportees les valeurs relatives a la gestion de reference 4 cycles 3,7 %.

La gestion UO2 1/3 4,2 % avec gadolinium sur support enrichi a 2,5 % a ete adoptee sur le palier CP0 a l’occasion du projet CYCLADES en exploitation depuis 2001.

Le role des STE est precise dans le document standard au chapitre I — GENeralites :

1. Definir les limites du domaine de l’exploitation normale de l’installation afin de rester a l’interieur des hypotheses de conception et de dimensionnement du reacteur.

2. Requerir, en fonction de l’etat de la tranche considere, les systemes de sQrete in — dispensables au controle, a la protection et a la sauvegarde des barrieres ainsi qu’a l’operabilite des procedures de conduite du chapitre VI des RGE.

3. Prescrire une conduite a tenir en cas de depassement d’une limite du domaine d’ex­ploitation normale ou d’indisponibilite d’un systeme de sQrete requis.

Les STE delimiters le fonctionnement normal de la tranche. Elles definissent les regies techniques minimales qui doivent etre observees en exploitation. D’un point de vue re — glementaire, le respect des STE est un principe intangible destine a garantir la sQrete de la tranche. Tout non-respect des STE, quand il est anticipe, fait l’objet d’une demande de de­rogation aupres de l’Autorite de sQrete et toute demande de modification doit au prealable avoir ete approuvee par celle-ci avant sa mise en reuvre effective.

L’exploitant de la centrale nucleaire a la responsabilite de la realisation des essais phy­siques au redemarrage dans le respect des regles d’essais. Le site peut etre assiste a sa demande par les services centraux d’EDF lors de la mise en place, par exemple, de nou — veaux systemes sur la tranche (renovation du RPN numerique sur les tranches CP0) ou lors de la modification des regles d’essais (passage en demarche « essais simplifies » pour les tranches du palier 1300 MWe) ou de techniques de mesure (ex. Pesee Dynamique des Grappes PDG). Les CNPE sont autonomes pour la realisation des essais. Les services cen­traux sont sollicites en tant qu’appui technique en cas de non-respect des criteres ou lors d’aleas (indisponibilite d’un systeme de mesure…).

Une sequence d’essais physiques de redemarrage d’une tranche 1300 MWe est don — nee, a titre d’exemple, dans le tableau 6.2. Les durees indiquees sont indicatives car elles ont ete obtenues avant la mise en place d’un important programme de reduction des du­rees d’arret engage a EDF.

7.2.2.1. Rappels sur la surveillance du c&ur

La surveillance permanente de la puissance du reacteur, de la difference axiale de puis­sance et de la distribution de puissance dans le creur permet d’assurer le pilotage du reacteur (cf. chapitre 9) et la sQrete de l’installation.

L’etat du creur est apprehende a l’aide de deux ensembles :

• une instrumentation interne composee de deux sous-ensembles distincts et comple — mentaires (figure 7.1):

— l’instrumentation du RIC composee de 5 detecteurs pour le REP 900 MWe et de 6 detecteurs pour le REP 1300 MWe et N4. Ces detecteurs parcourent

un nombre predefini d’assemblages pour mesurer un signal proportionnel au flux neutronique au centre de I’assemblage, appele « activite ». L’activite est acquise sous forme d’une distribution axiale dans chaque assemblage instru — mente. Cette mesure est effectuee a minima mensuellement et constitue ce que l’on appelle une carte de flux;

— des thermocouples disposes en sortie creur sur un nombre d’assemblages don­nes, 51 pour les REP 900 MWe et 50 pour les REP 1300 MWe. Ils fournissent de fagon permanente une distribution radiale de la temperature de sortie creur a partir de laquelle, connaissant les caracteristiques du fluide en entree creur, il est possible moyennant un calibrage periodique d’etablir la carte radiale de la distribution de puissance interne creur integree axialement.

• une instrumentation externe, le systeme RPN (figure 7.2) :

En fonctionnement, 4 CNP (Chambres Niveau Puissance) delivrent:

— 2 courants haut et bas par chaTne dans le REP 900 MWe;

— 6 courants par chaTne dans les REP 1300 MWe et N4.

Les CNP sont en fait principalement dediees a la mesure permanente de la difference axiale de puissance ЛІ ou de la distribution axiale de puissance P(z) pour les REP 1300 MWe et N4.

Du fait de leur disposition, les CNP ne voient que la peripherie du creur, c’est-a-dire les neutrons rapides detectes provenant principalement des assemblages au bout des diagonales en regard des chaTnes RPN. Le positionnement des CNP doit etre soigneusement controle en distance par rapport au creur et en orientation.

L’instrumentation externe est une instrumentation permanente tandis que l’instrumen — tation interne plus fine n’est utilisee que lors des essais periodiques. Un recalage perio — dique de l’externe sur l’interne est impose par:

• le fait que les CNP ne mesurent que la puissance peripherique du creur et qu’il y a necessairement un biais entre la distribution de puissance moyenne du creur et son niveau en peripherie;

• les redistributions radiales, du fait de l’insertion des groupes et de l’epuisement du combustible, et axiales en fonction du point de fonctionnement;

• l’eventuelle derive electronique des capteurs.