= chaleur latente de vaporisation - SERVICE DE DOCUMENTATION COMMISSARIAT A L'ENERGIE ATOMIQUE

A faible puissance, les titres therinodynarlques calculés à l'assèchement sont relativement élevés :

pour ? = 3 KV/aiguille x_ = 0.6

? - 1 KW/aiçuille xT « C.8

'5.2.6.2. Corrélations ci'assèchements

a) Une corrélation d'assBcherent a été établie par REY COSTA, 1979] pour une géométrie ror.ocanal, «at des régimes d1 ebullition établis ou lentement variables i

• 1

- 0,42 a Ro " > (1 - x _ ) . G .*T. ( ^ ) (31

"

• - — . ^ . a >

<$_ : flux d1 assèchement

a - b : constantes de la corrélation de Blasius Re : nombre de Reynolds pour la vapeur

y : glissement évalué a partir de la corrélation de Lo ckhart-Mar tine11i

x_ : titre thermodynamique en fin de longueur chauffante G : débit spécifique

^ : chaleur latente de vaporisation L : longueur chauffante

D : diamètre hydraulique

Cette corrélation est en accord satisfaisant avec les données expérimentales., en monocanal et en grappe. Son application nécessite la connaissance du titre en sortie, or, compte tenu des incertitudes impor-tantes sur les faibles valeurs de débit, le titre en fin de longueur chauffante n'est pas connu avec précision.

b) L'ne autre corrélation de burn-out a été proposée par JÇOTTOWSKI, 1982j pour une géométrie monocanal.

5B o

- 0.216 ^ f . C . - 2 X , ) . G⁰.⁸⁰⁷ ( f ;⁰'^{8 0 7} : flux d'assèchement (W/ir. )

: chaleur latente de vaporisation

: titre thermodynamique à l'ent.-ée de la section d'essai (x. < 0)

G : débit spécifique

l,d : caractéristiques géométriques

On a eaaayé d'utiliser cette corrélation avec les résultats expérimentaux obtenus en grappe, a faible puissance.

On a pris 1 : longueur chauffante d ! diarcètro hvriraulinue

PKW/aiguille î„ calculé

Les valeurs calculées à l'aide de cette corrélation sont en bon accord avec les données expérimentales (essais à faible puissance). Cette corrélation ne nécessite pas la connaissance du titre thermodynamique en sortie, et semble donc plus facile d'utïlîsation.

6 - EBULLITION DU SODIUM EN TRANSITOIRE LENT DE DEBIT

Deux comportements sont à différencier selon le niveau de puissance

. à faible puissance : on peut atteindre un régime stable d¹ ebul-lition en circulation naturelle à la fin du transitoire.

' à forte puissance : le début d'ébullition généralisée s'accom-pagne d'une instabilité appelée redistribution de débit,

6.1. Etude de la redistribution de dëbit

Au cours d'un transitoire lent de débit, une instabilité peut se déclencher en ebullition lorsque le critère de stabilité de LEDINEGG n'est plus respecté :

. à forte puissance : des le début d'ébullition généralisée, si la caractéristique externe est horizontale (cas réacteur) (figure 9 : il y a redistribution de débit du point A au point B, stable).

. à faible puissance : en ebullition généralisée, s'il y a aug-mentation des pertes de charge en pied (figure 9 : le point C est un point de fonctionnement, stable. Si on fence suffisamment la vanne en pied du faisceau, on déclenche l'instabilité à partir de C ' ) .

Il se développe alors une instabilité statique, dite instabilité de LEDINEGG, phénomène lent et irréversible, qui peut conduire à un nouveau régime stable caractérisé par un très faible débit massique de vapeur de sodium (points 3 et D ) .

