L’apparition d’un desequilibre azimutal de puissance, ou tilt, lors de la montee de puis­sance est un phenomene aleatoire mais relativement frequent sur le parc. Le tilt est determine par le rapport de la puissance moyenne par quadrant sur la puissance moyenne totale creur. Ce parametre fait l’objet d’une surveillance particuliere afin de s’assurer de sa decroissance progressive. On juge qu’il est significatif au-dela d’une valeur seuil de 2 %.

Les regles de surveillance du tilt pour le palier 1300 MWe sont schematisees sur la figure 6.13. Elles sont analogues pour le REP 900 MWe.

8.2.2.1. Roie et definition des chaTnes de protection nucieaire

Le role de ces chaTnes est donc d’assurer la protection du reacteur lors de variations de la puissance nucleaire. Ces variations peuvent resulter par exemple d’accidents de dilution intempestive de bore, de retrait incontrole de grappes, d’ejection d’une grappe ou de chute d’une ou plusieurs grappes. Ces accidents peuvent survenir alors que le reacteur est a l’arret ou en puissance.

La fonction de protection nucleaire est assuree grace aux mesures du flux de neutrons issus du creur effectuees par des detecteurs disposes a l’exterieur de la cuve. Cette mesure

de flux, proportionnelle a la puissance du reacteur, est assuree durant toutes les phases de fonctionnement ou d’arret du reacteur, depuis le rechargement et l’arret a froid jusqu’a 120 % de la puissance nominale. Les signaux analogiques sont utilises en surveillance et en protection. Des signaux logiques sont elabores a partir de ces mesures pour provoquer des validations (permissifs), des alarmes et des arrets automatiques. Les signaux analo­giques sont egalement utilises pour reconstituer la distribution axiale du flux moyen dans le creur utilisee dans les protections bas REC et surpuissance lineique.

Toute variation de puissance se traduit par une modification de la reactivite et de la dis­tribution spatiale de la puissance. Il est indispensable pour piloter un reacteur de disposer de moyens qui permettent de controler:

• la reactivite pour compenser l’usure du combustible, les effets de temperature, l’em — poisonnement par les produits de fission et l’effet de redistribution de puissance de fagon a maintenir le creur dans un etat critique; [45]

• soit d’AIC dans la partie inferieure et de carbure de bore B4C dans la partie su — рёпеиге afin d’avoir un potentiel antireactif suffisant en cas d’arret automatique. L’utilisation d’AIC en partie inferieure, partie la plus soumise a I’irradiation, evite les gonflements excessifs prejudiciables a la tenue de la gaine des crayons absorbants.

On distingue les grappes selon leur efficacite. Il existe deux types de grappes :

• les grappes noires, les plus efficaces, constituees de 24 crayons d’AIC pour les REP 900 MWe ou d’AIC + B4C sur les autres paliers;

• les grappes grises constituees de 8 crayons d’AIC seulement pour les REP 900 et 1300 MWe (12 pour le N4) et de 16 crayons en acier (12 pour le N4), materiau peu neutrophage.

Les grappes absorbent surtout les neutrons thermiques, creant une depression impor — tante du flux de neutrons et par consequent de la puissance nucleaire dans leur proche voisinage. D’un point de vue radial, la presence d’une grappe noire dans un assemblage en reduit la puissance relative d’environ 50 % et celle d’une grappe grise de 25 %. La distribution de puissance autour de l’assemblage s’en trouve affectee. Le deplacement d’un groupe de grappes peut aussi entramer des deformations globales axiales, radiales et azimutales. Par exemple, le deplacement d’un groupe de grappes situees en peripherie conduira a un basculement radial de la puissance vers le centre du creur. D’une maniere similaire, un groupe de grappes situees au centre va repousser la puissance vers l’exterieur au cours de son insertion. Les creurs des REP sont tres stables radialement par rapport aux oscillations xenon. Par contre, ils peuvent etre axialement instables. Un deplacement de grande amplitude peut entramer une oscillation xenon entre le haut et le bas du creur. La periode d’une telle oscillation est de l’ordre de 32 heures, aussi devra-t-on etre particulie — rement prudent si on realise avec les grappes des variations de charge quotidiennes.

