SERVICE DE DOCUMENTATION COMMISSARIAT A L'ENERGIE ATOMIQUE

| COMMISSARIAT A L'ENERGIE ATOMIQUE

E30

ECOULEMENTS ET TRANSFERTS DE CHALEUR EN SODIUM BOUILLANT.

APPLICATION AUX PROBLEMES DE SURETE DES REACTEURS A NEUTRONS RAPIDES

par

Brigitte RAMEAU, Jean-Marie SEILER

INSTITUT DE RECHERCHE TECHNOLOGIQUE ET DE DEVELOPPEMENT INDUSTRIEL DIVISION D'ETUDES ET DE DEVELOPPEMENT

DES REACTEURS

Centre d'Etudes Nucléaires de Grenoble

Rapport CEA-R-5311

1985 SERVICE DE DOCUMENTATION

C E N SACLAY 91191 GIF sur YVETTE Cedex FRANCE 1

PLAN DE CLASSIFICATION DES RAPPORTS ET BIBLIOGRAPHIES CEA (Classification du système international de d o c u m e n t a t i o n nucléaire SIDON/INIS)

A 1 1 Physique théorique

A 12 Physique atomique et moléculaire A 1.1 Physique de l'état condensé

A M Phvsique des plasmas et réactions ihcrmonucléaires A 15 Astrophysique, cosmologie et rayonnements cosmiques A Id Conversion directe d'énergie

A P Physique des basses températures A 20 Physique des hautes énergies

A M) Physique neutronique et physique nucléaire H 11 Analyse chimique et isolopique

H 12 Chimie minérale, chimie organique et physicochimie li 1.1 Radiochimie et rhimic nucléaire

li 14 Chimie sous rayonnement H IS Corrosion

H Id Traitement du combustible

B 21 Métaux et .tillages (production et fabrication) 11 22 Métaux et alliages (structure et propriétés physiques) B 2.1 Céramiques et eemiets

11 24 Matières plastiques et autres matériaux li 25 It têts des rayonnements sur les propriétés physiques

des matériaux B .10 Sciences de la terre

10 Vtion de l'irradiation externe en biologie 20 Avtinn des radioisotopes et leur cinétique

C 30 Utilisation des traceurs dans les sciences de la \ C 40 Sciences de la vie : autres études C 50 Radioprotection et environnement D 10 Isotopes et sources de rayonnements D 20 Applications des isotopes et des rayonnements

Thermodynamique et mécanique des fluides Cryogénie

Installations pilotes et laboratoires Hxplosions nucléaires

Installations pour inimipulation de matériaux radioactifs

Accélérateurs lissais des matériaux Réacteurs nucléaires (en général) Réacteurs nucléaires (types) Instrumentation

hffluents et déchets radioactifs Economie

Législation nucléaire Documentation nucléaire Sauvegarde et contrôle

Méthodes mathématiques et codes de calcul Divers

E II E 12 li 13 1: 14

n

¹⁵

E Id F. 17 E

:o

F .10 F 40 E 50 F 10 F

:o

F 30 F 40 F 50 F 60 Rapport ŒA-R-5311 Cote-matière de ce rapport : £.30

DESCRIPTION-MATIERE (mots clefs extraits du thesaurusSIDON/INISl en français

REACTEURS DU TYPE LMFBR SECURITE DES REACTEURS E B U L L I T I O N

TRANSFERT DE C H A L E U R SODIUM

ECOULEMENT DIPHASIQUE ASSEMBLAGES COMBUSTIBLES ECOULEMENT PERMANENT TRANSITOIRES

EXCURSIONS DE PUISSANCE ASSECHEMENT

S T A B I L I T Y SURCHAUFFE ESSAIS

VITESSE D'ECOULEMENT CODES POUR O R D I N A T E U R S

en anglais LMFBR TYPE REACTORS REACTOR SAFETY B O I L I N G HEAT TRANSFER SODIUM TWO-PHASE FLOW FUEL ASSEMBLIES S T E A D Y FLOW TRANSIENTS EXCURSIONS DRYOUT S T A B I L I T Y SUPERHEATING TESTING FLOW RATE COMPUTER CODES

1

Centre d'Etudes Nucléaires de Grenoble

Institut de Recherche Technologique et de Développement Industriel Division d'Etudes et de Développement des Réacteurs

Département des Réacteurs a eau Service des Transferts Thcrmiquos Section de Thcrmohydrautique dos Métaux Liquides

ECOULEMENTS ET TRANSFERTS DE CHALEUR EN SODIUM BOUILLANT APPUCATION AUX PROBLEMES DE SURETE DES REACTEURS A NEUTRONS RAPIDES