6,1.1. Etude expérimentale

* L'objectif des études entreprises au STT est de pouvoir répon-dre aux questions suivantes :

- comment se développe 1'instabilité ? Quels sont les paramè-tres gouvernant ce processus, quelle est la durée de ce transitoire 7

- est-ce qu'un point de fonctionnement stable peut êttre atteint à la fin de l'instabilité ?

obtenus lors des essais en grappe GR19I ; ces transitoires ont été réalisés S la suite des essais d'ëbu]lition en régimes établis.

s Mode opératoire

Les essais ont été réalisés a 2 niveaux de puissance : 8 KW et 5 KW par aiguille. Le transitoire est effectua à pression de sortie et température d'entrée constantes. Pour déclencher l'instabilité 5 5 KW/aiguille, il a été nécessaire de fermer progressivement la vanne d'entrée a partir du début d'ébullition (voir figure 9 ) .

Des enregistrements du débit d'entrée sont représentés figure 10.

On remarque que le débit en valeur moyenne a la même forme de décroissance que pour les essais réalisés en r.onocanal.

Remarque :

Généralement, on n'atteint pas expérimentalement un nouveau point de fonc-tionnement stable ; il se produit un assèchement pendant le transitoire, ce qui coupe instantanément la puissance sur la grappe par dépassement d'un seuil de température. Pour les faibles puissances un nouveau point peut iltre obtenu dans quelques cas. Ce point de fonctionnement est caractérisé par une instabilité dynamique appelé chugging ou choucage. Cette instabi-lité est étudiée au § 8.

6 .1 . 2 . Analvse^ualitatiye du_phénomène - évaluation du_temps de

£ËÉi.

.£rJ-i?

,£.Lgg-A forte puissance l'instabilité de débit résulte d'un accroisse-ment ces pertes de charge double-phase (frotteaccroisse-ment) qui ne peut être compensé par un accroissement de la perte de charge externe. Le débit de sodium dans la grappe a alors tendance à diminuer pour compenser cet accroissement. Les pertes de charge du canal d'essais constituent donc l'effet moteur dans le développement de l'instabilité. Cependant, l'ex-tension de la zone double-phase dans la grappe est limitée par l'inertie thermique de la section d'essais, qui tend à freiner le développement de 1'instabilité.

'SEILEK, I960 a donné un ordre de erandeur du temps de redistri-bution pour une géométrie monocanal, en considérant que l'effet de frein dû à l'inertie thermique de la section d'essais est le facteur prépondé-rant.

CC S.L, AT

T - " -2^ <5)

avec

û C S : inertie thermique équivalente, tenant compte des P

structures, pour une aiguille P : puissance par aiguille L : longueur chauffante

ÙT : T - Te T ^ : Température de saturation sat sat

Te : Température d'entrée

Le temps de redistribution de l'essai à 8 KV par aiguille, calcule à l'aide de (5) en tenant compte de l'inertie thermique du boîtier est de 40 secondes, ce qui est en bon accord avec la valeur expérimentale (45 secondes environ).

6.1.3. Calculs avec le code NATREX

Après l'ajustement du paramètre déséquilibre thermique 6 sur les pertes de charge expérimentales (essais en régimes établis), le code NATREX^

qui tient compte des inerties thermiques des structures, peut décrire le développement de l'instabilité.

6.2. Etude de l'ëbullition en circulation naturelle

6.2.1. Etude_expérimentale

Un transitoire lent de débit a été réalisé pour une puissance de 3 KW par aiguille. Le débit a été diminué lentement par la pompe, jusqu'à l'obtention d'un régime stable d'ébullition en circulation naturelle dans la boucle. La section d'essais constituait la branche chaude du thermo-siphon, le circuit échangeur en constituait la branche froide (voir fig. 7 ) .

Mode opératoire

La vanne d'entrée de la section d'essais étant ouverte (les pertes de charge en entrée section d'essais sont alors représentatives du cas réacteur), on a diminué progressivement le débit en agissant sur la tension de la pompe, la puissance dissipée dans la grappe étant constante.