La presence de grappes totalement ou partiellement inserees dans le creur pendant une longue periode agit aussi sur la distribution d’epuisement. La partie de l’assemblage ou la grappe est inseree s’epuise peu et, en cas de retrait, la puissance sera plus forte qu’elle ne l’eut ete avec un epuisement normal. Il se cree localement un pic de puissance qui peut etre inacceptable vis-a-vis des marges de fonctionnement, en particulier par rapport au seuil maximum de puissance lineique. De plus, l’insertion partielle des grappes provoque un sous-epuisement global de la partie haute du creur. En cas de retrait des grappes, la distribution de puissance va alors se piquer vers le haut. Pour eviter ces problemes, on limite la duree de fonctionnement autorise avec les groupes inseres.

Il faut noter que le pic de puissance lorsque les grappes sont inserees ne se situe pas au meme endroit que celui qui peut apparaTtre apres le retrait des grappes. Le premier est « loin » des grappes la ou le flux remonte lorsqu’elles sont inserees tandis que le deuxieme est proche des grappes.

Les grappes de controle sont reparties en plusieurs groupes :

• les groupes d’arret utilises en cas d’arret automatique. L’antireactivite apportee par les groupes d’arret doit permettre un arret immediat du reacteur. Ils sont toujours hors du reacteur des que le creur est critique; [46]

• le groupe de regulation de temperature utilise pour controler finement la reactivite en respectant un programme de temperature.

L’emplacement, le nombre, la nature et la constitution des groupes de controle de­pendent du type de reacteur et du mode de pilotage envisage.

Les grappes de controle sont utilisees pour agir rapidement sur la reactivite afin de :

• faire varier la puissance,

• compenser l’effetde redistribution de puissance,

• controler le desequilibre axial de puissance,

• reguler la temperature.

Lorsque l’on veut deplacer le groupe de regulation de temperature pour empecher une oscillation axiale de xenon de se developper (il s’agit d’un ensemble de grappes affectees au maintien de la temperature moderateur dans sa bande morte), on procede de maniere indirecte en faisant varier la concentration en bore dans le circuit primaire ce qui entraTne une modification de la reactivite du creur. Par effet de contre-reactions, la temperature moyenne s’ajuste afin de conserver la puissance constante et la reactivite nulle. Des que la valeur de la temperature moyenne sort de sa bande morte (± 0,83 °C avec un hysteresis de 0,3 °C), le systeme de regulation de la puissance effectue les actions suivantes (figure 9.9):

• le groupe s’extrait si la temperature est trop faible et la distribution axiale de puis­sance evolue vers le haut du creur;

• le groupe s’insere si la temperature est trop elevee et l’effet inverse se produit sur la distribution de flux.

L’efficacite differentielle du groupe de regulation de temperature est de 2 a 5 pcm/pas (1 pas ~ 1,6 cm) dans sa bande de manreuvre. Pour deplacer ce groupe, il faut alors bien doser la dilution ou la borication.

Figure 9.9. REP 900 MWe : regulation de la temperature.

9.1.2.З.2. Le bore soluble

Le bore est un absorbant utilise sous forme d’acide borique dissous dans I’eau du circuit primaire. En faisant varier la concentration en bore, I’operateur peut agir sur la reactivite.

Les variations de la concentration en bore sont obtenues en injectant:

• de l’eau fortement boree (borication) pour diminuer la reactivite;

• de l’eau pure (dilution) pour augmenter la reactivite.

Dans les deux cas, une quantite egale a celle apportee via le circuit de controle vo — lumetrique et chimique (RCV) est soutiree afin de garder un volume d’eau constant dans le circuit primaire. Les actions de borication et de dilution contribuent a la production d’effluents retraites par des resines avant rejet dans l’environnement.

L’action de la borication ou de la dilution n’est pas instantanee puisqu’il faut compter pres de quinze minutes entre l’ordre de borication et son effet dans le creur. Ce delai est lie au temps d’injection et au temps d’homogeneisation dans le circuit primaire. La vitesse de dilution est d’autant plus lente qu’il y a moins de bore dans le circuit primaire (cas fin de cycle). Ce delai empeche pratiquement d’utiliser le bore pour repondre a des variations instantanees de reactivite ou de puissance. Le bore soluble est alors principalement utilise pour compenser les effets a moyen et a long terme :

• variation de l’empoisonnement xenon et samarium;

• usure du combustible et apparition de produits de fission.

Le bore est egalement utilise pour maintenir le creur a un niveau de sous-criticite suffisant lors des arrets.

La presence de bore dans le creur ne perturbe que tres faiblement la distribution de puissance parce que sa repartition dans le creur est homogene.

