C’est la mesure essentielle de coefficient de contre-reaction a puissance nulle. A l’image de la concentration en bore toutes barres hautes qui constitue la valeur maximale de la campagne en configuration critique, le coefficient isotherme aiso mesure dans la meme situation, grappes extraites, correspond a la valeur maximale de ce parametre pour toute la campagne dans une situation critique. Les Specifications Techniques d’Exploitation im — posent que le coefficient de temperature du moderateur soit toujours negatif en exploita­tion normale, de maniere a ce que le creur soit autoregule neutroniquement par rapport aux effets de temperature. La mesure realisee au demarrage couvre donc l’ensemble des situations d’exploitation susceptibles d’etre rencontrees au cours de la campagne. Elle permet :

• de definir les conditions de conformite du reacteur aux STE avec la mise en reuvre eventuelle de dispositions d’exploitation permettant, en fonctionnement normal, de garantir un coefficient de temperature moderateur negatif (limites d’extraction des grappes, borne superieure de la concentration en bore, irradiation jusqu’a laquelle les mesures specifiques doivent etre appliquees); [21]

Le Coefficient de temperature moderateur (CTM) est lie a la variation de densite du fluide (eau et bore) quand sa temperature evolue. On peut decomposer cet effet en deux parties :

• effet sur I’eau (moderateur):

si la temperature du moderateur augmente, sa densite diminue. Pour un meme vo­lume d’eau, il y aura moins de noyaux d’hydrogene done une moins bonne mode­ration neutronique. La resultante de cet effet est une baisse de la reactivite;

• effet sur le bore (poison soluble) :

de meme, si la temperature du moderateur augmente, la densite de noyaux de bore sera plus faible. Il y aura donc moins d’absorption, d’ou une augmentation de la reactivite.

Le CTM est une combinaison de ces deux effets et peut donc s’ecrire : CTM = aeau +

abore.

Le coefficient isotherme de temperature aiso est a distinguer du CTM, car il se place dans le domaine restreint de fonctionnement, en dessous du seuil Doppler, ou l’egalite des temperatures moderateur et combustible est verifiee. Ce cas n’est pas representatif d’un creur en exploitation « normale » mais il permet de determiner, a partir d’une valeur calculee du coefficient Doppler, le CTM en debut de cycle a puissance nulle. La rela­tion entre les deux grandeurs fait donc intervenir le Doppler-Temperature specifique au combustible qui est pratiquement constant (de -3,0 a -3,5 pcm/°C) pour l’ensemble des gestions du parc. On ecrit donc : aiso = CTM + aDoppler.

Il faudra verifier dans cet essai que la condition CTM < 0 est bien remplie.

L’essai se deroule en effectuant une serie de variations controlees de temperature (re- froidissement — rechauffement du creur) en relevant la variation de reactivite correspon — dante. Ces variations de temperature doivent etre conduites avec un gradient assez faible et constant afin de ne pas desequilibrer les temperatures du combustible et du moderateur. Le gradient permet alors de considerer la variation de temperature comme quasi-statique.

Si, a titre d’exemple, le premier essai est un refroidissement, on amene le flux neutro­nique vers le quart inferieur de la plage d’essais physiques et on etablit avec le contourne — ment vapeur (ou la decharge a l’atmosphere) un gradient de temperature constant d’envi — ron -6 °C/h. On trace l’evolution de la reactivite en fonction de la temperature. A 295 °C par exemple, on inverse le gradient et on trace l’evolution de la reactivite jusqu’a 299 °C. On rejoint ensuite la temperature de reference en notant le refroidissement.

Deux essais representatifs (respectant les criteres) sont effectues au minimum pour la determination du coefficient aiso TBH (2 refroidissements et 1 chauffage ou 1 refroidisse­ment et 2 chauffages). Sur l’enregistrement de la figure 6.6, la pente des droites p = f(TMOY) represente le coefficient de temperature isotherme.

Si l’ecart entre deux valeurs de chauffage et de refroidissement excede 2 pcm/°C, il faut reprendre les mesures car elles ne sont pas jugees suffisamment coherentes.

Le coefficient de temperature isotherme est la moyenne ponderee entre les valeurs mesurees de chauffage et de refroidissement.

Cette valeur doit verifier le critere de conception suivant:

aiso(exp) = aiso(the) ± 5,4 pcm/°C

Si ce critere n’est pas respecte, on verifie dans un premier temps les mesures. Si la determination de la concentration en bore TBH a montre un ecart par rapport a la theorie, on analyse la coherence avec la mesure du coefficient de temperature.

Le cas du CTM > 0 doit aussi etre considere. Il faut en effet que le CTM (aiso(exp) — aDoppler) soit strictement negatif. Si le coefficient de temperature du moderateur TBH est positif, des mesures sont prises pour assurer un CTM negatif en exploitation. Ces mesures consistent a imposer des limites sur la CB et, le cas echeant, sur l’extraction des groupes de compensation de puissance.