L'ébullition locale a été observée sur les enregistreurs, puis on a atteint l'ébullition généralisée (détectée par le débitnëtre de sortie de la section d'essais). Les points de fonctionnement obtenus en ebulli-tion généralisée sont stables, étant donné la forme de la caractéristique interne à ce niveau de puissance, et les conditions externes (caractéris-tique externe horizontale). On a continué a diminuer la tension pompe, jusqu'à l'arrêt total de celle-ci. Le régime final est stable : on a obtenu une circulation naturelle double-phase dans la boucle, % la suite d'une variation lente du débit d'entrée.

6.2.2. Analvse_gualitative

Comme noua l'avons vu au § 5.2.5., les caractéristiques internes correspondant aux faibles puissances (3 < W < 6 KV/aiguille) présentent une décroissance de pertes de charge en début d'ébullition généralisée suivie d'une augmentation de ces pertes de charee.

Si le minimum de la caractéristique interne est inférieur à la perte de charge statique de la branche froide, un régime de circulation naturelle en ebullition est possible selon la valeur des pertes de charge en pied (voir figure 11).

La puissance par laquelle le minimum de la caractéristique interne est égale â la perte de charge externe (branche froide) correspond à la puissance maximum évacuable par circulation naturelle de sodium bouillant. Ce niveau de puissance (W? sur la figure II) dépend :

- des pertes de charge dans le faisceau, le tube de sortie, et en entrée du faisceau (effet déstabilisateur)

- de la diminution des pertes de charge statiques (iP ) , due à l'allégement du poids de colonne à l'apparition de la vapeur (effet stabilisateur) (voir figure 11).

Pour les très faibles puissances (W < 3 KW par aiguille), les caractéristiques internes présentant une diminution constante des pertes de charge avec le débit (figure 6 ) , une instabilité de LEDINEGG est impossible. On atteint toujours un régime stable de circulation naturelle en simple ou double phase, le débit est déterminé par les pertes de charge en pied du faisceau (cas de W, : figure 11).

6.3. Application au cas réacteur

Pour analyser le comportement du dybit de sodium traversant un assemblage dans le cas d'un transitoire lent de débit, on est amené â appliquer la méthode suivante (issue des constatations expérimentales) ;

a calcul de l'ébullition locale, analyse des possibilités d' assèchement pendant la phase d1ebullition locale,

b détermination de l'instant d'apparition de l'ébullition généralisée,

_c analyse de la stabilité de l'écoulement au début d'ébullition généralisée (critère de LEDINEGG),

_d en cas d'instabilité description de la redistribution de débi*

et des phénomènes d'assèchement consécutifs a cette redistri-bution de débit.

Remarque concernant le point c :

On sait actuellement qu'au dessous d'un certain seuil de puis-sance l'instabilité de débit n'apparaît pas (voir § 6.2). Ce seuil cons-titue la puissance xaximale évacuable par un écoulement de sodium bouillant en circulation naturelle.

Un modèle théorique permettant une estimation du seuil de puissance a été développé et validé sur des résultats expérirr.entaux obtenus hors pile (essais GR19BP). L'extrapolation à la géométrie SUPERPHENIX 1 situe ce seuil à environ 2,7 MW par assemblage.

7 - L'EBULLITION DU SODIUM EN TRANSITOIRES RAPIDES DE PUISSANTE OU DE DEBIT

Des analyses de la themohydraulique du sodium dans une séorrëtrie de faisceaux au cours de transitoires rapides ce puissance ou de débit ont été effectuées au STT à GREN'CBLE à la fois sur le plan experimental et sur le plan théorique,

La notion de transitoire rapide sous-entend des variations brus-ques t. importantes de débit ou de puissance ("excursion de puissance") ou les deux à la fois.

7.1. Transitoires d'"excur3ion de puissance", analyse phdnoménologique de la vidange d'un assemblage

Aspects expérimentaux^

Des expériences ont été conduites en géométrie "monocanal"

(1 aiguille chauffante, écoulement annulaire de sodium dans une enveloppe cylindrique) fj.M. SEILER, 1977~1. Le principe expérimental consistait à établir un régime permanent initial à une puissance Po (5 KW < Pb < 15 K W ) , puis à réaliser une augmentation rapide de puissance (jusqu'à 30 Po) en quelques centièmes de secondes. On enregistrait alors les phénomènes liés :

- à l'apparition de 1'ebullition,

- à l'expansion radiale et axiale de la zone de sodium bouillant.