Brigitte RAMEAU, Jean-Marie SEILER

-Juin 1985 -

SOMMAIRE

1 - POSITION DU PROBLEME DANS LE CADRE DES ETUDES DE SURETE DES RNR

2 - LES PROPRIETES PHYSIQUES PARTICULIERES DU SODIUM ET LEURS CONSEQUENCES 2.1. Propriétés physiques du sodium

2.2. La surchauffe : un "faux problème" ?

3 - ASPECTS FONDAMENTAUX LIES AUX ECOULEMENTS DE SODIUM BOUILLANT 3.1. Rappel des principales grandeurs caractéristiques des

écoulements diphasiques

3.2. Le retard à 1'équilibre thermodynamique 3.3. Corrélation de pertes de charge 3.4. Corrélations d'échange de chaleur

3.5. Phénomènes de débits critiques en écoulements de sodium bouillant

4 - DEFINITION ET CARACTERISTIQUES DES DIFFERENTS TYPES D'EBULLITIONS RENCONTREES DANS UN ASSEMBLAGE

4.1. Ebullition de point chaud 4.2. Ebullition locale 4.3. Ebullition généralisée 4.4. Ebullition par flash

5 - ASPECTS EXPERIMENTAUX DE L'EBULLITION DU SODIUM EN REGIME ETABLI 5.1. Expériences en "monocanal"

5.2. Expériences en faisceaux d'aiguilles . Description du dispositif expérimental

. Ebullition de point chaud et conséquences sur l'assèchement, la surchauffe, la détection

. Mode opératoire des essais d¹ebullition . Ebullition locale, stabilité, conséquences

, Ebullition généralisée, caractéristiques internes, conséquences sur la stabilité des écoulements transitoires . Corrélations d'assèchement

6 - L'EBULLITION DU SODIUM EN TRANSITOIRE LENT DE DEBIT 6.1. Etude de la redistribution de débit

. Etude expérimentale . Analyse qualitative . Calculs avec le code NATREX

6.2. Etude de 1'ebullition en circulation naturelle . Etude expérimentale

. Analyse qualitative 6.3. Application au cas réacteur

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

7.1. Transitoires d"'excursion de puissance", analyse phénoménologique de la vidange d'un assemblage

7.2. Transitoires rapides de débit (forte puissance) 7.3. Transitoires rapides de débit a faible puissance 8 - LES PERTURBATIONS DES ECOULEMENTS DE SODIUM BOUILLANT

8.1. Position et importance du problème

8.2. Présentation de deux types d'instabilités dynamiques

9 - QUE SE PASSE-T-IL APRES ASSECHEMENT ? 9.1. Coefficient d'échange post assèchement

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

10 - CONCLUSION

NOMENCLATURE

AQ amplitude des oscillations de débit

c

p

chaleur spécifique

DH diamètre hydraulique G vitesse massique H enthalpie L longueur

o£

chaleur "latente" de vaporisation Nu nombre de Nusselt

Pen périmètre chauffant P pression

Pr nombre de Prandtl Q débit masse Re nombre de Reynolds S section de passage

T • sat température de saturation V vitesse

w

puissance

Grecques P ^densité

v i s c o s i t é dynamique c o n d u c t i v i t y thermique tension de surface

taux d'expansion ^rl

taux de vide Section vapeur Section totale

glissement

temps caractéristique de déséquilibre flux de chaleur paramètre Lockhart- Martinelli temps de retard expérimental

r. rayon de la bulle de vapeur x titre thermodynamique

Indices

i liquide

B bulle v vapeur Ma sodium

X équilibre thermodynamique ch chauffant

Abréviation

PNS Protection Neutronique Supérieure

6

1 - POSITION DU PROBLEME DANS LE CAPRE DES ETUDES DE SURETE DES RNR

Dans les études de sûreté on fait l'hypothèse que maigre toutes les précautions prises, tant au niveau de la surveillance et de la détec- tion d'anomalies que de la mise en oeuvre des dispositifs de sécurité, les limites normales de fonctionnement pourraient être dépassées è la suite d'événements hautement improbables.

Dan» ce contexte, on étudie ua maniera approfondie les phénomè- nes physiques intervenant au cours d'un incident afin d'en évoluor los conséquences éventuelles.

L'ébullition du sodium fait partie de ces phénomènes et prend une importance particulière dans la mesure oïl ce phénomène précède les phases non réversibles des accidents (pertes de géométrie, etc, . . . ) .

Ce document présente une synthèse des études effectuées au STT sur ce sujet depuis 1970.

2 - LES PROPRIETES PHYSIQUES PARTICULIERES DU SODIUM ET LEURS CONSEQUENCES

2.1. Les propriétés physiques du sodium et leurs conséquences sur les phénomènes d'ébullition

Les métaux liquides sont connus pour leur grande diffusivité thermique. Le tableau suivant rassemble les principales propriétés physiques du sodium et permet de les comparer 3 celles de l'eau.