Ces limites d’extraction, qui dependent de la puissance et de l’irradiation du combus­tible, sont determinees avant la montee en puissance, en complement des Specifications Techniques d’Exploitation.

Durant le deroulement des essais a puissance nulle, un CTM legerement positif est admis (carte de flux a 8 % PN comprise).

Le tilt caracterise la distribution azimutale de puissance et plus particulierement le qua­drant le plus chaud. On evalue ce tilt pour chaque carte de flux, a partir de la distribution radiale de puissance reconstituee deduite des activites integrees mesurees dans les assem­blages instrumentes.

On dispose de huit valeurs de tilt qui correspondent aux huit quadrants suivants :

4 8

Si Pi est la puissance relative du quadrant, on a :J2 Pi = 1 et ^ Pi = 1.

i=1 i=5

L’analyse du retour d’experience porte plus particulierement sur les mesures de tilt en debut de campagne ou l’amplitude du phenomene est la plus importante. On s’interesse au tilt maximal mesure lors de la montee en puissance et a sa localisation. Les mesures sont donc examinees depuis la premiere carte de flux entre 5 et 8 % PN jusqu’a la premiere carte de flux a puissance nominale (grappes extraites) avec analyse en cas de depassement du critere relatif au tilt (cf. chapitre 6).

On suit aussi revolution du tilt a 100 % PN au cours de la campagne naturelle du creur. Celui-ci doit diminuer en fonction de l’irradiation. C’est l’effet de gommage.

Sur les deux figures 7.10 et 7.11, on remarque un certain nombre de valeurs de tilt superieures a 2 %, seuil de tilt significatif en debut de vie. Cette situation persiste par — fois meme jusqu’a 3000 MWj/t (figure 7.10). Elle conduit l’exploitant a renforcer la sur­veillance du creur en realisant des cartes de flux avec une periodicite reduite a 15 jepp. Des penalites supplementaires sur la puissance lineique sont introduites dans le systeme de protection tant que le tilt demeure superieur a 2 %.

S 2,0

Figure 7.10. REP 900 MWe — Evolution du tilt en fonction de l’irradiation dans le cycle.

9.1.1.1.1. La sQrete

La sQrete d’un reacteur repose sur le principe de defense en profondeur. On cherche a eviter toute dissemination de produits radioactifs dangereux en opposant trois barrieres en serie entre ces produits et l’environnement:

• les gaines en Zircaloy des crayons combustibles (premiere barriere);

• l’enveloppe en acier inoxydable du circuit primaire (deuxieme barriere);

• l’enceinte de confinement double paroi (pour le 1300 MWe et le N4), ou batiment reacteur (troisieme barriere).

L’etancheite de ces barrieres est garantie tant que sont respectees un certain nombre de contraintes technologiques traduites en criteres (cf. chapitre 4). Le « domaine de fonc­tionnement autorise » correspond aux limites technologiques admissibles que l’on se fixe

en situation normale pour ne pas risquer une degradation des barrieres en conditions ac- cidentelles. Ces conditions sont, par exemple, pour:

• la temperature de la gaine du combustible : Tc < 1204 °C

• la temperature moderateur du circuit primaire : Tprimaire < 343 °C

• la pression de l’enveloppe du circuit primaire : Pprimaire < 174,3 bar

• la pression de l’enceinte de confinement: P < 5 bar

Lorsque le fonctionnement de la chaudiere s’ecarte du domaine autorise defini par les etudes effectuees lors de la conception, des actions correctrices automatiques, pouvant aller jusqu’a l’Arret automatique du reacteur (AAR), vont se declencher.

Un accident provoquant un rejet radioactif ne peut avoir lieu que si les trois barrieres se trouvent mises en defaut en meme temps. Les limites associees a l’integrite de ces bar­rieres sont constamment surveillees et des alarmes se declenchent en cas de depassement. Pour obtenir la garantie de non-depassement des limites technologiques, celles-ci sont systematiquement minorees d’une marge correspondant aux incertitudes de mesure et de calcul. En effet, les parametres principaux de sQrete ne sont pas toujours accessibles en exploitation normale. On etablit alors des relations entre le parametre principal a controler et un certain nombre de parametres mesurables en exploitation sur lesquels il sera possible de fixer les limites protegeant le parametre principal. C’est le cas par exemple de la tem­perature de gaine des crayons combustibles qu’il n’est pas possible de mesurer au cours du fonctionnement de la tranche. Le respect de ce critere va finalement se traduire par le respect d’un domaine autorise dans un plan (ЛІ, puissance) ou ЛІ designe la difference axiale de puissance entre le haut et le bas du creur, laquelle est mesuree par les chambres externes. il faut ensuite verifier que la plage autorisee pour le parametre mesure dans le creur permet une exploitation normale du reacteur.