Les evaluations ont porte essentiellement sur la gestion 3 cycles 4 %, la reference econo — mique etant toujours constituee par la gestion 4 cycles 3,6 %. Pour rappel, la gestion en exploitation jusqu’en 1996 etait la gestion initiale 3 cycles 3,1 % dont l’equilibre constitue la base des etudes du rapport de sQrete 1300 MWe.

L’etude a montre que l’on pouvait eviter un enrichissement intermediate pour passer de l’equilibre 3 cycles 3,10 % a un enrichissement de 4,0 %. Cette gestion conduisant a des longueurs de campagnes adaptees a l’objectif de dix-huit mois, elle a donc ete retenue.

Sur cette base, diverses geometries d’assemblages gadolinies et divers plans ont ete tes­tes. Finalement, on a retenu pour la campagne a l’equilibre un assemblage a 12 crayons

gadolinies avec une teneur de 8 % en gadolinium, un support en uranium nature! et 24 as­semblages empoisonnes. Pour la premiere campagne de transition, le nombre d’assem — blages gadolinies a ete porte a 28. Les plans de chargement sont de type hybride (avec des assemblages neufs empoisonnes implantes a l’interieur du creur) afin, la encore, de prote — ger le point chaud des cuves situe sur le palier 1300 MWe face aux diagonales (figure 2.8).

Cette gestion, etudiee dans le cadre du projet GEMMES, a ete mise en reuvre pour la premiere fois en 1996 sur la Tranche Tete de Serie de CATTENOM 4 a l’occasion de la campagne 5. Le passage dans la nouvelle gestion s’est ensuite generalise progressivement d’abord sur le palier P’4 puis sur le palier P4 jusqu’en 1999 avec la tranche de St-ALBAN 2 a la campagne 10.

Les resultats concernant les valeurs des parametres cles sont portes dans le tableau 2.4. Les marges vis-a-vis du FQ limite APRP et vis-a-vis du REC en fonctionnement normal telles que calculees par le SPIN (Systeme de protection integre numerique) sont represen­tees sur la figure 2.9 et la figure 2.10. L’ensemble des valeurs des parametres cles calcules respecte les limites admissibles, en particulier la marge d’antireactivite requise (1800 pcm) et le coefficient de temperature du moderateur dans les conditions les plus severes (debut de vie a puissance nulle sans xenon apres une campagne anticipee). On peut remarquer que la premiere campagne de transition est la plus severe et conduit aux marges mini­males (1 % en REC), une optimisation a alors ete necessaire au niveau des etudes finales (tableau 2.4).

Les resultats en termes de longueur de campagne et d’irradiation de decharge sont presentes dans le tableau 2.5. La gestion 3 cycles 4 % optimisee, introduite a partir de 1996 lors du projet GEMMES, conduit a une longueur de campagne de 395 jepp pour une irradiation moyenne assemblage maximale (assemblage central effectuant 4 campagnes) inferieure a 50 GWj/t dans le cas de prolongations de campagnes systematiques de 60 jepp (cas enveloppe). Pour cette gestion, l’irradiation moyenne lot pour un enchaTnement de cycles de longueur naturelle est inferieure a 44 GWj/t.

REC (%)

Les difficultes techniques principales lors de l’etude de sQrete de la gestion ont concerne notamment:

• les concentrations en bore elevees dues a la forte reactivite du creur et leur conse­quence sur le comportement a long terme apres un Accident par perte de refrigerant primaire,

• les campagnes de transition et les differences de reactivite entre lots en particulier pour l’accident de Rupture de tuyauterie vapeur,

• la prise en compte du risque d’interaction pastille-gaine en condition 2 et la corro­sion des gaines qui intervient aussi dans l’APRP,

• la tenue des assemblages a forte irradiation aux transitoires d’injection de reactivite de type ejection de grappe.

Les etudes economiques ont ete menees a partir des resultats de longueurs de cam — pagne et d’irradiations presentes dans le tableau 2.5 et ont conduit a retenir un optimum.

Quatre enrichissements (3,1,3,6, 3,8 et 4 %) en gestion 1/3 de creur ont ete consideres dans l’etude economique pour etre compares a la gestion 4 cycles 3,6 % sur le palier 1300 MWe. Les comparaisons sur les coQts du combustible (prenant en compte toutes les etapes du cycle : enrichissement, fabrication, irradiation, retraitement) sont presentees dans le tableau 2.6. Plus l’enrichissement est eleve en gestion 3 cycles, plus le surcoQt est faible. Il est de 3,1 % pour la gestion 3 cycles 4 %, valeur faible liee a l’optimisation de cette gestion.