Symbole Propriété UnitS Sodium Eau

0 Densité

g/™

0,832 a 500°C 0,959 3 20°C

j Viscosité dynamique Poise 0,24 1 0 "2 3 500°C

io"

2

a :o°c

Cp Chaleur spécifique J/g'C 1,26 3 500°C 4,18 a 20°C

\

Conductivité thermique W/cm°C 0,67 à 500°C 0,6 10"" a 20°C

\

Diffusivité thermique 2

cm"/s 0,63 â 500°C

1,5 io"

3

a

M°C a Tension de surface Dynes/cm 157 à 500°C 73 a 20°C sat Température de

saturation à 1 bar

°C 880 100

dS

Chaleur de vaporisation J/g 3877 à 900°C 2260

=

Taux d'expansion a, / o

i V

2776 î 900°C 1630

Pr Nombre de Prandtl 0,0045 3 500°C I 3 7

La courbe de saturation sodium a été mesurée jusqu'à 2000°C environ (figure 1) et les coordonnées du point critique estimées à :

T ^ 2630 °K i 50 °K c

P ^ 340 bars ± 40 bars c

^ "•> 0,205 g/cm³

5 « P e t i o t e t J.M. S e i l e r . 1 9 8 2]

3

L'excellente conductivité thermique du sodium liée à un fort taux d'expansion et de bonnes propriétés de mouillage font qu'il est pratiquement impossible d'étudier le comportement du sodium à l'ëbullition à partir de la transpositon d'essais qui seraient réalisés en fluides simulants (eau - potassium, . .. ). On est donc pratiquement amené a réaliser des expériences en sodium, ce qui pose des problèmes de réalisation compte tenu des hauts niveaux de température atteints (> 900°C).

Par ailleurs ces propriétés physiques particulières entraînent une forte tendance du fluide il la surchauffe. T.a surchauffe est le dépasse- ment de température (par rapport a la température do saturation) néces- saire à l'existence d'une bulle de vapeur permettant le démarrage de 1' ebullition enucleation). La surchauffe est estinée à partir de :

T

\T m l £ Sat

"

r

B &\

Compte tenu des propriétés de bonne rrouillabilité (r_ faible), de T élevée et de la faible densité de vapeur, on peut s'attendre, dans le cas du sodium, â une surchauffe environ 10 fois plus élevée que dans le cap de 1'eau.

2.2. La surchauffe : un "faux problème" ?

L'existence d'une surchauffe entraînerait une vaporisation

"explosive" et, par consequent, aurait des effets importants sur la réac- tion neutronique coeur ainsi que sur les phénomènes de fusion de matériaux.

Les premières études menées dans les années 1960 à 1975 ont été principalement axées sur ce phénomène et il existe une importante littéra- ture sur le sujet. De ces études il ressort essentiellement que la surchauffe est un phénomène très aléatoire dépendant essentiellement :

- de la pureté du sodium,

- de paramètres temps de fonctionnement (histoire en température et en pression des structures),

- de paramètres thermohydrauliques (vitesse d'écoulement, flux de chaleur, échauffements transitoires^.

De fait, il existe actuellement un consensus international reconnaissant la faible potentialité d1occurence de surchauffe importante dans des cas réels réacteurs. Ceci est lié à différents arguments :

- il y a toujours des micro-bulles de gaz de couverture (argon, azote) qui sont entraînées par l'écoulement de sodium et qui servent de sites de nucléation.

- il existe a l'intérieur des assemblages combustibles une dis­

tribution de température avec des écarts relativement importants (^ 50°C environ pour le cas SUPER PHENIX). Par conséquent, si une surchauffe initiale existe, son effet sera minimisé parce qu'elle n'affectera qu'une faible partie de l'écoulement.

Pour tous les essais récents (réalisés en géométrie de faisceaux) l'effet de surchauffe a été négligeable.

10

3 - ASPECTS FONDAMENTAUX LIES AUX ECOULEMENTS DE SODIUM BOUILLANT 3.1. Rappel des principales grandeurs caractéristiques des

écoulements diphasiques

3.1.1. On rappelle ci-dessous quelques définitions concernant les écoulements double-phase liquide-vapeur (modèle homogène)

Taux de vida, noté a a

a • — a : section occupée par la vapeur

a : section totale occupée par l'5coulement Titre réel, noté x

G v

G G » débit spécifique total M

G • — » O.V M • debit massique a • aire

G : débit spécifique de la vapeur

T i t r e thermodynamique

G v • o v V V

« H"Hs a t

Glissement, noté Y

G v

V

V

Y " v :

G v

: Vite

V : Vitesse de la vapeur

Ces grandeurs sont liées par la relation suivante :

l x 1 - a ,..

