Soutenance mémoire
Principes de fonctionnement des réacteurs à neutrons rapides refroidis au sodium
Réacteur à neutrons rapides… Le principe des réacteurs à neutrons rapides (RNR) repose (contrairement aux réacteurs utilisant les neutrons thermiques comme les réacteurs à eau pressurisée (REP) du parc français actuel) sur l’entretien d’une réaction en chaîne contrôlée avec les neutrons issus directement de la fission, non modérés, avec un rendement de fission plus faible que les réacteurs utilisant les neutrons thermiques. Les neutrons de fission, dont l’énergie moyenne est d’environ 2 MeV, sont dits rapides (en opposition aux neutrons thermiques, ayant une énergie d’environ 25 meV). Pour que la réaction en chaîne soit entretenue malgré le plus faible rendement de fission pour ce niveau d’énergie, il faut mobiliser un inventaire en matière fissile plus important couplé à un plus haut flux neutronique. Cependant, l’utilisation des neutrons rapides présente de nombreux avantages [1] :
– Une meilleure valorisation de la ressource en uranium naturel de par la transmutation de l’U238 (représentant 99,3 % de l’uranium naturel) en Pu239, qui est un isotope fissile. Cette transmutation permet d’envisager un réacteur nucléaire isogénérateur (produisant autant de matière fissile qu’il n’en consomme), voire surgénérateur (produisant plus de matière fissile qu’il n’en consomme), assurant ainsi une production d’électricité à très long terme.
– Valorisation du plutonium par son multirecyclage contrairement à ce qui peut être fait dans les REP actuels où un monorecyclage est uniquement réalisé.
– Possibilité d’adapter la gestion des matières nucléaires en fonction des besoins grâce à la possibilité de fonctionner en mode sousgénérateur, isogénérateur ou surgénérateur.
– Possibilité de réduire l’inventaire en actinides mineurs (déchets à haute activité et à vie longue) par transmutation.
… refroidi au sodium liquide La fonction principale d’un caloporteur est d’évacuer efficacement la puissance nucléaire du cœur en toutes circonstances et, pour un réacteur à neutrons rapides, d’être transparent aux neutrons afin de conserver un spectre neutronique rapide. Le sodium liquide présente de nombreux avantages allant dans ce sens [1] :
– Excellentes propriétés thermiques assurant un refroidissement efficace du cœur associé à un bon comportement en convection naturelle pour un refroidissement en situation incidentelle ou accidentelle.
– Bonnes propriétés neutroniques vis-à-vis d’un fonctionnement en spectre rapide.
Le sodium modère en effet très peu les neutrons prompts1 de fission. De plus, le sodium liquide est peu coûteux à produire, est peu corrosif et il permet d’assurer un meilleur rendement thermodynamique que les réacteurs à eau du parc actuel (de l’ordre de 40 % contre 35 %). Ce meilleur rendement est possible grâce à la propriété du sodium d’être liquide à haute température (température d’ébullition de 900 °C à pression atmosphérique), autorisant une température de sortie du cœur de l’ordre de 550 °C avec une large marge à l’ébullition et un circuit primaire non pressurisé. Cependant, les RNR-Na présentent, entre autres, deux inconvénients majeurs à prendre en compte lors des phases de conception :
– Le sodium liquide, en contact avec l’eau ou l’air, provoque une réaction chimique fortement exothermique pouvant endommager les structures du réacteur et l’enceinte de confinement par des feux de sodium (réaction sodium-air) ou par relâchement d’énergie mécanique (réaction sodium-eau produisant du dihydrogène).
– Un cœur de RNR-Na, en fonctionnement nominal, n’est pas dans sa configuration la plus réactive. Si une disparition du sodium liquide se produit dans le cœur, un effet neutronique, appelé effet de vide (cf. Annexe 1), induit une augmentation de la réactivité du cœur. Le sodium ralentit peu les neutrons, mais en cas de vidange, le nombre d’interactions des neutrons avec le sodium diminue tout de même, induisant un durcissement du spectre neutronique et une augmentation de la réactivité et donc de la puissance. L’ensemble des aspects précédents doit être pris en compte pour la conception d’un RNR-Na et offre un large champ d’options de conception, permettant le développement du projet ASTRID, objet du paragraphe suivant.
