7.2.2.4.1. Conditions de I’essai

Au moment de la realisation de I’essai, le reacteur doit reunir les conditions suivantes :

• stabilite en niveau et en distribution de puissance avec une puissance superieure a 50 % PN et si possible a 100 % PN. La stabilite depend de l’historique de fonction — nement et on retient un temps enveloppe de 48 heures sans transitoire de grande amplitude sur les REP 900 MWe. Sur le 1300 MWe, ce temps est reduit a 24 heures. Ce temps d’attente va aussi permettre de saturer le xenon a la puissance de l’essai;

• grappes extraites a l’exception du groupe R au voisinage du milieu de bande de manreuvre afin d’etre representatif des conditions d’etablissement des fichiers theo — riques utilises pour le depouillement de la carte de flux et d’avoir une distribution de puissance la moins perturbee radialement. La bande de manreuvre de R definit l’espace des positions recommandees du groupe R en fonction de l’irradiation. Le « bite » est la valeur minimale d’insertion du groupe R garantissant une efficacite differentielle au moins egale a 2,5 pcm/pas. Le haut de la bande de manreuvre est le « bite » et sa largueur est d’environ 10 % de la hauteur du creur soit 24 pas sur les REP 900 MWe et 26 pas sur les REP 1300 MWe;

• aucun mouvement de barres ne doit etre effectue pendant la phase d’acquisition des sondes RIC afin de conserver la pertinence de l’intercalibration des detecteurs. Lors des mesures, les detecteurs scrutent au prealable les memes assemblages ins — trumentes afin d’etalonner les capteurs entre eux a partir d’une meme mesure du flux;

• la derive de la difference axiale de puissance AI doit etre inferieure a 0,3 % PN/heure;

• la temperature moyenne doit etre stable et l’ecart de temperature moyenne maximale avec la temperature de reference doit etre inferieur a 0,3 °C sur le palier 900 MWe et 0,5 °C sur le palier 1300 MWe.

Les STE doivent etre rigoureusement respectees pendant toute la duree de l’essai.

La realisation des essais EP-RPN 11 et 12 doit respecter une periodicite respective de 30 et 90 jepp avec une tolerance de 5 jepp maximum.

D’un point de vue fonctionnel, la principale difference par rapport aux paliers 1300 MWe et N4 concerne la protection contre la surpuissance et la crise d’ebullition qui est assuree par les deux charnes analogiques : AT temperature elevee et AT surpuissance.

8.2.5.1. Protection contre la surpuissance

Cette protection doit assurer le non-depassement d’une puissance lineique donnee (590 W/cm pour la surpuissance, de l’ordre de 400 W/cm pour l’IPG) en tout point du creur. Deux charnes de protection assurent cette fonction :

• la charne par haut flux neutronique,

• la charne par AT surpuissance.

Le principe du calcul du point de consigne de ces deux charnes est le suivant : la puissance au point chaud du creur Pmax peut s’ecrire :

Pmax = Fq ■ P

avec

Fq : facteur de point chaud de la distribution de puissance,

P : puissance moyenne.

La puissance moyenne P est surveillee en permanence a l’aide des chambres ex — ternes (protection neutronique) ou a l’aide des charnes de mesure de temperature primaire (protection AT).

La connaissance continue de la distribution de puissance est obtenue par la mesure de la difference axiale de puissance AI (chambres externes). Mesurant le AI et voulant surveiller en fait le facteur de pic Fq, il s’agit donc d’etablir une relation entre ces deux parametres, soit Fq = f (AI). Cette relation est etablie a partir de calculs neutroniques repo — sant sur l’utilisation de codes de diffusion. Un grand nombre de configurations du creur resultant d’accidents conduisant a une forte perturbation de la distribution de puissance sont etudiees. Les accidents simules sont de type mouvements intempestifs de grappes ou dilutions et borications intempestives.

Afin d’assurer un caractere enveloppe a cette etude dont le but est l’etablissement d’une protection, une analyse parametrique est effectuee pour englober tous les etats possibles du reacteur en niveau de puissance, taux d’epuisement, distribution axiale du xenon, …

Ces etudes montrent qu’une borne superieure du facteur de pic en fonction du des- equilibre axial est constituee par un nuage de points presentant un « plateau » pour les faibles AI et des « ailes » de part et d’autre pour les valeurs absolues de AI elevees positive et negative. Ce constat conduit donc a limiter le niveau de puissance moyen en fonction du desequilibre axial AO ou de la difference axiale de puissance AI (figure 8.13).