' - ^- • T ^ ; • — = — Cl)

3.1.2. Çarac^éris tigues^in^errie-extÊrTje

Considérons un "canal bouillant"» c'est-à-dire une section dans laque]le circule un écoulement double-phase (cela peut être un assemblage dans le coeur, ou un sous-canal â l'intérieur d'un assemblage1).

Caractéristique interne

On appelle caractéristique interne du canal, la variation de la perte de charges aux "bornes" du canal en fonction du débit circulant dans ce canal, la puissance, la pression de 3ortic et la temperature d'entrée étant constantes.

La caractéristique interne pour un Écoulement de sodium a une forme de courbe en S (voir figure 2 ) .

Caractéristique externe

Le canal où circule l'écoulement de sodium fait partie d'un circuit. On appelle caractéristique externe, la variation de perte de charge imposée par le circuit extérieur quand le débit d'entrée du canal varie.

Exemple : assemblage dans le coeur d'un réacteur :

Le coeur étant constitué d'un nombre important d'assemblages en parallèle, la perte de charge aux "bornes" d'un assemblage esc imposée et ne varie pas quand le débit circulant dans cet assemblage particulier varie

i

i

Q « I

Q. _{ext E 'S} indépendante de Q

• es ce •

t u t '

12

3.1.3. Stab^lité_dJ_un_2oint_de_fonctionnement^-_c

Un point de fonctionnement correspond au point d'intersection des caractéristiques interne et externe.

La stabilité du point de fonctionnement dépend de la forme des caractéristiques. Selon le critère de LED1NEGG, un point de fonctionnement de débit Q est stable, si :

i)

< ^Û ?> Q < C^AP)n C 2 )

caractéristique externe caractfiristiqua interne (critère applicable en régime transitoire lent)

Sur la figure 2, le point A est donc un point de fonctionnement stable.

Pou;: le point B ce critère n'est pas respecté, une instabilité se développe nui est analysée au paragraphe 6.

Un problème important dans l'étude de la stabilité des écoulements double ph.ise est donc la détermination des caractéristiques internes, ta démarche ideptée 1 Grenoble a été la suivante :

1) tracés des caractéristiques internes mesurées lors d'expériences en monocanal ou en grappes (19 aiguilles) (voir définition en nomenclature).

2) ajustement d'un code de calcul sur ces mesures et extrapolation aux conditions réelles du réacteur.

Les codes ce calcul validés sur les expériences en régime établi sont également capables de redécrire les régimes transitoires, pourvu que l'on tienne compte.des inerties thermiques des structures.

Comme nous l'avons exposé ci-dessus,1'analyse de la stabilité d'un écoulement double phase (liquide-vapeur) nécessite le calcul des caractéristiques internes et externes; pour les calculs de pertes de charge internes (caractéristiques internes) la connaissance de la dis- tribution spatiale et de l'évolution temporelle de paramètres tels que le taux de vide (a), le titre réel (x), le glissement (v) (etc, ..,) est nécessaire.

ïl semble actuellement que le paramètre important contrôlant les caractéristiques principales de 1'écoulement soit, on sodium et en faible diara&tre hydraulique, un déséquilibre thermodynamique. Cotte notion est directement issue de l'expérience où l'on a constaté un retard de vaporisation entre la surface des parties chauffantes (gaines) et l'écou- lement moyen. Ce retard a pu être relié à l'écart de température gaines - écoulement (AT) :

ÛT dt'sP

où TTT'/cp ^est estimé en pimple P_hase liquide

Il est également possible d'exprimer cette relation par :

(p Cp ^{S }}N a

T h Pch

pC S : inertie thermique de l'écoulement de sodium liquide h : coefficient d'échange gaine-sodium

Pch : Périmètre chauffant

Ce retard a été introduit dans les codes de calculs (P. MERCIER 1978) et permet d'obtenir (avec la corrélation de pertes de charge exposée au paragraphe suivant) des comparaisons expériences-calculs tout à fait satisfaisantes (figure 3 ) .

li

3.3. Correlation de perte de charge

La corrélation de perte de charge la plus couramment utilisée est celle de LOCKHART-MARTINELLI [l9i9j établie en eau :

El/ . *2 El/

dz'd.p. i dz'SP

in extenso, en régime turbulent-turbulent -b

El/

dZ'dp

D G H U»

a et b : coefficient s de BLASIUS D^H : diamètre hydraulique G " PV : vitesse massique

u^ç : viscosité dynamique du liquide x : titre réel..,

x

^{T T}

0.9 o 0.5 u, 0.1 g

TT X TT

3.4. Correlation d'échange de chaleur

En simple phase liquide on utilise la corrélation ci-dessous portant sur le nombre de Musselt. Elle donne de bons résultats tant en régime établi qu'en régime transitoire :

Nu = Nu + a R ea ? r3

o avec Nu "- 5

o a ^0,C23 a = D ="0.8

Cette corrélation intervient dans le calcul du retard à l'ëquili bre thermodynamique.