Le nouvel ASTRID
Depuis décembre 2017, le projet ASTRID a fait l’objet d’un revirement. Le niveau de puissance a été revu à la baisse (150MWe contre 600MWe) de manière à diminuer significativement les coûts d’investissement tout en maintenant l’essentiel des démonstrations pour permettre le développement à terme des réacteurs de quatrième génération. La stratégie de développement RNR est désormais basée autour d’un programme de Simulation basé sur deux composantes :
– Un volet modélisation physique et logiciels de calculs numériques.
– Un volet expérimental s’appuyant sur des plateformes d’acquisition de données dont un réacteur de puissance réduite par rapport à ASTRID.
Le nouvel ASTRID pourrait être à la fois un réacteur électrogène et un réacteur expérimental permettant de valider les outils numériques développés au CEA et de mettre tout de même en œuvre certaines innovations technologiques en vue d’un déploiement d’un parc de RNR-Na. Ce revirement ne remet pas en cause les conclusions de ce travail de thèse (cf. §1.3.4).
Approche physico-statistique, ou approche Best-Estimate Plus Uncertainties (BEPU)
En compléments des outils mécanistes, plusieurs outils ne décrivant chacun que la physique des transitoires issus d’un seul type d’initiateur (relativement à la complexité de la phénoménologie des transitoires issus de l’ensemble des initiateurs d’accidents graves) sont développés en parallèle, ils sont qualifiés d’outils orientés-conception. Cette approche s’avère en effet indispensable, afin de tenir compte à la fois des effets des incertitudes physiques et de la variabilité des conditions initiales menant à différents scénarios accidentels. En effet, une très faible dispersion des valeurs numériques d’un paramètre physique peut, par effet seuil (ou effet « falaise »), induire des séquences accidentelles drastiquement différentes. Cette problématique rend difficiles certains choix de design. Ainsi, il est primordial de simuler l’ensemble des familles de scénarios envisageables. De plus, les études réalisées avec ce type d’outils fournissent des informations quantitatives sur les marges de sûreté vis-à-vis de critères donnés (un nombre limité d’assemblages du cœur fondu afin d’éviter une recriticité par exemple), ce qui n’est pas possible avec la seule utilisation des logiciels mécanistes.
Les outils de calcul scientifiques à disposition pour la phase primaire du transitoire UTOP
Pour les accidents graves dans un RNR-Na, deux outils de calcul scientifiques mécanistes sont usuellement utilisés aujourd’hui pour décrire le transitoire UTOP :
– SIMMER [10] : outil mécaniste actuellement développé au Japon et en France, c’est un outil de calculs d’accidents de fusion de cœur de RNR-Na multi phases, multi composants qui traite la dégradation du cœur. Le schéma de principe est exposé sur la Figure 1.12. Bien que dédiée aux accidents de fusion du cœur, l’actuelle version de SIMMERIII ne possède pas de modèle thermomécanique permettant de traiter la rupture de gaine lors de la phase primaire de l’accident en cas d’excursion de puissance.
– SAS-SFR [11] : outil mécaniste initialement développé par INL. C’est un outil de calculs d’accidents de fusion de cœur de RNR-Na. Contrairement à SIMMER, SASSFR inclut une description de l’irradiation de l’aiguille combustible avant le transitoire accidentel et une description du comportement des aiguilles pendant le transitoire. Cependant, SAS-SFR ne peut pas être utilisé pour une géométrie CFV car il ne peut traiter la formation de deux cavités fondues, inhérente au concept hétérogène axial CFV de par la présence de deux zones fissiles, plus puissantes que la zone fertile médiane. Par le passé, de nombreux outils physiques ont vu le jour afin de décrire différentes physiques des accidents graves en soutien aux campagnes d’essai CABRI [15] et CESAR [16] (cf. Chapitre 2) tels que PHYSURA [23] ou CASPAR [16], mais ils ne sont aujourd’hui plus opérationnels.