L’etude a ete menee au niveau parc a l’aide du modele alors utilise en exploitation pour le placement des arrets. Les simulations ont ete effectuees sur une periode de 10 ans en

deux etapes : regime economique stationnaire (l’annee 2000 est prise comme reference) et en dynamique sur la periode 1994-2001.

Le biian economique global du passage pour ie REP 1300 MWe d’une gestion 4 cycles 3,6 % (reference) a une gestion 3 cycles resulte des trois postes suivants :

• surcoQt combustible,

• gain en maintenance,

• gain sur la gestion du systeme.

Un net avantage s’est alors degage pour la gestion 3 cycles 4 % qui constitue l’optimum global. Le choix de l’enrichissement definitif est donc particulierement important.

Tableau 2.6. REP 1300 MWe : comparaison des couts de cycle.

4.4.1. Presentation generate

Les STE se presentent sous la forme suivante :

• Separation en deux documents distincts

— un document de prescriptions (document standard, prescriptions specifiques a la tranche, prescriptions provisoires),

— un document de justifications.

• Regroupement des domaines d’etudes en domaines d’exploitation

Chaque domaine d’exploitation regroupe plusieurs domaines d’etudes qui pre­sentent des caracteristiques thermohydrauliques et neutroniques voisines, ainsi que des conditions ou finalites d’exploitation similaires. Dans un domaine d’exploita­tion, les risques sont relativement homogenes : les prescriptions applicables doivent donc etre les memes dans tout le domaine, sauf exception dans le cas des charnieres ou conditions limites. Une fois le domaine identifie, l’exploitant peut aisement faire un diagnostic de l’etat de sQrete de la tranche. Le document est donc bien adapte pour une utilisation en temps reel. Les differents domaines d’exploitation peuvent etre visualises sur le domaine (P, T) dans la figure 4.1 et le tableau 4.1.

Le domaine grise est surnomme « la chaussette ». Il correspond au domaine autorise pour l’atteinte de l’etat d’arret a chaud qui se fait uniquement avec l’energie fournie par les pompes primaires. Le pressuriseur est diphasique dans l’etat Arret Normal sur GV afin d’avoir un controle plus aise de la pression et de la temperature. Ce domaine est limite pour les raisons suivantes :

— la limite droite ((Tsat-30 °C), Psat) est liee au bon fonctionnement du pressuriseur et garantit une marge suffisante vis-a-vis de l’ebullition;

— la limite gauche ((Tsat-110 °C), Psat) permet de respecter la difference maximale de temperature entre le pressuriseur et la branche chaude, autorisee par les etudes a la fatigue du pressuriseur et de la ligne d’expansion;

— le respect de la limite superieure gauche (Tsat, Psat+110 bar) permet d’eviter que la pression differentielle primaire — secondaire n’excede 110 bar, valeur maxi­male prise a la conception du Generateur de Vapeur; cette condition reduit le domaine (pression, temperature) en AN/GV;

DOMAINE (P. T) DES ETATS STANDARDS DE LA CHAUDIERE
Pression (bar abs.)
APR API AN/RRA AN/GV RP	Arret Pour Rechargement Arr^t Pour Intervention Arret Normal sur RRA ArrSt Normal sur les GV (RRA isol6) Reacteur en Production
Courbe de saturation
AN/GV
Temperature Max du RRA
P tarage des soupapes GV
Limite infdrieure de connexion du RRA

Limite NPSH des pompes primaires

10 20 30 40 T 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190 200 210 220 230 240 250 260 270 280 290 300 310 320 330 T° Moy

Figure 4.1. Domaine autorise des pressions et des temperatures du circuit primaire.

— la limite inferieure gauche de temperature (160 °C) de l’etat d’arret interme­diate normal diphasique correspond a la valeur de la Rtndt (temperature de transition au-dessus de laquelle l’acier des viroles de la cuve peut subir des deformations elevees) en fin de vie pour une pression de 172,3 bar abs. (seuil d’ouverture des soupapes du pressuriseur); le respect de cette limite necessite la mise en communication du systeme RRA avec le circuit primaire pour assurer la protection de ce dernier contre les surpressions a froid;

— la limite inferieure de temperature (120 °C) de l’etat intermediate aux condi­tions du RRA est une valeur en dessous de laquelle le matelas de vapeur du pressuriseur ne peut etre maintenu; cette limite provenant des bases de concep­tion de la ligne d’expansion du pressuriseur — voir limite ((Tsat-110 °C), Psat) — est valable pour une pression primaire maintenue a 31 bar abs. a l’aspiration du RRA.