En double phase, avant l'assèchement, l'échange de chaleur entre paroi et écoulement de métal liquide bouillant est amélioré. Compte tenu des faibles écarts de température calcules on reconduit» en général, l'utilisation de la corrélation établie en simple phase.

3.5. Phénomènes de débits critiques en écoulements de sodium bouillant Les phénomènes de blocages critiques sont liés aux phénomènes de propagation de perturbations dans un écoulement, ce qui, en double phase, est un problème très complexe.

Des essais permettant do mesurer de tels blocages e r, godium diphaaique ont été faits a GRENOBLE [COSTA et CHARIETTY, 1 9 7 p .

Une comparaison encre les résultats expérimentaux et des corréla- tions théoriques montrent que les approximations :

f3.5.1.1 G - G (' " X) pour x < 10

*- - cr crv x '

(ou a < 0,3) 1*3,5.2.1 et G - G (pour a > 0,3)

- J cr crv r '

avec G » p C (C % 700 m s" à I bar absolu!

crv v crv crv

sont tout à fait représentatives des expériences (figure 4 ) .

. L'expression [3.5.1 ,J peut être dérivée de l'expression appro- chée des vitesses de propagation calculées à partir d'un modèle homogène avec déséquilibre thermiques (H. f H„ ) : ^ l *.sat

P -^|/2

I3.5.3.J Cc r > Cc r y & Cl - C0 -£j H O . ^ I V

en supposant un glissement (rapport des vitesses entre phases) égal à 1.

Cette expression est à rapprocher des résultats obtenus par KEMRY et al.

!J968j en eau pour un écoulement â bulles.

16

. Pour des taux de vide plus élevés (a > 0.3), l'écoulement devient annulaire et les vitesses de propagation des petites perturbations sont contrôlées par la phase gazeuse conformément aux constatations de KENRY et al. Q968J (figure 4 ) .

. L'un des résultats les plus importants est que les vitesses de propagation calculées à partir du modèle homogène pui; qui suppose l'équi- libre entre phases,sont très éloignées de la réalité :

2

1 ,. ,2 °Z I dH, , ,

—M— - C - a ) — i-, -T~ fc a t i

^ Cv Oè dp sat

hom

Notations : G • o * v : vitesse massique

• vitesse "critique"

cr

G • vitesse massique critique • c C C - vitesse "critique" vapeur

crv n K

G • vitesse massique critique vapeur a c C

crv n ^ v v crv

4 - DEFINITION ET CARACTERISTIQUES DES DIFFRENTS TYPES D'EBULLITIOS RENCONTRES DANS UN ASSEMBLAGE (figure 5)

On rencontre plusieurs types d'ébullition dans l'assemblage, que l'on peut différencier suivant l'extension de la zone double phase.

Pour un transitoire lent ces différents régimes d'ébullition apparaissent successivement au cours du transitoire.

4,1, Ebullition de point chaud

C'est une ebullition tr*3s localisée dans un sous-canal; elle ap- paraît à des sites de nucléation (déformations géométriques locales, fil espaceur hélicoïdal!1, qui induisent des différences de température â 1' intérieur du sous-canal. L'êbullicion de point chaud se manifeste surtout pour des valeurs élevées de flux (par exemple, aux conditions nominales de fonctionnement).

Le mécanisme physique, décrit dans [yENANT, 1977j est le suivant

- la nucléation s'amorce aux endroits de "points chauds"; une bulle de petite taille grossit et devient stationnaire.

- le transfert de chaleur par la vapeur étant médiocre, la bulle grossit, et la température de la gaine augmente. On peut avoir ainsi un assècheaeut local, qui ne peut être détecté par les systèmes de mesure de températures du réacteur.

Des calculs de conduction one montre que les gradients de tempé- rature dans la gaine au voisinage de la zone asséchée sont très élevés, ce qui pourrait expliquer la stabilité de l'assèchement local. On pense qu'il doit exister des oscillations de haute fréquence â la frontière entre vapeur et liquide.

Quand la température moyenne autour des zones asséchées tend vers La température de saturation, la frontière de la zone vapeur devient moins stable. De petites bulles se détachent et collapsent. Ce phénomène

IS

est mis en évidence sur les enregistrements de bruits acoustiques (accroissement brusque du signal) et de pressions (apparition de fluctu- ations) .

D'après la relation établie par [KÏKL'CHI et al., 1976_ reliant la fréquence da formation des bulles et leur diamètre, les bulles émises auraient un diamètre inférieur au min.

L'ébullition de point chaud n'est significative que pour les transitoires lents et les puissances élevées. Ce phénomène est négligeable a faible flux, et pour les transitoires rapides.