118-2.7-P < 590 W/cm P : Puissance lineique moyenne (178 W/cm)

Figure 8.13. Limite du niveau de puissance moyen en fonction du AI.

Le systeme de protection contre la surpuissance lineique devra donc :

• limiter le niveau de puissance moyen en cas d’accident a 118 % de la puissance nominale si la difference axiale de puissance reste comprise dans une bande dont la largeur est typiquement de -20 % a +20 % PN;

• en cas de sortie de cette bande, le systeme de protection devra automatiquement reduire le seuil d’arret automatique de fagon lineaire en fonction du AI.

Ces deux imperatifs sont pris en compte :

•

par la charne de haut flux neutronique dont l’intervention est necessaire lors de tran — sitoires rapides a faible deformation axiale du flux et dont le seuil d’arret automatique est regle a 118 % PN; [38]

avec

• ATnom : elevation de temperature du fluide primaire aux conditions nominales,

• T : temperature moyenne mesuree (valeur nominale Tnom),

• ЛІ : difference axiale de puissance mesuree par les chambres externes et recalibree periodiquement lors des cartes de flux,

• K4, K5, K6, t5 : constantes,

• s : variable de Laplace.

Les termes K4 et K6 sont obtenus en representant dans le plan (ЛТ, Tm) le lieu des points correspondant a 118 % de puissance nominale. Ces points sont situes sur une courbe qui decroft legerement en fonction de Tm, compte tenu des variations de Cp et de p avec la temperature (P = QvpCpЛT). Une droite ЛТ5р = ЛТ^І^ — K6(T — Tnom)] materialise le seuil de protection, enveloppe par valeurs inferieures de ces points (figure 8.14).

La valeur obtenue pour K4 (marge en puissance) est voisine de 1,15. Les termes dyna — miques K5, t5 ont pour but d’assurer une compensation du retard de l’evolution de la tem­perature moyenne boucle mesuree par rapport a l’evolution de la temperature moyenne creur a surveiller. Ils sont calcules a l’aide de codes de calcul simulant, en transitoire, l’evolution des parametres caracteristiques de l’etat de la chaudiere en differents points de celle-ci (creur, tuyauteries, generateur de vapeur…).

Le terme f(ЛІ), penalite du point de consigne en fonction de la difference axiale de flux, est deduit des etudes neutroniques comme vu precedemment.

Notons que les termes en K^Tnom representent des pourcentages du ЛT qui sera me — sure a 100 % PN lors des essais de redemarrage de l’installation. La valeur utilisee dans les etudes de conception est ЛTnom = 37,4 °C. Cette valeur correspond a l’echauffement moyen creur aux conditions nominales. Les echauffements reels mesures sur les differentes boucles sont ajustes sur cette valeur de reference.

Э.2.5.2. Protection contre la crise debullition

Cette protection doit permettre d’eviter la crise d’ebullition en tout point du creur. Diffe — rentes chaTnes de protection assurent cette fonction :

• les chaTnes de protection specifiques,

• la chaTne AT temperature elevee.

Le mode G permet de satisfaire l’exigence fondamentale du retour rapide a pleine puis­sance sans preavis. En effet, on effectue des rampes :

• de 5 % Pn/min contre 2 % Pn/min en mode A jusqu’a 80 % du cycle,

• de 2 % Pn/min contre 0,2 % Pn/min en mode A a partir de 80 % du cycle.

Le volume d’effluents pour un meme transitoire est fortement diminue.

L’utilisation des groupes gris et des groupes noirs simultanement selon une sequence optimisee permet de contrer la tendance naturelle d’evolution de l’Axial-Offset en fonction du niveau de puissance.

9.I.3.3.4. Contraintes

La notion de pilotage a Axial-Offset constant demeure mais est complexifie en raison de l’asservissement des groupes gris au niveau de puissance, a recouvrement des grappes im­pose. La position des groupes ne peut pas etre ajustee finement pour controler l’Axial-Offset (une certaine marge de manreuvre existe cependant grace au decalibrage des groupes de compensation de puissance). De ce fait, les paliers bas sont susceptibles de poser des problemes de stabilite du creur (surtout pour les REP 1300 MWe ou le creur est plus haut).

L’efficacite des groupes gris depend de l’usure du combustible et necessite une reac — tualisation periodique de la courbe de calibrage.

Lorsqu’il y a superposition d’un suivi de charge et d’un reglage de frequence, il est difficile de distinguer le xenon dQ au suivi de charge qui doit etre repris manuellement du xenon dQ au reglage de frequence (d’amplitude nulle mais qui presente des fluctuations d’amplitude limitee) qui doit etre repris par le groupe R.