La prolongation de cycle, ou stretch-out, consiste a exploiter le reacteur au-dela de la longueur naturelle de la campagne en jouant sur l’effet du moderateur en fin de vie.

D’un point de vue economique, l’interet de la prolongation de cycle est le suivant:

• elle permet d’economiser le combustible nucleaire par une meilleure utilisation du combustible decharge,

• elle permet un espacement entre les arrets pour rechargement,

• elle reduit la longueur naturelle des campagnes suivantes mais peut faciliter la sou — plesse d’exploitation aux cycles suivants (consommation du combustible en haut du creur en fin de cycle ce qui correspond a l’endroit ou se trouvent le minimum de marges au debut du cycle suivant).

Mais, la Puissance maximale disponible (PMD) est diminuee en raison de la baisse de puissance au-dela du passage a bore nul. Par ailleurs, la manreuvrabilite est limitee au reglage primaire de frequence.

L’optimisation globale du parc et l’approvisionnement en combustible imposent de se donner un certain nombre de degres de liberte au niveau de la recherche des plans de chargement: fourchette de validation, anticipation d’arret ou prolongation de campagne, saut d’hiver pour le placement des arrets, variabilite dans la composition de la recharge en particulier avec le combustible MOX.

De plus, la politique de diversification et les programmes de recherches conduisent EDF a mettre en reuvre dans les reacteurs industriels des programmes experimentaux constitues :

• de produits nouveaux, assemblages precurseurs dans un premier temps puis de de­monstration ;

• d’assemblages standard pousses au-dela de leurs limites d’utilisation habituelle (dans le cadre de l’augmentation des taux de combustion par exemple).

La puissance thermique est deduite de la mesure precedente a partir de l’ecart de tempe­rature AT entre la branche chaude et la branche froide. Cette mesure doit etre etalonnee a partir de la puissance de reference mesuree au secondaire des GV pour etre representative de la puissance thermique du creur.

La determination de la puissance thermique fait aussi intervenir le debit primaire. La mesure de reference du debit primaire est effectuee lors d’un essai periodique realise une fois par cycle lors de l’atteinte du palier nominal faisant suite a l’arret pour rechargement.

Le debit est alors determine en fonction de la puissance thermique au niveau du GV et la difference d’enthalpie au niveau des boucles primaires.

La puissance thermique au niveau de la boucle primaire i du creur peut s’ecrire (voir figure 5.11):

wjh = QmAHi

avec Qm le debit massique (kg/s) qui peut aussi s’ecrire cote GV :

Wj-y £w

н’(П, p) — над, p) avec ew la puissance moyenne qui ne provient pas du creur:

Ppompes + Pchaufferettes C

nboucles

ou C represente les pertes calorifiques.

Le debit volumique (m3/s) de la boucle consideree est finalement obtenu en faisant le rapport du debit massique par la masse volumique en entree creur:

Lors de l’essai, le debit mesure est compare a deux valeurs : une valeur minimale liee a la conception thermohydraulique, une maximale liee a la conception mecanique de l’assemblage.

Cet essai permet d’etablir un bilan thermique de reference au secondaire. En effet, la precision de cette mesure n’est optimale qu’a partir de ce niveau de puissance. Le palier a 80 % PN pour les REP 1300 MWe et a 87 % PN pour les REP 900 MWe mode A permet d’etalonner les chambres externes.

Les systemes de protection sont calibres a cette occasion :

• matrices de determination de la distribution axiale de puissance et coefficient de recalage de la puissance thermique dans le SPIN pour le palier 1300 MWe; [25]

— 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 1300 MWe, le critere porte aussi sur les Fxy(z) TBH :

FMyES(z) < 1,06 FTh&rique(z)

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

F^yES(z) < 1,04 FLymitedeconception(z)

Les grandeurs physiques soumises a ces criteres sont determinees a partir du depouille — ment des mesures effectuees lors de la carte de flux (figure 6.11).

Le desequilibre azimutal de puissance est aussi suivi a l’occasion de cet essai.

La conception du systeme de protection comprend :

• la definition des charnes de protection (parametres mesures, traitement de l’informa­tion) ;

• le calcul des seuils d’arret automatique.

Cette conception necessite une analyse theorique complexe passant par l’utilisation de codes de calcul simulant le comportement du reacteur lors des transitoires accidentels. Les seuils sont choisis de fagon a assurer le respect des limites d’integrite des trois barrieres :

• L’integrite de la premiere barriere est garantie, comme nous l’avons vu, par:

— la non-fusion au centre de la pastille en tout point du creur. Cette limitation permet d’eviter un dommage pouvant notamment resulter d’un contact entre l’oxyde d’uranium fondu et la gaine. A cette fin, la temperature au centre de la pastille est limitee a 2590 °C. Cette limite est traduite dans la conception du systeme par une limite sur la puissance lineique (590 W/cm = surpuissance maximale);

— la non-crise d’ebullition en tout point du creur. La crise d’ebullition conduit a un echauffement excessif de la gaine. Cette limite est traduite dans la concep­tion du systeme de protection par une limite sur le rapport de crise d’ebullition (REC) egale a 1,17 avec la correlation WRB1 utilisee generalement pour les etudes.