L'influence de différents paramètres a été explorée (débit, sous-saturation initiale, vitesse d'échauffement (jusqu'à 800^DC/s)).

Deux résultats caractéristiques de l'ensemble des résultats obtenus sont représentés sur les figures 12a et 12b. Une surchauffe a été observée dans le cas a alors qu'elle était nulle dans le cas b. Les courbes de vidange expérimentales ont été reportées (vidange » évolution de la zone double phase dans le canal). Les courbes de vidange théoriques ont été calculées "en simple phase" en supposant :

!. que le débit dans le canal ne varie pas au cours du terrps pendant 1'ebullition,

2. que l'ëbullition apparaît quand les conditions de saturation sont atteintes.

Le calcul prend bien entendu en compte les effets de conduction dans l'élément chauffant dissipant la puissance.

On note un excellent accord expérience-calculs dans le cas où la surchauffe initiale est nulle ainsi qu'une bonne description de la

"vidange moyenne" dans le cas où la surchauffe existe.

On en conclut que, pour le type de transitoires violents analysés les aspects hydrauliques liés à l'écoulement du sodiuni diphasique peuvent être négligés dans le calcul de l'expansion de la zone double phase.

Celle-ci est entièrement contrôlée par l'échauffement des structures (aiguille, enveloppe) donc par des effets d'inertie thermique.

Par ailleurs on a noté que l'existence de la surchauffe était liée à une faible sous-saturation initiale (dégazage des parois au-dessus de 800°C environ) et a la rapidité du transitoire (vitesse d'echauffement 'v 200°C/a à 800°C/s), Toutefois la surchauffe maximale constatée était de 80°C.

M?.se en_|yidence .e^grimentale_duii"dëseQuilibrei thermique"

L'analyse de la propagation transverse de l'ëbullition à une cote donnée du canal d'essais a pu être faite au cours des expériences d'ebul-lition en excursion de puissance (figure 13). Cette analyse a montré que le temps de propagation transverse (ou temps de croissance du taux de vide) est lié â l'écart de température fluide-paroi (ÛT .) et â la vitesse

3T . pf

c échauffement ir— estimés en a m p l e phase :

Ces considérations transposées en transitoire lent ont constitué la base expérimentale de l'idée de "déséquilibre thermique" lié à l'écart de température paroi-fluide (voir § 3.2).

7.2. Transitoires rapides de débit (forte puissance)

De nombreux essais ont été faits dans différents laboratoires pour l'analyse de la "vidange d'un assemblage" en transitoire rapide de débit (coupures de pompe en l'espace de quelques secondes). On présente sur la figure Î4, une comparaison expérience-calcul pour une "vidange"

d'un faisceau de 7 aiguilles en transitoire rapide de débit obtenue par KFK TPEPPLER et al.» 1975J . On tire des enseignements proches des con-clusions relatives aux transitoires d'excursion de puissance : le dévelop-pement de la zone double phase est essentiellement contrôlé par l'échauf-fetnent des structures (aiguilles, enveloppe).

Dans le cas de transitoire de débit en faisceaux, les auteurs s'accordent pour constater l:absence de surchauffe en début d'ébullition.

On constate également une progression rapide de l'assèchement dans la direction radiale. Cet effet, encore difficile à expliquer actuellement, devrait être dû à une homogénéisation rapide des conditions d'écoulement dans la zone du faisceau affectée par l'ébullition.