Le Coefficient de temperature du moderateur (CTM) doit etre negatif en fonctionnement normal. Cependant, il peut etre legerement positif en debut de campagne, a puissance nulle, grappes extraites lors des essais physiques de redemarrage. En exploitation, il est rendu negatif par une limitation de la concentration initiale en bore ou une limitation d’extraction du groupe de regulation de temperature ou des groupes de compensation de puissance. Ce parametre est determine par le schema de gestion retenu et l’historique de fonctionnement a la campagne precedente.

On donne, a titre indicatif, la valeur du CTM a verifier lors d’un accident de RTV pour differentes gestions :

L’augmentation de l’enrichissement et le recyclage du plutonium ont tendance a rendre le CTM plus negatif grace a un effet favorable de durcissement du spectre neutronique. A contrario, la gestion CYCLADES UO2 1/3 4,2 % sur le CP0 presente des situations avec un CTM voisin de zero, voire positif.

Un nombre d’assemblages neufs important en particulier pour les recharges URE, la presence d’assemblages repares peu irradies de premiers tours, un arret anticipe ou proche de la longueur naturelle sont des facteurs pouvant conduire a l’occurrence d’un CTM positif.

Le systeme de mesure du flux est utilise en fonctionnement normal selon une periodicite d’une carte de flux tous les 30 jepp avec une butee calendaire de 45 jours a 60 jours en fonction de l’essai periodique. Le materiel a ete dimensionne pour une cadence maxi­male d’une carte complete par semaine. De plus, le systeme assure la surveillance des detecteurs de fuite au niveau des buselures et des doigts de gant.

Les organes principaux du systeme de mesure du flux (figure 5.9) sont:

• les detecteurs mobiles;

• les tubes de guidage;

• les doigts de gant qui penetrent par le fond de la cuve du reacteur dans le tube central de certains assemblages;

•
les vannes manuelles ou automatiques d’isolement;

• les buselures qui assurent l’etancheite a l’extremite des tubes guides cintres;

• les dispositifs de selection des detecteurs vers les assemblages a scruter;

• les electromecanismes de commande qui permettent l’aiguillage des detecteurs;

• l’unite de commande qui assure l’enroulement et le deroulement du cable teleflex;

• le controle commande hors enceinte.

Les mesures de flux sont effectuees a l’aide de 6 detecteurs miniatures mobiles, 5 sur les REP 900 MWe, qui sont introduits par les parties inferieures de la cuve au moyen d’un systeme d’introduction et de selection qui les conduit au travers des doigts de gants jusque dans les tubes guides d’instrumentation, situes au centre des assemblages du creur (figure 5.10).

Les detecteurs sont fixes au bout d’une tige souple, le teleflex, qui est introduite dans le doigt de gant par le dessous du creur. Ils sont tout d’abord pousses jusqu’en haut des assemblages, puis sont redescendus par pas de 8 mm environ, fournissant une serie de

mesures du flux neutronique. En fait, il s’agit plus exactement d’un courant representa — tif d’une activite neutronique correspondant au taux de fission se produisant dans une couche mince d’uranium 235 en depot sur I’anode du detecteur. Les points de mesure sont appeles points RIC et ils sont au nombre de 512 dans un assemblage instrumente d’un REP 900 MWe et 616 pour le 1300 MWe et le N4 tout au long de la hauteur active.

Les conditions precises dans lesquelles la carte de flux a ete realisee sont relevees et utilisees lors du traitement des mesures. Differents parametres sont ainsi pris en compte : le taux d’irradiation moyen creur, la concentration en bore dans le circuit primaire, la position des grappes de commande lors de la mesure, la puissance durant les passes d’ac — quisition, la pression du moderateur et les temperatures en sortie de certains assemblages. Ces dernieres sont mesurees a l’aide des thermocouples repartis dans le creur.

Il s’agit de mesurer en dilution la courbe d’efficacite integrale et differentielle des groupes C et D en recouvrement jusqu’a l’insertion complete de C. Cet essai a pour objectifs :

• de verifier le recouvrement axial des groupes C et D de regulation de la temperature moyenne primaire;

• de verifier les calculs previsionnels d’antireactivite de 2 groupes en recouvrement et donc en interaction a la fois radiale du fait de l’implantation dans le creur des grappes de C et D et axiale du fait du recouvrement entre les groupes;

• de verifier la dependance axiale de l’efficacite differentielle de ces groupes dans les conditions de l’essai.

Cet essai est aujourd’hui supprime sur le parc EDF.