• Les specifications concernant un domaine d’exploitation sont autoportantes Le document standard est decompose en plusieurs chapitres :

— GEN : Generalites : mode d’emploi et reglement des STE;

— RP : Reacteur en Production;

— AN/GV : Reacteur en Arret Normal sur GV;

— AN/RRA : Reacteur en Arret Normal sur RRA;

— API : Reacteur en Arret Pour Intervention;

— APR : Reacteur en Arret Pour Rechargement;

— RCD : Reacteur completement decharge;

— DEF : Definitions (seuils, limites, definitions diverses);

— IRG : Situation d’incident reseau generalise.

• Les specifications sont rassemblees par « fonctions de surete »

Les specifications sont regroupees par fonctions de sQrete dans des paragraphes iden — tiques quel que soit le domaine d’exploitation, ce qui facilite la recherche et la jus­tification de chaque prescription. La structure adoptee est:

— fonction de surete REACTIVITE :

• concentration en bore;

• position des grappes;

• moyens de borication — dilution ;

• surveillance de la sous-criticite (ou pilotage si Reacteur en production);

— fonction de sQrete REFROIDISSEMENT :

• inventaire en refrigerant primaire;

• moyens de circulation du refrigerant primaire;

• moyens d’appoint en refrigerant primaire;

• sources froides;

Tableau 4.1. Correspondance entre domaines d’exploitation et domaines d’etude ou etats standard du palier 1300 MWe.

— fonction de sQrete CONFINEMENT :

• premiere barriere (gaine);

• deuxieme barriere (circuit primaire);

• troisieme barriere (enceinte);

• charnes de mesure d’activite KRT;

• confinement des locaux sensibles (salle de commande, batiments des auxi — liaires nucleaires et de sauvegarde, batiment combustible);

• traitement des effluents primaires;

— fonctions supports :

• sources electriques de puissance;

• sources electriques de controle-commande;

• sources d’air comprime;

• systeme de protection et Systeme de surveillance post-accidentel (SSPA);

• detection et protection incendie;

• climatisation et ventilation des locaux;

— conduite a tenir en cas d’indisponibilite fortuite de materiel requis.

• Les limites de surete sont separees des limites d’exploitation normale

Dans le nouveau document, seules les limites liees a la sQrete ont ete mainte — nues. Les limites liees a l’exploitation normale ne sont pas citees pour eviter toute confusion.

• Definition d’une regle d’entree dans les differents domaines d’exploitation

Un logigramme indique tres clairement et sans ambiguVte le domaine d’exploitation dans lequel se trouve la tranche et par consequent les prescriptions a appliquer (figure 4.2).

• Definitions

Pour plus de clarte et dans le but de renforcer le caractere autoportant du docu­ment, il a ete adjoint aux STE un chapitre particulier regroupant les abreviations et les definitions des termes utilises. Il en existe pres de quatre-vingt-dix pour les STE 1300 MWe avec une proportion importante relative a la disponibilite des materiels (diesels de tranche, echangeurs RRI/SEC, voie d’aspersion normale, GV, TAC, turbo — pompes, charnes de protection, sources electriques,…) et a la physique des reacteurs (desequilibre axial et azimutal de puissance, ecart a la criticite, flux critique, marge d’antireactivite, taux de combustion, …).

Nous donnons, a titre d’exemple, la definition de la disponibilite au sens des STE :

D’une maniere generale, un materiel ou un systeme est declare disponible si et seule — ment si on peut demontrer a tout moment qu’il est capable d’assurer les fonctions qui lui sont assignees avec les performances requises (delai de mise en service notam — ment). En particulier, les equipements auxiliaires, necessaires a son fonctionnement et a son controle-commande, doivent etre disponibles.

A minima les programmes d’EP du chapitre IX des RGEet de Maintenance Preventive de ces materiels ou systemes sont effectues normalement: respect de la periodicite

^ OUI

^ OUI

4- OUI

Couvercle de cuve depose et volume du
refrigerant primaire au-dessus du plan de pose
du joint de la cuve superieur ou egal a :

P4 : 729 m3
P’4 : 657 m3

^ OUI

Figure 4.2. Logigramme d’orientation dans les domaines d’exploitation.