7.3. Transitoires rapides de débit à faible puissance

Au paragraphe 5, nous avons établi la possibilité d'évacuation de puissance par circulation naturelle jusqu'à des niveaux de puissance relativement élevés (environ 8 KW par aiguille pour GR19I); les condi-tions "maximales de fonctionnement" en ebullition en circulation naturelle s> *it liées aux pertes de charge en pied du faisceau, dans le faisceau, et dans la tuyauterie de sortie d'assemblage.

Les conditions de fonctionnement stable (circulation naturelle) en 19 aiguilles â 5 KW par aiguille et 3 KW par aiguille décrites au

§ 6.2. ont été obtenus à l'issue d'un transitoire lent de débit. On s'est

posé la question de savoir si ces conditions stables pouvaient être atteintes (aux mêmes niveaux de puissance) S l'issue de transitoires rapides de débit (coupures instantanées de pompe par exemple).

Les résultats des essais réalisés sont représentés sur les figures 15a et 15b.

. A 3 KW par aiguille (figure 15a), la coupure de pompe est suivie d'une augmentation du débit par amorçage de la convection naturelle en phase liquide. L'apparition de l'ébullition entraîne d'importantes oscillacions de débit qui s'atténuent lorsque l'ébullition se généralise;

pendant l'ébullition le débit continue 3 augmenter pour se stabiliser autour de la valeur atteinte 3 l'issue du transitaire lent.

. A 5 KW par aiguille (figure 15b), lea phénomènes sont initia"

lement identiques : augmentation du debit en phase liquide et en début d'ebullition ; en ebullition généralisée on constate par contre une diminution du débit qui conduit à l'assèchement. Cet effet est expliqué par le fait que, contrairement â ce qui se passe pendant un transitoire lent, le titre augmente en transitoire rapide de manière suffisante pour entrainer une instabilité statique (di'-e de "LEDINEGG").

Ç^gslB^PP.gp^Çg^S^-,^6^-,^ JDgit°i:rS;S_§^faib^e^gui séance On conclut donc que les possibilités d'établissement de régime de convection naturelle stable en double phase dépendent fortement non seulement du niveau de puissance, mais aussi du type de transitoire entrainant l'ébullition. Pour un niveau de puissance donné (faible puis-sance) un régime de circulation naturelle stable peut être atteint à la suite d'un transitaire lent, alors qu'une redistribution de débit suivie par des assèchements peut être obtenue S la suite d'un transitoire rapide.

8 - LES PERTURBATIONS DES ECOULEMENTS DE SODIUM 30UILLANT

8.1. Position et importance du problème

Dans l'exposé qui précède on s'est essentiellement intéressé aux évolutions moyennes de débit d'assemblage et de zones double-phase. De fait à l'évolution moyenne du débit se superposent, en général, des varia-tions dynamiques d'amplitude et de fréquence fort variables.

En général les conséquences de ces variations sont secondaires quand on compare leurs effets instantanés aux conséquences d'une instabi-lité statique de débit ou d'une "excursion de puissance".

Ces phénomènes peuvent cependant, dans certains cas, avoir une incidence non négligeable sur l'évolution thermohydraulique d'un faisceau:

- possibilité d'évacuation de puissance en fin de redistribution de débit (instabilité statique) par un phénomène de choucage,

- possibilité de synchronisation des oscillations dynamiques entre différents assemblages pouvant entrainer des effets neu-troniques. \

De ce fait l'étude des instabilités dynamique;; est indispensable ; par ailleurs cette étude éclaire: les phénomènes fondamentaux liés â 1' ebullition du sodium.

8.2. Présentation de deux types d'instabilités dynamiques

a) Instabilités liées au Easjagg_de_l^ebulKtion^locale_à

Le passage de l'ébullition locale à l'ébullition généralisée dans un faisceau d'aiguilles entraîna, à faible puissance, une instabilité de l'écoulement très caractéristique : l'évolution correspondante du débit d'entrée apparaît sur la figure 16. La période est importante (environ

10 à 20 secondes) tout ccr.ce l'amplitude des variations de débit. Cette instabilité est liée à 1'échauffement des structures en partie supérieure du faisceau.

dg_redistribution de débit_Ççhoucagg2

Les effets de ce type d'instabilité sur le débit d'entrée sont représentés sur la figure 17.