Comportement thermique du combustible et de la gaine
Le cœur est supposé critique avant le transitoire, c’est-à-dire que sa réactivité est nulle (cf. Annexe 1). Le transitoire UTOP débute à l’instant où une réactivité externe positive est insérée dans le cœur du réacteur suite à un évènement initiateur (cf. Chapitre 1, §1.3.1). Suite à cela, la réactivité du cœur devient positive et une excursion de puissance se déclenche (cf. Figure 2.1). La trace de puissance classique de ce transitoire se présente sous la forme d’un pic de puissance qui atténué grâce à l’effet Doppler (cf. Annexe 1), l’arrêt d’urgence du réacteur et/ou la dispersion des matériaux permettant d’étouffer la réaction en chaîne. Si la puissance augmente, la température augmente et inversement (avec un retard temporel dû à l’inertie thermique). Comme énoncé au Chapitre 1, si l’effet Doppler ne suffit pas à contrer l’augmentation de la puissance après une insertion positive de réactivité, le combustible peut atteindre sa température de fusion et former une cavité fondue au centre de l’aiguille où la température est la plus élevée (cf. Figure 2.2 et Figure 2.3). La formation de cette cavité s’accompagne d’une expansion volumique de 10 % environ.
Traitement du coefficient d’échange pastille-gaine
Contrairement au coefficient d’échange convectif, qui peut être calculé analytiquement avec une corrélation, le coefficient d’échange pastille-gaine est obtenu grâce à un calcul de préirradiation. Ce coefficient prend en compte les composantes de conduction, de rayonnement et de convection dans le jeu pastille-gaine. En pratique, sa valeur en début de transitoire est obtenue grâce à un calcul GERMINAL [19] qui est un logiciel développé au CEA et qui est dédié à l’étude du comportement thermique, thermomécanique et physico-chimique du combustible RNR-Na lors d’une irradiation. La phénoménologie du transitoire met en jeu un phénomène de fermeture de jeu (dilatation thermique, gonflement, fluage, cf. Chapitre 3) qui modifie la valeur de ce coefficient d’échange. Cependant, en s’intéressant au temps caractéristique de conduction radial dans le combustible (en considérant une distance caractéristique de 0,5 cm correspondant au rayon d’une pastille combustible), il est de l’ordre de la seconde, soit du même ordre de grandeur que la durée du transitoire. L’énergie dissipée dans le combustible n’aura donc pas le temps d’être efficacement évacuée radialement par conduction. Par conséquent, l’évolution du profil radial de températures dans la pastille combustible devrait être peu sensible à cette variation de coefficient d’échange dans le jeu, il n’est donc pas nécessaire, en première approche, de prendre en compte l’évolution du coefficient d’échange pastille-gaine pendant le transitoire. Il est par contre nécessaire de bien connaître sa valeur en début de transitoire afin de reproduire correctement la distribution de températures dans l’aiguille à l’instant initial. Cette hypothèse est valide tant que le temps caractéristique de conduction radial dans le combustible est inférieur ou du même ordre de grandeur que la durée du transitoire. Pour des excursions de puissance durant plusieurs secondes ou plusieurs dizaines de secondes (rampes de puissance), l’évolution du profil radial de température dans la pastille combustible (et donc aussi dans la gaine et dans le sodium) sera sensible à cette évolution de coefficient d’échange.
Validation expérimentale CABRI
La validation expérimentale23 des modèles thermomécaniques est faite sur la base de deux données expérimentales : l’instant de rupture de la gaine et la cote de rupture. Pour cette validation expérimentale, 5 essais CABRI ont été retenus. Le choix de ces essais est motivé par :
– La disponibilité des données expérimentales.
– La diversité des designs d’aiguille.
– La diversité de l’état thermohydraulique du canal sodium, et donc la diversité du chargement thermique de la gaine lors de l’essai.
