Modélisation de la chaudière

Plusieurs versions de chaudières sont étudiées pour le projet ASTRID. La chaudière modélisée pour cette étude (cf. Figure 48) est constituée d’une cuve à redan conique comportant 3 pompes primaires mécaniques, 4 échangeurs intermédiaires, 4 échangeurs de secours pour l’évacuation de la puissance résiduelle.

Deux de ces échangeurs sont positionnés dans le collecteur chaud et deux sont positionnés dans le collecteur froid. Le fluide du circuit intermédiaire est le sodium.

Figure 40 Chaudière utilisée dans le cadre de ces études

1 _{Le code SAS4A/SASSYS-1 utilisé dans le cadre du benchmark sur le CFV admet en données d’entrée des coefficients}

La puissance du cœur est évacuée du circuit primaire à l’aide de 4 échangeurs intermédiaires à tubes droits vers le circuit secondaire. Les circuits secondaire et tertiaire de la chaudière ne sont pas décrits explicitement et sont modélisés simplement par une condition limite :

 Débit massique : 1636 Kg/s. Le débit massique au secondaire des échangeurs est ajusté en vue d’obtenir une température d’entrée cœur de 400°C.

 Température d’entrée échangeur : 345 °C

 Pression de sortie côté secondaire : 2 105Pa

La puissance totale du cœur est répartie en 1490 MW dégagés dans les assemblages et 10 MW dans les protections neutroniques latérales, les barres de contrôle et les assemblages réflecteurs. Les pertes de charge singulières en pied de chacun des regroupements d’assemblage sont réglées de façon à être au plus près du ΔT cœur moyen de 150°C.

La masse des structures est prise en compte pour l’évaluation des inerties thermiques et des transferts de chaleur : paroi de cuve, paroi du redan, masse du bouchon couvercle-cœur. L’échange de chaleur radiatif et convectif par la paroi externe de la cuve est modélisé. Aucun circuit de refroidissement externe, paroi de cuve principale ou cuve de sécurité n’est représenté explicitement mais on fait l’hypothèse d’une température externe imposée à 270°C. L’ensemble des assemblages réflecteurs et des protections neutroniques latérales n’est pas pris en compte.

Remarques supplémentaires sur la modélisation :

 Au cours des études présentées ici, le jeu pastille-gaine est supposé rattrapé pendant la durée d’irradiation. Le combustible est par conséquent considéré comme lié à la gaine pour tous les assemblages.

 Les effets d’arcure des assemblages du cœur (gerbage du cœur par effet de dilatations différentielles des tubes hexagonaux et contrainte des plaquettes) ne sont pas pris en compte. En ce qui concerne la modélisation des phases transitoires, les pertes de débit des circuits primaire et secondaire sont modélisées suivant les lois suivantes :

Perte de débit primaire Perte de débit secondaire

Temps (s) Vitesse des pompes (rpm) Temps (s) Débit (Kg/s)

0 507 0 1636 5 418 3 1308,8 15 308 15 654,4 30 220 30 409 50 156 50 245,4 95 89 100 1 150 52 Infini 1 220 25 260 13 315 0

Tableau 65 Modélisation des pertes de débit primaire et secondaire

A noter qu’en utilisant cette modélisation de la chaudière, la simulation du transitoire ULOSSP en fin de cycle avec CATHARE-2 atteint l’ébullition sodium. Afin de pouvoir analyser l’apport de la méthodologie pour le calcul des effets neutroniques, il est plus intéressant d’étudier un scénario de transitoire qui n’atteint l’ébullition. Par conséquent, il a été décidé d’augmenté l’inertie des pompes primaires pour le transitoire ULOSSP (de environ 5.103 kg.m2 à 25.103 kg.m2).

La dilatation différentielle entre les barres, le cœur et la cuve permet d’évaluer l’impact sur la réactivité du cœur de l’insertion des barres par effet de température. Cet effet dépend de :

 la dilatation axiale des assemblages du cœur,

 la dilatation des barres, dépendante du débit de sodium « froid » provenant du sommier et de l’échange de chaleur entre sodium et barres (selon la conception technique du dispositif),

 les dilatations des mécanismes et tiges de barres qui résultent de la température sodium en sortie cœur et la température du sodium en contact avec les tiges dans le bouchon couvercle cœur,

 la dilatation de la cuve jusqu’au niveau du sommier qui provoque un effet de retrait des barres. Celle-ci dépend de la conception du déversoir qui amène du sodium « froid » et du profil axial de température dans le collecteur chaud.

 La dilatation des structures de supportage du cœur.

La dilatation axiale des assemblages du cœur est évaluée à partir du profil axial de température sodium circulant dans le cœur et du coefficient de dilatation axiale des gaines. La dilatation des barres est prise en compte de façon simplifiée d’après les températures entrée et sortie cœur. La température de la barre absorbante a été définie à partir d’un coefficient d’échauffement selon le niveau de puissance des assemblages « barrés »:

Tmoy barre = 0,22 * (Tsortie – Tentrée) + Tentrée

La température des tiges de barres est prise identique à la température de sortie cœur du sodium et en considérant une constante de temps de 90 secondes (hypothèse simpliste discutable étant donné la complexité du bouchon couvercle cœur : écoulements du sodium et échanges de chaleur résultants). La tige de barre est considérée comme un tube d’acier dont le temps caractéristique de dilatation est évalué par un modèle simple de diffusion thermique :

 Diamètre interne : 4 cm

 Diamètre externe : 6 cm

La modélisation de la dilatation de la cuve est réalisée en prenant comme hypothèse une compensation des dilatations entre la cuve et les structures de supportage hauteur. Ainsi la hauteur prise en compte pour la dilatation de la cuve correspond à la partie cuve descendant jusqu’au niveau du sommier. Le profil axial de température le long de la paroi cuve est pris en compte pour le calcul des dilatations.