Une analyse plus détaillée apparaît sur la fi gun» 18.

Une interprétation théorique a pu être proposée sur la base d'une schématisation des processus physiques impliqués. On distingue 4 phases JJ.M. SEILER, 1980]:

. L'assèchement entraîne une disparition du sodium dans la zone affectée et une chute de pression.

. La chute de pression a pour conséquence un retour du sodium dans la zone asséchée.

. Le retour du sodium entraîne une vaporisation importante et donc une pressurisation locale,

. La pressurisation entraîna une expulsion de la double phase et la réapparition de l'assèchement.

Les considérations théoriques simplifiées permettent d'établir une relation entre l'amplitude et la fréquence des oscil'.ations de débit:

k

^{l / 2}

U Sa

^{U 1}

Lc h LAQ

W : puissance

L : longueur inertielle

A : amplitude (crête à crête) des oscillations de débit.

dp , . dT sac.

n p C S P

où z C S est l1inertie thermique de la paroi chauffante (asséchée) P

et n un nombre de l'ordre de 2 à 3.

La fréquence (f) semble être liée à un tercps de conduction dans la paroi chauffante (asséchée).

d'échange de chaleur entre la paroi chauffante (aiguille) et le fluide bouillant.

9 . 1 . Coefficient d'échange p o s t - a s s e c h e n e n t

Des comparaisons expériences-calculs (figure 1 9 \ ont montré que le coefficient d'échange post-assèchement était pratiquement nul : la structure chauffante s'échauffe pratiquement adiabatiquement. On retient, pour la forme, un coefficient d'échange lié il un écoulement de vapeur sèche (loi de COLBURiN) quoique l'échange de chaleur soit rapide-ment contrôlé par le rayonnerapide-ment lorsque la paroi s'échauffe.

9.2. Aperçu sur les phénomènes de fusion et leurs relations avec la vidange du sodium

L'échauffement (non limité) des structures entraîne la fusion de celles-ci; en particulier, dans le cas d'une aiguille réelle, la fusion de l'acier (^ 1450°C)⁽ puis celle du combustible nucléaire ("- 2700°C) . D'un point de vue Analyse de Sûreté il est essentiel de connaître le devenir de ces matériaux fondus. Des études détaillées récentes ont été effectuées sur les problèmes de mouvements de gaines fondues

[j.M. SEILER, 1980J , [j. PAPIN et al., 1983]. Il apparaît que les mouve-ments de vapeurs de sodium ont une influence sur les mouvemouve-ments de maté-riaux fondus : en particulier il existe des possibilités d'entraînement de gaines fondues avec formation de bouchons etanches en fin d'aiguilles.

La description de l'ébullition du sodium après l'apparition des phénomènes irréversibles reste donc nécessaire.

10 - CONCLUSION

Ce document présente, en résumé, les enseignements tirés de 15 années d'efforts expérimentaux du STT, consacrés au problème de 1' ebullition dans un assemblage de réacteur à neutrons rapides.

Des progrès importants ont été accomplis dans ce domaine, en particulier en ce qui concerne la compréhension des phénomènes transi-toires qui, paradoxalement, sont parfois beaucoup plus faciles â appré-hender que certains comportements observés en régime quasi-ëtabli. On peut résumer les acquis de la façon suivante :

. La vidange d'un assemblage en transitoire est essentiellement contrôlée par les inerties thermiques,

. La prise en compte de l'inertie thermique permet un calcul relativement simple et précis de la vidange en transitoire rapide et une estimation correcte du temps de redistribution en transitoire lent,

. La possibilité d'évacuation d'une puissance importante par convection naturelle a- été mise en évidence expérimentalement,

. Des modèles de calculs ont validés sur les expériences , les limitations des modèles "monocanaux" ont été mises en évidence,

. On a acquis une bonne compréhension des instabilités statiques

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