(tolerance incluse) et du mode operatoire, obtention de rbsultats satisfaisants. Un bquipement disponible peut ne pas etre en service.

Tous les matbriels ou systemes ne satisfaisant pas aux conditions de disponibilites dbfinies ci-dessus sont consideres comme indisponibles.

Par exemple, un GV sera declare disponible si :

— le niveau d’eau alimentaire est controle et regie dans sa gamme etroite;

— il est alimentable par le systeme d’alimentation de secours des GV (ASG);

— le circuit de decharge a l’atmosphere est disponible.

Les STE sont completees par:

• un document specifique rassemblant les valeurs numeriques des parametres chi — miques et radiochimiques, les « Specifications chimiques et radiochimiques des cen­trales REP »; [11]

Les essais a puissance nulle peuvent etre scindes en deux parties :

• Mise en configuration de la tranche et du materiel de mesure :

— Approche sous-critique. Divergence.

— Recouvrement des chaTnes. Recherche du niveau Doppler.

— Determination de la plage d’essais physiques.

— Verification de l’etalonnage du reactimetre.

• Mesure des parametres d’exploitation :

— Mesure des concentrations en bore dans les configurations toutes barres hautes, groupe R insere et eventuellement groupes de compensation de puissance a leur position de calibrage a puissance nulle.

— Mesure des coefficients de temperature isotherme dans les configurations precedentes.

— Mesure des efficacites integrales des groupes seuls dans le creur.

— Mesure de R et, le cas echeant, des groupes gris en recouvrement par dilution.

Dans la suite de ce chapitre, la presentation des essais est faite en indiquant les condi­tions experimentales, les methodes de depouillement et en donnant des exemples de va — leurs et de resultats.

Les differents essais sont presentes dans l’ordre chronologique de leur deroulement.

La mesure en continu de la distribution de puissance en trois dimensions dans le creur constitue un probleme technologique difficile. Des systemes combinant les mesures issues de l’instrumentation permanente et un code de calcul 3D en ligne sont actuelle — ment en phase de tests pour pouvoir suivre en temps reel cette distribution de puissance. En attendant la mise en reuvre industrielle de ce type de systeme, on decoupe le probleme 3D en 1 D axial + 2D radial par une methode dite de synthese.

L’aspect 1D peut etre apprehende a partir de la difference axiale de puissance definie par la formule suivante :

ou

Ph est la puissance moyenne dans la moitie haute du creur,

Pb est la puissance moyenne dans la moitie basse du creur,

Pr est la puissance relative du reacteur (% PN).

On utilise aussi une grandeur equivalente sans dimension appelee Axial-Offset ou des — equilibre axial de puissance :

PH — PB

AO = 100 * ———— (en %), сГой ЛІ = AO * Pr

Ph + Pb

Ces differentes grandeurs sont accessibles a partir des courants des chambres de l’ins — trumentation externe. Les chaTnes de mesure neutroniques doivent etre calibrees et les courants emis doivent etre convertis en % PN afin de pouvoir fournir directement des infor­mations en unite physique. Cela revient a determiner la fonction de transfert creur/detecteur et a identifier les coefficients de conversion. A cette conversion, une adap­tation d’echelle electrique dans le cas d’une technologie analogique (900 et 1300 MWe) est necessaire. Le resultat, que l’on peut considerer comme un gain, est affiche sur un am — plificateur operationnel. En technologie numerique (N4), ces facteurs sont implantes dans les logiciels a l’aide de composants electroniques programmables (EEPROM et REPROM).

Pour calculer la valeur de ces coefficients, une instrumentation de reference consideree comme etalon, doit donner la valeur exacte du parametre a mesurer au moment ou l’on enregistre les courants emis par l’instrumentation externe. On a vu dans le paragraphe precedent que la mesure du niveau de puissance par bilan enthalpique au niveau du circuit secondaire du reacteur sert de reference. Pour le desequilibre axial de puissance, on utilise l’instrumentation interne mobile du RIC decrite precedemment.

La fonction de transfert creur/detecteur la plus simple que l’on puisse utiliser est de la forme :

P = KE’i

avec

Ii = courant emis par chacune des sections des chambres externes, K = coefficient de calibrage.