4.2. Ebullition locale

On a ebullition locale lorsque la zone double phase couvre un ou plusieurs sous-canaux. L'ébullition locale est due au gradient radial de températures existant dans une section d'assemblage. Cette forme d'ébul- lition se manifeste lors des transitoires lents et rapides.

a) Transi toirejoignes

L'ébullition locale n'a généralement pas de conséquences sur le déb it to Cal de 1'assemb1age.

La zone en ebullition dans les sous-canaux est déterminée par le débit liquide au voisinage. Deux comportements sont à différencier selon le niveau de puissance.

. â forte puissance : la phase d'ébullition locale est impor- tante puisqu'il y a un fort gradient radial de températures. L'ébullition dans le sous-canal n'est pas stable et une redistribution de débit entre sous-canaux s'amorce, tendant â diminuer le débit dans le sous-canal en ebullition (cas du fonctionnement nominal Super Phénix). On peut donc avoir un assèchement pendant la phase d'ébullition locale.

. â basse puissance : les gradients radiaux de températures sont moins importants. L'ébullition dans un sous-canal peut être stable, et il

n'y a pas de redistribution de débit entre sous-canaux. Contrairement au cas â fort flux, l'ébullition locale tend 3 uniformiser l'écart radial de températures dans la grappe.

b) Jrans^toires_ragides_à_forte_2uis^sance

L'ébullition locale existe pendant une période plus ou moins longue, et a peu d'influence sur la vidange de l'assemblage.

Par contre, l'ébullition locale î des conséquences importantes sur le teops d'établissement et la localisation du début d'assèchement.

c) ÏIâD^iS£ilÊS-Iâ2ides_3_basse_2uissançe

A basse puissance le risque d'assèchement en ebullition locale est pratiquement nul. L'ensemble du problème est traité au paragraphe 7.3.

4.3. Ebullition généralisée

Par définition l'ébullition généralisée est atteinte â une cote donnée d'un assemblage lorsque la zone double-phase occupe la section totale de l'écoulement 3 cette cote (ce peut être au niveau du faisceau ou dans le tube de sortie de l'assemblage).

a) En transitqirelgnt

L'ébullition généralisée est d'abord atteinte dansle tube de sortie (ebullition généralisée en conditions isothermiques ou ebullition par flash). L'apparition de l'ébullition généralisée conduit à deux phénomènes différents selon le niveau de puissance :

. à forte puissance : le début d'ebullition généralisée s'ac- compagne d'une instabilité statique, dite instabilité de LEDINEGG (décroissance lente et irréversible du débit d'entrée). Cette instabilité peut se déclencher avant que la zone double-phase n'atteigne la couronne périphérique du faisceau.

. à faible puissance : on peut avoir un régime stable d'ebul- lition en circulation naturelle

Ces deux types d'écoulements sont analysés dans le paragraphe 6

20

b) En_transitoi re rapide

L'ëbullition généralisée peut être atteinte au niveau des aiauilles avant son apparition dans le tube de sortie. L'instabilité de débit peut donc se déclencher avant que l'ëbullition n'atteigne ce tube (PNS).

L'extension de la zone d'ebullition généralisée dépend essentiel- lement des inerties thermiques du faisceau et des structures (voir § 7 ) ,

U.U. Ebullition par 'flash'

Ce type d'ébullition apparaît dans le tube de sortie de l'assem- blage au cours d*un transitoire lent,lorsqu'on atteint un sortie la pres- sion de saturation correspondant à la température du tube (PNS), C'est une ebullition par dépressurisation.

5 - ASPECTS EXPERIMENTAUX DE L'EBULLITION DU SODIUM EN REGIME ETABLI

L'étude des régimes établis est indispensable pour comprendre le comportement du sodium pendant les transitoires lents, y compris les phénomènes de convection naturelle.

5.1. Expériences en monocanal

Le comportement d'un écoulement de sodium bouillant a, en premier lieu, été étudié en géométrie "monocanal". Cette géométrie correspond à une simplification de représentation d'un assemblage : elle comprend une aiguille chauffante et une enveloppe cylindrique définissant un écoulement annulaire ou cylindrique du sodium. Ces essais ont permis de mettre en évidence :

- que le sodium bout comme un fluide ordinaire et que, par consé- quent, les méthodes développées pour les autres fluides peuvent être appliquées au sodium (critères de stabilité, etc . . . ) ,

- des pertes de charges double phase qui ont pu être mesurées avec des précisions acceptables compte tenu des niveaux de températures atteints (figure 3 ) .

- des phénomènes de débit critique (figure 4si .

L'essentiel des notions qui ont servi 3 l'analyse des expériences en faisceaux proviennent des expériences réalisées en géométrie "monocanal".