Ces criteres doivent imperativement etre respectes pendant les accidents de classe 2 les plus frequents (probabilite de 10-2 a 1/tranche/an). Pour les accidents dont la frequence d’apparition est plus faible (classe 3 et 4), ces criteres peuvent etre depasses sur un nombre limite de crayons mais le systeme de protection assure une limitation des doses relachees.

Les etudes relatives a la tenue de la premiere barriere en cas d’accident figurent dans le Rapport de sQrete.

• L’integrite de la deuxieme barriere est garantie par:

— le non-depassement de la pression de calcul (172,3 bar) et la demonstration de la tenue a la fatigue en categorie 2 ;

— une etude des contraintes subies par les materiaux en categories 3 et 4 et une comparaison a des criteres lies aux deformations maximales admissibles. De plus, la pression maximale ne doit pas depasser 120 % de la pression de calcul en categorie 3.

Les etudes relatives a la tenue de la deuxieme barriere en cas d’accident figurent dans le « dossier des situations de conception du Circuit primaire principal » et dans les « dos­siers d’analyse de contraintes du CPP ».

• La demonstration de l’integrite de la troisieme barriere est assuree par:

— l’etude des transitoires de pression enceinte en APRP et en RTV ou on montre le non-depassement de la pression de calcul compte tenu de l’interaction des dif­ferentes sauvegardes (demarrage EAS, isolement eau alimentaire principale,…). Ces etudes figurent dans le Rapport de sQrete.

L’usure du combustible n’est pas a proprement parler un effet de contre-reaction dQ a la variation de puissance dans le creur. Elle est cependant mentionnee ici car elle a un impact sur le pilotage. En effet, en fonction de l’avancement dans le cycle, on utilise le bore pour compenser la perte de reactivite entraTnee par la disparition des noyaux fissiles (235 U, 239Pu). La concentration en bore diminue et on extrait progressivement les barres du creur afin de maintenir le reacteur dans un etat critique. Cet effet a donc tendance a diminuer la manreuvrabilite du creur en fin de cycle et celui-ci est alors tres sensible aux petites perturbations, donc aux oscillations xenon.

Depuis la decision d’adopter les gestions 4 cycles pour le parc REP, les donnees econo­miques ont sensiblement evolue au niveau de l’equilibre production/consommation :

• de 1988 a 1991, la prevision de consommation interieure et les exportations ont augmente au total de 60 TWh;

• fin 1988, on prevoit, pour l’annee 1995, 7000 heures de marginalite nucleaire, alors que l’on ne voit plus a l’aube des annees 1990 que 2000 heures, ce qui confirme l’adaptation plus tot que prevu du parc nucleaire vis-a-vis de la demande;

• la production charbon + fuel est estimee a 15 + 2 TWh alors que la prevision reac — tualisee atteint 35+5 TWh;

• en termes de couts, les risques de defaillance sont revus a la hausse d’un facteur proche de 3, ce qui caracterise encore l’ajustement du parc.

La duree des arrets pour rechargement et entretien a egalement fortement augmente. En valeur moyenne sur le parc, elle est passee de 7 semaines en 1986 a 12 semaines en 1991. En effet, la duree minimale standard augmente du fait du volume des controles et des travaux de maintenance. On observe par ailleurs des arrets pour visites longues, quinquennales ou decennales et, enfin, une duree moyenne de prolongation de l’ordre de 20 jepp. Mis a part les ameliorations possibles grace a une meilleure organisation, cette augmentation est alors consideree comme durable compte tenu des problemes de vieillissement du parc necessitant parfois des actions de maintenance lourde comme le remplacement de generateurs de vapeur par exemple.

L’augmentation du volume de la maintenance s’est egalement traduite par un durcisse — ment des contraintes de site, comme la necessite d’espacer sur un meme site les arrets pour rechargement et entretien de tranches differentes. Ceci reduit la souplesse de placement des arrets et la bonne saisonnalisation de l’entretien programme.

Trois voies d’amelioration apparaissent alors envisageables :

• agir sur la duree des arrets mais les gains organisationnels sont limites;

• desserrer les contraintes de placement d’arret, mais EDF est limite par la forte sai — sonnalite de la demande en France, contrairement a des pays comme les Etats-Unis;

• allonger les durees de campagnes.

Cette troisieme voie a ete privilegiee.