Une formule plus elaboree est aussi envisageable :

P = E Ki|i [26]

Pour le desequilibre axial de puissance, on a choisi une fonction de transfert de la forme :

Л! = a(K^H — KbIb)

ou KH, KB sont les coefficients de calibrage, identiques a ceux utilises pour la determina­tion du niveau de puissance, et a le coefficient qui caracterise la relation en axial-offset entre le creur et le detecteur.

Le coefficient a est charge de compenser la perte de sensibilite en Axial-Offset car toute variation d’AO interne dans le creur se traduit par une variation attenuee d’AO « externe » au niveau des detecteurs. Sa valeur est de l’ordre de 3, traduisant le fait que la variation de Ліміте moyen creur est toujours plus grande que celle du Лічите peripherique. La methode des moindres carres est encore utilisee dans les memes configurations de creur pour determiner le coefficient a.

Afin de gagner en souplesse d’exploitation, on a remplace sur les paliers 1300 MWe et N4, la mesure du desequilibre axial de puissance, parametre integral relativement « gros — sier », par une veritable mesure de la distribution de puissance. Cette distribution est eta — blie en deux etapes. La premiere consiste a calculer, a partir des six courants, la puissance moyenne de six tranches axiales du creur en regard des sections des charnes de puissance. La deuxieme etape consiste a reconstruire mathematiquement une courbe analytique dont les integrales sur ces six tranches sont proportionnelles aux six puissances moyennes me — surees. Le choix d’un nombre de 6 courants resulte d’un compromis entre les objectifs fonctionnels et la simplicite technologique.

Dans ce cas, la fonction de transfert s’exprime sous la forme d’une matrice [6,6] puis — qu’il faut faire correspondre deux vecteurs a six composantes chacun :

[P] = [A]-1 [I]

ou

[P] represente le vecteur forme par les six puissances moyennes des tranches de creur,

[I] represente le vecteur forme par les six courants emis par les six sections i du detecteur, et

[A] est la matrice de correspondance globale.

Calibrer [A] revient a determiner les 36 coefficients de la matrice [A] formellement equivalents aux trois coefficients a, KH et KB.

Differentes hypotheses simplificatrices ont ete faites pour diminuer le nombre d’incon — nues et le ramener a une valeur coherente avec le nombre d’equations que l’on peut creer en faisant varier la distribution de puissance dans le creur. Cette matrice a ete decomposee en deux matrices :

[A] = [T][S]

• La matrice [S], dite de « sensibilite », diagonale, representant la sensibilite de cha — cune des 6 sections. Les elements de cette matrice donnent aussi une image du rapport, par tranche axiale de creur, de la puissance moyenne sur la puissance dans les assemblages peripheriques; [27]

La probabilite pour un neutron de faire le trajet de la tranche j vers la section i peut, en premiere approximation, etre consideree comme une fonction de la distance i-j de type exponentielle decroissante avec une certaine longueur caracteristique. Dans ces condi­tions, on montre que chacun des termes Tjde rang (i, j) de la matrice peut s’exprimer par:

Tij= f(Dij) = k|l-j| avec k = e — ^

f etant une fonction pour laquelle il faut determiner experimentalement la valeur nume — rique des parametres caracteristiques, H etant egal a la hauteur d’un sixieme de creur actif et L le parametre de l’exponentielle, communement appelee « longueur caracteristique ».

Le CMA reconstruit le bilan partiel de reactivite par la sommation de differents termes calcules a partir de variables mesurees et de parametres internes : le defaut de puissance, l’effet d’insertion des groupes de pilotage, un effet correctif de forme axiale de puissance et un effet de temperature.

Le defaut de puissance est calcule directement a partir de la mesure de la puissance creur par application du coefficient de puissance, corrige en fonction de l’AO mesure.

L’effet d’insertion des groupes de pilotage represente la variation de reactivite due a l’absorption neutronique des grappes. Il est etabli par le produit matriciel entre :

• un vecteur « puissance axiale de reference » representatif de l’epuisement axial du creur;

• une matrice d’empoisonnement du creur construite a partir des positions des groupes de pilotage et des valeurs de leur efficacite integrale; [37]

*Le terme surinsertion traduit les effets des variations du xenon et de la concentration en bore sur la reactivite compenses physiquement par les groupes et non calcules directement par le calculateur.

Figure 8.11. Principe du calculateur — Bilan de reactivite.

L’effet de forme axiale de puissance est I’effet en reactivite constate lors d’une modi­fication de la distribution axiale de puissance. II est modelise par une fonction qui prend en compte l’AO mesure et la puissance relative du creur.