Rappelons qu’afin d’eviter la fusion du combustible, la temperature au centre de la pastille ne doit pas depasser 2590 °C (figure 8.2). Cette valeur correspond a la temperature de fusion de l’UO2 diminuee de l’effet de l’irradiation et des incertitudes.

Pour les transitoires de condition 2, la temperature au centre de la pastille est direc — tement liee a la puissance lineique locale du combustible. Le critere de temperature de 2590 °C est respecte si la puissance lineique locale est inferieure a 590 W/cm.

8.1.1.1. Oxydation et fragilisation de la gaine

Le zirconium reagit avec l’eau pour donner un oxyde de zirconium, la zircone, qui fragilise la gaine avec degagement d’hydrogene. Les caracteristiques mecaniques de la gaine se degradent donc en fonction de son degre d’oxydation (figure 8.3).

La reaction d’oxydation du zirconium est:

Zr + 2H2O ^ ZrO2 + 2H2 + chaleur

Cette reaction est donc exothermique. Les degres d’oxydation et de fragilisation de la gaine dependent des temperatures atteintes et des durees de maintien a ces temperatures, la reaction devient significative vers 900 °C et s’emballe vers 1200 °C.

Figure 8.2. Fusion du crayon combustible.

Pour garantir en condition 4 le maintien d’une geometrie refroidissable du creur, les criteres de temperature sur la gaine sont fonction de la rapidite du transitoire :

1. sur des transitoires « lents », avec denoyage du creur pendant plusieurs minutes, la temperature de la gaine doit rester inferieure a 1204 °C,

2. sur des transitoires « rapides », avec assechement de la gaine de duree inferieure a la seconde, la temperature peut etre plus importante mais doit rester inferieure a 1482 °C.

Epaisseur

oxydee

Epaisseur

Figure 8.3. Oxydation et fragilisation de la gaine.

8.1.1.4. Rupture du crayon par depot d’energie eleve

Lors d’un accident de reactivite comme l’ejection de grappe par exemple, des pics de puissance nucleaire tres brefs mais extremement eleves peuvent entrarner la rupture du crayon combustible.

Deux modes de rupture du crayon combustible sont consideres (figure 8.4) : [29]

Par rapport aux transitoires RIA attendus en REP pour le combustible fortement irradie, la base des essais experimentaux CABRI et les analyses associees garantissent l’integrite de la gaine :

• pour des crayons corrodes jusqu’a 120 pm irradies jusqu’a 63 GWj/t, soit un burn-up moyen assemblage superieur a 52 GWj/t (le critere etude retenu est a 100 pm);

• pour des depots d’energie inferieurs a 57 cal/g (non-dispersion assuree jusqu’a un depot d’energie de 92 cal/g);

• pour des temperatures maximales de gaines atteignant jusqu’a 700 °C;

• pour des pulses dont la largeur a mi-hauteur est superieure a 30 ms.

Ces criteres empiriques sont coherents, du moins en ce qui concerne l’energie depo- see sur le crayon, avec des resultats d’essais japonais qui ont conduit aux constatations presentees dans le tableau 8.1.

Lors d’une variation de puissance, les conditions thermohydrauliques de fonctionnement changent. Les temperatures du combustible et du moderateur varient.

9.1.2.1.1.1. Effet moderateur

Les differents effets lies au moderateur sont les suivants :

• Effet de densite

La variation de la temperature du moderateur agit sur:

— Lefficacite du ralentissement par i’eau

En effet, lorsque la temperature du moderateur augmente, la densite de l’eau diminue. De ce fait, le ralentissement des neutrons issus de la fission est moins efficace. Il y aura donc moins de neutrons thermalises et moins de fissions a la generation suivante d’ou une baisse de la reactivite. Cet effet est stabilisant puisque pour toute augmentation de puissance et donc de la temperature, la reactivite diminue.

— Les captures parasites de l’eau

Lorsque la temperature du moderateur augmente, la densite en molecules d’eau diminue. De ce fait, les captures parasites qui sont moins nombreuses induisent une hausse de la reactivite. Cet effet est destabilisant mais reste tres faible.

— Les captures du bore

Lorsque la temperature du moderateur augmente, la densite en atomes de bore diminue. De ce fait, les captures par le bore qui sont moins nombreuses in­duisent une hausse de la reactivite. Cet effet est destabilisant.

• Effet de spectre

Lorsque la temperature du moderateur augmente, le spectre des neutrons qui sont moins bien ralentis se deplace vers les hautes energies ou les sections efficaces d’ab — sorption sont plus faibles. Les absorptions par le moderateur et le combustible dimi — nuent alors globalement et induisent une hausse de la reactivite. Cet effet est desta­bilisant mais son impact est faible.