La réalisation des essais en canal semi-contraint est faite par une décroissance du débit dans la section d’essai, induisant une augmentation de la température du sodium dans la section au début du transitoire. Lorsque la température du sodium en tête de colonne chauffante dépasse la température de saturation, l’excursion de puissance est déclenchée. L’excursion de puissance pour les essais en canal non contraint est déclenchée lorsque l’ébullition s’est propagée pendant une durée déterminée. À titre d’exemple, l’excursion de puissance lors de l’essai E13 a été déclenchée près de 4 s après la détection de l’ébullition dans la section d’essai. Dans OCARINa, ces procédures d’essais pour les canaux semi-contraints et contraints ont été faites à l’aide des lois de décroissance de débit extraites des rapports d’essais (lois hyperboliques). Une fois le critère de déclenchement de l’excursion de puissance dépassé (température de sortie du sodium par exemple), la puissance augmente. Numériquement, le maillage utilisé est identique à celui utilisé pour la validation du module de thermique (cf. Chapitre 2). La Table 3.5 résume le travail de validation réalisé. Aucune incertitude de mesure n’est relevée sur les rapports d’essais à l’exception des cotes de rupture de gaine pour les essais E8 et E13 où un intervalle de rupture est relevé. Ces résultats montrent que le temps à rupture est prédit correctement à 10,4 % près pour la plus mauvaise prédiction, représentant un écart de quelques dizaines de millisecondes. Quant à la cote de la rupture, elle est prédite à 11 % près pour la plus mauvaise prédiction, représentant un écart de quelques centimètres. Les relevés expérimentaux de la cote à rupture de la gaine peuvent présenter une dispersion de plusieurs centimètres (cas des essais E8 et E13), un écart de 11 % est donc jugé acceptable. Concernant le temps à rupture, des calculs PHYSURA réalisés pour l’interprétation des essais E7 et E8 [42] ont montré des écarts compris entre 5 et 10 % par rapport à la donnée expérimentale. Les résultats OCARINa, à l’exception du calcul du temps à rupture pour l’essai E13, présentent des écarts similaires à ceux obtenus par PHYSURA, permettant de les juger acceptables, OCARINa étant développé dans le but de pouvoir réaliser des calculs rapides avec une précision connue en soutien aux études de conception. Cette validation expérimentale n’est pas suffisante afin de valider pleinement le module de thermomécanique. Contrairement au module de thermique, validé avec une base d’essais conséquente et une comparaison logiciel à logiciel, ce module n’est validé qu’avec des données intégrales (caractéristique de la rupture de gaine). Idéalement, la mise en œuvre d’une comparaison logiciel à logiciel doit être faite car il existe peu de données expérimentales relatant de la thermomécanique de l’aiguille (mesure du champ de contraintes inexistantes par exemple). Cependant, en regard des objectifs d’OCARINa, uncalcul réaliste d’une rupture de gaine est suffisant.
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Table des matières
Chapitre 1 : Introduction et contexte
1.1 Le projet ASTRID
1.1.1 Principes de fonctionnement des réacteurs à neutrons rapides refroidis au sodium
1.1.2 Le démonstrateur ASTRID jusqu’en décembre 2017
1.1.3 Le nouvel ASTRID
1.2 Les accidents graves
1.2.1 Séquence accidentelle d’un RNR-Na
1.2.2 Les initiateurs d’accident grave dans un RNR-Na
1.2.3 Méthodologie d’étude des accidents graves dans la démonstration de sûreté
1.2.4 État de l’art de développement des outils orientés-conception pour les RNR-Na
1.3 Le transitoire d’insertion de réactivité non protégé
1.3.1 Les évènements initiateurs du transitoire UTOP
1.3.2 Phénoménologie de la phase primaire du transitoire UTOP
1.3.3 Les outils de calcul scientifiques à disposition pour la phase primaire du transitoire UTOP
1.3.4 OCARINa
1.3.5 Démarche et base de validation
1.4 Conclusions