Enfin, l’effet de temperature est destine a corriger le bilan precedent de l’ecart entre la temperature moyenne du moderateur et la temperature de reference du programme de temperature. Il est calcule d’apres la mesure de la temperature moyenne par l’interme — diaire d’un coefficient de temperature.

Le domaine de fonctionnement, pour l’ancienne gestion du combustible dite standard, est delimite par la droite qui joint le point (Pr = 0 % PN, 5 % PN) au point (Pr = 100 % PN, AIref + 5 % PN) (figure 9.1 6). Pour la gestion GEMMES actuellement chargee en creur, le domaine de fonctionnement est delimite a droite de 6 % a 100 % PN (figure 9.22).

Le AIref est reactualise periodiquement pour tenir compte de l’usure du combustible. Les limites liees aux risques de puissance lineique elevee et de crise d’ebullition sont evaluees et traitees en temps reel par le SPIN et n’apparaissent donc pas dans le domaine de fonctionnement. Le domaine est toutefois limite « implicitement » par les alarmes du SPIN vers la gauche.

9.1.3.3.3. Applications

9.1.3.3.3.1. Suivi de charge

Voici le deroulement type d’un transitoire simple (figure 9.17) :

• baisse de charge :

— insertion des groupes gris selon le niveau de puissance pour reprendre l’effet de puissance. Cette insertion peut modifier sensiblement la distribution axiale de puissance;

— dilution pour compenser l’effet xenon (pic);

• palier:

— dilution pour compenser I’effet xenon (pic);

— borication apres le pic;

• reprise de charge :

— extraction des groupes gris selon le niveau de puissance pour compenser les effets de contre-reaction, l’empoisonnement xenon dQ a l’augmentation de la puissance et permettre un retour a la puissance nominale;

— borication pour compenser l’effet xenon (« creux »).

Lors de la baisse de charge, afin d’eviter le declenchement d’une oscillation xenon suite au deplacement de la puissance vers le bas du creur dQ a l’insertion des groupes gris — cette situation n’est pas systematique, tout depend du niveau de puissance au palier bas et de la position des groupes de compensation de puissance-, la dilution est retardee pour que le groupe R s’extraie, compensant ainsi la perturbation axiale. Ceci suppose qu’au debut du suivi de charge, la position du groupe R dans sa bande de manreuvre permette une extraction suffisante au controle du ЛІ. Avec cette strategie, tous les types de suivi de charge sont possibles en restant a l’interieur du domaine de fonctionnement. Il est aussi possible de decalibrer a l’extraction les groupes de compensation de puissance et ainsi de recentrer le point de fonctionnement.

Les facteurs radiaux de point chaud, encore appeles Fxy, sont definis pour les configura­tions du creur toutes barres hautes et barres inserees. Ils representent la puissance maxi­male d’un crayon rapportee a la puissance moyenne. L’etude de sQrete peut etre basee sur les valeurs limites des Fxy dits de conception, comme par exemple sur le palier 900 MWe CPY avec pilotage en mode G. Ce mode de pilotage requiert l’insertion en sequence dans le creur de differents groupes de barres (G1, G2, N1, N2) selon le niveau de puissance desire (cf. chapitre 9). Ceci a conduit a s’interesser aux facteurs de point chaud pour les differentes configurations de barres. Les pics de puissance sont induits par I’insertion des groupes (effet immediat). Ils peuvent augmenter apres fonctionnement prolonge avec grappes inserees entraTnant des sous-epuisements locaux (effet differe apres FPPR). Ces situations sont defavorables vis-a-vis des pics locaux de puissance et donc pour les Fxy.

Les Fxy sont en general maximum en debut de campagne, sauf dans le cas d’utilisation d’assemblages empoisonnes ou ils ont tendance a baisser puis a remonter en fin de cycle a cause de la disparition progressive du poison.

Le tableau 3.2 donne les valeurs limites des facteurs radiaux de point chaud a respec­ter pour les REP 900 MWe et 1300 MWe en fonction des differentes configurations de groupes de barres. Ces valeurs limites interviennent en effet dans le dimensionnement des protections.

Pour les REP 1300 MWe, les valeurs donnees sont indicatives car contrairement au palier 900 MWe, il n’existe pas de Fxy limites de conception. Le systeme de protection utilise, en effet, des valeurs de Fxy(z) calculees lors de l’etude specifique de sQrete ainsi que des valeurs mesurees pour la configuration TBH en cours de cycle.