5.2. Expériences en faisceaux d'aiguilles

Ces expériences ont été effectuées dans le but de se rapprocher de la géométrie d'un assemblage réa . lur.

Des expériences en grappes de 19 aiguilles ont été réalisées au STT : GR19, GR19Eb, et plus récemment GR19I et GR19BP. N'ous analysons ci-dessous les principaux résultats d'essais.

5.2.1. Description du_disgositif_expérimental (figure 6^

La grappe GR19, constituée d'éléments chauffants gainés acier inox, est placée dans un boîtier hexagonal. Cette enveloppe est prolongée par un convergent, puis un tube cylindrique, représentant la protection neutronique supérieure d'un assemblage.

Longueur chauffante • 60 cm Longueur aval non chauffante » 50 cm Tube de sortie : longueur ^ 100 cm diamètre - 2 cm

L'instrumentation est conposée de : - thermocouples :

. dans la grappe» les thermocouples sont places dans les fils espaceurs,

. le boîtier est instrumenté 3 différents niveaux - débitmètres

- capteurs de pression - détecteurs Jadel - détecteurs acoustiques

5.2.2. Problèmes de_poir.ts chauds (essais en simple phase liquide) Le phénomène de point chaud est surtout sensible à forte puissance.

Des essais ont permis de mettre en évidence que l'élévation de température due au point chaud créé par la pr'^ence du fil entre deux aiguilles» dépend peu du débit. Elle est de l'ordre de 3 à 18°C. Cet échauffement a été estimé, dans le cas nominal réacteur â 20°C environ.

y

Cette valeur est suffisante pour éviter le phénomène de surchauffe et pour initier localement une ébvllition, puis un assèchement de la gaine.

5.2.3. Mod g opératoire des_essais d1 ébull_it,ion (figure 7) Pour le tracé des caractéristiques internes, on maintient constan- tes la température d'entrée, la pression de sortie et la puissance sur la

grappe. On fait varier le debit en agissant sur la pompe électromagnétique (figure 7) et la vanne située en pied de la grappe. On relève les distri- butions de températures; les pertes de charge sont mesurées à différents niveaux de la section d'essais. Des essais ont été effectués à différences puissances (1, 3, 5» 6, 8, 10, 12,5, 16 KW/aiguille).

5.2.4. Ebullition_locale

Les résultats expérimentaux GR19 ont montré que les pertes de charge en ebullition locale se situent dans le prolongement des pertes de charge en simple phase liquide. Pour une grappe 19 aiguilles, 1'ebullition est donc stable* Ceci est en accord avec les résultats de calculs BACCHUS

[GRAND, 197?] .

L'extrapolation de la stabilité de 1'ebullition locale a une grappe de 271 aiguilles est délicate, l'effet de taille de la grappe étant mal connu.

Pour les faibles puissances (de 1 à 4 KW/aiguille), on a enregistré des instabilités dynamiques du débit d'entrée (qui reste stable en valeur moyenne) au cours de la transition entre ebullition locale et généralisée.

Les instabilités sont décrites plus en détail dans le § 8.

5.2.5. Ebullition généralisée

a) Caractéristiques internes expérimentales (figure 8) On distingue trois comportements différents selon le niveau de puissance. Les caractéristiques internes, rappelons-le, ne sont valables que pour la géométrie des essais réalisés :

. â forte puissance (W > 8 KW par aiguille) : on constate une aug- mentation des pertes de charge en ebullition généralisée. La pente de la caractéristique interne est d'autant plus forte que la puissance est élevée,

Avec une caractéristique externe horizontale (du type cas réacteur) l'ébullition généralisée est instable* Elle est accompagnée d' une instabilité statique, dite instabilité de LEDINEGG.

. pour des puissances "intermédiaires" (3 KW < 'J < 6 KV/aiguil le'':

on observe une diminution des pertes de charge en début d'ébullition géné- ralisée, suivie d'une augmentation de ces pertes de charge. Ceci est dû au fait que la diminution des pertes de charge statiques en début d'ébullition n'est pas encore compensée par l'accroissement des per Les de charge par frottement.

Avec une caractéristique externe du type réacteur, le début de 1' ebullition est donc stable. Pour déclencher une instabilité, il faut augmenter les pertes de charge en pied (fermeture de la vanne d'entrée;

(figure 7 ) .

. pour les très faibles puissances (W < 3 KV/aiguille? : la perte de charge diminue constamment quand le débit diminue. Une instabilité de débit n'est donc pas possible. On peut avoir une circulation naturelle avec un débit de sodium déterminé par les pertes de charge en entrée.

b) Analyse des pertes de charge dans le faisceau

Les pertes de charge au niveau du faisceau ont été calculées avec le code NATREX [MERCIER, 1978] : code monodimensionnel à modèle homogène avec déséquilibre sur la masse volumique.