• Coefficient de temperature moderateur

Pour prendre en compte ces differents effets, on definit le Coefficient de temperature moderateur, am ou CTM, comme la variation de reactivite due a une augmentation de 1 °C de la temperature moyenne du moderateur.

En fonctionnement normal, pour des raisons de sOrete, on impose un CTM nega — tif. En effet, si celui-ci etait positif, une hausse de la temperature provoquerait une hausse de la reactivite, amplifiant le phenomene et rendant ainsi le reacteur instable.

Le coefficient de temperature moderateur depend :

• de la concentration en bore. A partir d’une certaine valeur de la concentration en bore, le CTM devient positif, situation qu’il faut imperativement eviter;

• de la temperature du moderateur.

Les grappes de controle sont des absorbants mobiles qui se presentent sous la forme d’as- semblage de crayons absorbants les neutrons.

Ces crayons peuvent etre constitues :

• soit entierement d’AIC, un alliage d’argent (80 %), d’indium (15 %) et de cadmium. Le cadmium est tres absorbant dans le domaine thermique tandis que l’argent et l’indium le sont dans le domaine epithermique. Ainsi, ce type de grappes permet une absorption sur une part etendue du spectre neutronique;

[46] les groupes de compensation de puissance utilises lors des variations de puissance. Ils doivent permettre une modulation de la charge dans les meilleurs delais;

[47] baisse de charge :

[48] la vitesse de reprise de charge depend de la capacite du RCV et le retour a pleine puissance peut necessiter des paliers intermediates;

Les poisons consommables sont des materiaux neutrophages utilises pour la compensation de la partie de la reactivite initiale non reprise par le bore au redemarrage (figure 1.2). En effet, la concentration en bore initiale est limitee en raison de son impact sur le Coefficient de temperature moderateur (CTM) devant toujours etre negatif. Vis-a-vis de cette limite, il faut cependant atteindre des teneurs elevees et ce risque concerne essentiellement cer — taines phases accidentelles comme l’Accident par perte de refrigerant primaire (APRP) long terme.

Reactivite bibliotheques

CPY gestion ALICANTE

29 500

Figure 1.2. Evolution du k infini en fonction de I’irradiation pour differents assemblages.

Comme leur nom l’indique, les poisons consommables disparaissent par capture neu — tronique en fonction de l’irradiation des assemblages au cours du cycle (figure 1.3).

Ils ont aussi pour role de controler la distribution de puissance et sont donc genera — lement plutot places en region centrale. Au cours de l’avancement dans le cycle et en fonction de la disparition des poisons, les facteurs de point chaud (Fxy) du creur ont tou — tefois tendance a remonter, ce qui doit etre pris en compte dans la conception du plan de chargement et les systemes de protection du creur.

On distingue deux types de poisons consommables :

• amovibles, c’est-a-dire inseres sous forme de grappes dans les tubes guides des as­semblages;

• integres dans le crayon combustible.

Les poisons amovibles ont l’avantage de ne necessiter aucune particularite dans la fabrication du combustible mais ils presentent les inconvenients suivants :

• une penalite residuelle elevee :

— absorption residuelle,

— defaut de moderation,

— absorption parasite au niveau du gainage;

• un retraitement malaise;

• des problemes de stockage des grappes apres utilisation;

• des possibilites de positionnement limitees dans le creur.

Les poisons integres presentent, quant a eux, les avantages d’une penalite residuelle faible et d’un retraitement aise. Cependant, ils necessitent une fabrication particuliere du combustible et sont determinants dans la definition de la gestion.

Initialement, on utilisait dans les REP un poison amovible, le bore B2O3 sous forme de crayon de verre « Pyrex ». Cette solution a ete retenue pour les premiers creurs de tous les paliers 900 MWe, 1300 MWe et N4 du parc EDF. Par la suite, elle a ete abandonnee au profit de l’oxyde de gadolinium Gd2O3 melange a l’oxyde d’uranium, bien que ce choix conduise a une degradation de la conductivite thermique du crayon.

La teneur en gadolinium varie dans les crayons de 7 a 9 % sur un support en uranium dont l’enrichissement peut etre compris entre 0,25 % et 2,5 %. Il peut y avoir entre 8 et 20 crayons gadolinies dans l’assemblage. De plus, on peut utiliser un nombre variable de crayons gadolinies en fonction de la position de l’assemblage dans le creur (12 crayons avec une teneur de 8 % sur support enrichi a 2,5 % en gestions CYCLADES et ALCADE et sur support naturel en gestion GEMMES; cf. figure 1.4).