Chapitre 2 : Thermique et thermohydraulique
2.1 Éléments généraux des phénomènes thermiques et thermohydrauliques relatifs à la phase primaire de l’UTOP
2.1.1 Comportement thermique du combustible et de la gaine
2.1.2 Comportement thermique et thermohydraulique de l’écoulement du sodium
2.2 Base expérimentale en support aux études des excursions de puissance
2.2.1 Architecture d’une boucle d’essai
2.2.2 Base expérimentale hors-pile: les essais CESAR-TR
2.2.3 Base expérimentale en-pile: les essais CABRI
2.3 Bilan du besoin de modélisation
2.4 Modélisation de l’échauffement des matériaux
2.4.1 Conservation de l’énergie dans les matériaux solides
2.4.2 Conservation de l’énergie dans le caloporteur sodium
2.5 Modélisation de la fusion du combustible
2.6 Modélisation de l’ébullition du sodium
2.7 Modélisation des essais hors-pile CESAR
2.7.1 Géométrie CESAR
2.7.2 Simplification du bilan d’énergie dans les matériaux solides
2.7.3 Conditions aux limites
2.7.4 Conditions initiales
2.7.5 Schéma de discrétisation
2.8 Modélisation des essais en-pile CABRI
2.8.1 Géométrie CABRI
2.8.2 Simplification du bilan d’énergie dans les matériaux solides
2.8.3 Conditions aux limites
2.8.1 Conditions initiales
2.8.2 Traitement du coefficient d’échange pastille-gaine
2.8.3 Schéma de discrétisation
2.9 Méthode numérique
2.9.1 Notation
2.9.2 Méthode des volumes finis 1D (différences finies)
2.9.3 Notion de schéma numérique implicite
2.10 Calcul du champ de températures
2.10.1 Équations discrétisées pour le calcul du champ de températures pour les essais CESAR-TR63
2.10.2 Équations discrétisées pour le calcul du champ de températures des essais CABRI
2.10.3 Résolution du système matriciel
2.10.4 Éléments d’analyse numérique
2.11 Validation des modèles thermiques et thermohydraulique
2.11.1 Validation à effets séparés d’OCARINa avec les essais CESAR-TR
2.11.2 Validation à effets séparés d’OCARINa avec les essais CABRI
2.11.3 Validation numérique SIMMER-III
2.12 Conclusion
Chapitre 3 : Thermomécanique de l’aiguille
3.1 Éléments généraux de la phénoménologie de rupture des aiguilles combustibles lors d’une excursion de puissance
3.2 État de l’art de la méthodologie d’étude de la rupture des aiguilles combustible
3.2.1 L’approche intégrale
3.2.2 L’approche déterministe
3.3 Choix du critère de rupture
3.4 Le RCC-MRx
3.4.1 Définition du critère de rupture du RCC-MRx et choix du critère de rupture d’OCARINa
3.4.2 Définition de Pm
3.4.3 Définition de Rm
3.5 Champ de déformation du combustible
3.6 Champ de déformation de la gaine
3.7 Champ de contraintes dans l’aiguille
3.7.1 Analyse de la thermoélasticité
3.7.2 Prise en compte de la plasticité
3.7.3 Application au combustible et à la gaine 3.7.4 Bilan
3.8 Implémentation des modèles thermomécaniques dans OCARINa
3.9 Validation expérimentale CABRI
3.10 Conclusion
Chapitre 4 : Étude Best-Estimate Plus Uncertainties de transitoires CABRI
4.1 Éléments généraux sur la classification des incertitudes.
4.2 Paramètres incertains
4.2.1 Paramètres liés aux conditions initiales
4.2.2 Paramètres de modélisation
4.2.3 Hypothèse de non-corrélation des paramètres incertains
4.2.4 Paramètres de maillage
4.3 Caractéristiques de l’étude BEPU
4.3.1 Nombre de simulations
4.3.2 Plan d’expérience
4.3.3 Nature des simulations
4.3.4 Temps de calcul
4.4 Sorties d’intérêts
4.4.1 Sorties brutes
4.4.2 Identification des paramètres incertains les plus influents
4.5 Cas-tests
4.5.1 Essai CABRI-E7
4.5.2 Essai CABRI-E12
4.6 Résultats généraux de l’étude BEPU
4.6.1 Résultats de l’étude BEPU pour le transitoire E7
4.6.2 Résultats de l’étude BEPU pour le transitoire E12
4.7 Étude complémentaire sur la variabilité des paramètres incertains
4.8 Conclusion
Chapitre 5 : Conclusions et perspectives
5.1 Conclusions
5.2 Perspectives
5.2.1 Perspectives d’amélioration de la modélisation
5.2.2 Perspectives de validation
5.2.3 Perspectives d’études
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