O) |£ . l^JL

déséquilibre thermique masse volumique du mélange

masse volumique du mélange a l'équilibre

En nonocanal ? représente un déséquilibre thermique entre la surafce de la gaine et le sodiuas et est évaluée par :

(p C S) Na h P ch

En ajustant la valeur de r, on retrouve les pertes de charge doub'.'.e- phase sans toucher à la loi de frottement (Lockhart-Martinelli).

L'influence de 9 est surtout sensible a forte puissance.

Après ajustement sur les pertes de charge expérimentales, et compte tenu de l'incertitude sur ces valeurs, on peut donner un ordre de grandeur de ? au niveau du faisceau qui serait compris entre 5 et 30 ms. Ceci est en bon accord avec la valeur calculée à l'aide de (•*>

(a - 20 ras).

On constate donc que le déséquilibre thermique est un des para- mètres principaux contrôlant 1'ebullition généralisée du sodium au niveau du faisceau.

Remarque :

Les puransètros importants contrôlant le comportement du sodium dans un tube de gros diamètre hydraulique (tube de sortie) sont actuellement moins bien connus, (déséquilibre thermique, glissement ? ) .

5.2.6, Assèchements_

5.2.6.1. Observations expérimentale^ :

Au cours des essais GR19I, on n'a constaté aucun assèchement en ebullition locale pour des puissances inférieures ou égales à 10 KW par aiguille (* < 60 W / C M 2 ) .

Un assèchement a été observé en début d'ëbullition généralisée pour une puissance de 12,5 KW par aiguille (î = 76 W/cm*).

Les essais d'ëbullition a basse puissance réalisés au cours des campagnes d'essais ont été conduits jusqu'au déclenchement du seuil de température par assèchement.

On a calculé le titre thermodyne.mique en fin de longueur de chauf- fante au moment de l'assèchement :

a - Hr t

v *-S£.t T = ^

H = enthalpie moyenne de sortie (calculée par bilan thermique) H, _ = enthalpie du sodium liquide a la saturation

5-sat ^

= chaleur latente de vaporisation

26

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

"

^b

• - — . ^ . 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.

3o

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 Bo ,

W/cm"

•

-R epérimental W/cm2

1 3 5

6,6 25

n

5 à S -- 24 de 27 a 32

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.

28

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 d¹ebul- 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.

a

.£rJ-i?

u

,£.Lgg-

A forte puissance l'instabilité de débit résulte d'un accroisse- ment ces pertes de charge double-phase (frottement) 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.

30

'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)

32

- 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.

34

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 :

36

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.

38

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.

40

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 rayonnement 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 mouvements 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.

kl

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 (redistributions de débit) et de certaines instabilités dynamiques.

Il se pose encore certains problèmes empêchant l'extrapolation au cas réacteur dans certaines situations :

. Possibilités d'évacuation de puissance en sodium bouillant dans un assemblage bouché et refroidi latéralement ?

. Connaissance des pertes de charge dans un écoulement de sodium bouillant en tube de gros diamètre hydraulique (ces pertes de charge conditionnent le calcul de la puissance maximale evacuable en circulation naturelle) ?

. Importance des débits critiques pouvant apparaître à la sortie des assemblage ou en fin de longueur fissile dans certaines situations accidentelles ?

. Compréhension des phénomènes d'assèchements en ebullition locale et en ebullition généralisée (en particulier pour les régimes transitoires) ?

- 44 -

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200

ISO

100

50

0

©00 BOO 2000 2500

Fig. 1 Résultats; d'essais de mesures de courbes P(T) à densités constantes

(F. PETIOT et J.M. SEILER, 1 9 8 2 )

84-03-C

*AP

Caractéristique interne

"^A Point de - ,. fonctionnement STABLE

Fig. 2 Caractéristique interne d'un canal à température d'entrée, puissance et pression de sortie imposées

84-03-C

zoo

CO

* — calculs O = 5ms é— calculs 6 = 10 ms

calculs = Oo • — — ~ 8 hPch

C l j / c m i | 50 60 70 80 90

Fig. 3 Comparaison calculs-expérience de pertes de charge dans un écoulement de sodium bouillant en régime établi

84-03-C

G critique 400rl

{ q / C m Z i ]

3 0 0

200

100-

. résultats experimenlaux oe COSTA et CHARLETY (1971): E S I P = l.lb

c=> P = l.3b

. catus avec

G

cr = 6

^{( e r}

l-x

P=l.3b

P = l.lb

conditions critiques vapeur

"1.1 g «re 01 .02 .03 .04 x

(m/s) 2000

0 3 ,„ "

C-a dioçramme qualitatif

Fig. 4 Débit critiques en Na bouillant.

Résultats expérimentaux et corrélations

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