Utilisation non électrogène de la chaleur nucléaire ... · – Additional gas expansion required...

Atelier GEDEPEON cogénération 8-9 septembre 2008, Odeillo CEA/DEN/DER

F. Bertrand, T. Germain, F. Bentivoglio, P. Aujollet, F. Bonnet, Q. Moyart, N. Alpy

(DER/SESI et DER/SSTH)

Utilisation non électrogène de la chaleur nucléaire,

approche de sûreté, études d’incidents et d’accidents et

implications pour la conception du couplage réacteur/procédé


PLAN

Contexte

Contraintes liées au fonctionnement normal

Approche de sûreté proposée par le CEA

Etudes d’incidents et d’accidents internes

Etudes d’accidents externes (approche ARAMIS)

Approche proposée aux USA (cadre NGNP)

Retour sur la conception du système de couplage

Bilan et perspectives


Contexte

Utilisation de la haute température du VHTR pour (entre 800°C et 1000°C)

levée des barrières thermodynamiques : procédés thermochimiquesaméliorer le rendement du système couplé (EHT)

Souplesse d’utilisation de la puissance délivrée par le VHTR ?

Un réacteur nucléaire doit a priori fonctionner en continu entreles arrêts pour rechargement

optimisation de la disponibilité du système couplé VHTR/procédé

limiter le nombre de transitoires de démarrage/arrêt

durée de vie du réacteur et contamination des circuits

limiter le nombre d’arrêts automatiques du réacteur dus au procédé



Haute température et haut débit : maîtrise des pertes thermiques(barrières thermodynamiques et cinétiques) et des pertes de charge (rendement)



Cogénération : optimisation du rendement

H2O hp He- N2

He

950°C

388°C

900°C

545°C

32°C 173°C

575°C

EHT sur O2

sur H2

évapo.

841°C

795°C

790°C

835°C

860°C

62%

54%

331°C 135°C

auxs.

– Outils d’optimisation pour hydrogène, procédés sidérurgie, pétrochimie et déssalement CYCLOP/COPERNIC



Flexibilité du partage de puissance entre le procédé à haute température et la production électrique

– Aubes du stator d’incidence variable – Contrôle d’inventaire– Cas du cycle indirect

O

POWER

QN

(1−α)×QN

α×QN

COGENERATION partage de puissance


– Low flexibility : sharing available due to close compressor surge line (very preliminar : must be confirmed)

– Additional gas expansion required at turbine outlet → additional energy losses.

⇒ Seems not to be an ideal solution →investigation on inventory control

VARIABLE STATOR VANES CONTROL

Variable stator vanes


O

PuisN

QN

(1−α)×QN α×QNα variable

O

PuisN

QN


OPuisN

QN


⇒ Incidence on cycle efficiency to be evaluated.

INVENTORY CONTROL

INVENTORY CONTROL → ηcycle ↓ :

• Turbine power ↓ proportionaly to pressure ↓whereas head losses pumping power has a slower ↓ with pressure.

• Turbomachinery efficiency ↓ because :

– Reynolds number ↓

– operating point is slightly modified (due to head losses) → blades incidence


CASE OF INDIRECT CYCLE

• Primary circuit : Splitting of mass flow rate could be performed thanks to two circulators driven by variable speed motors.• Secondary circuit : classical inventory control.

He-N2

He

900°C

415°C

893°C 750°C

Cycle I/S


Approche de sûreté proposée : synthèse des approches des installations nucléaire et de l’industrie conventionnelle

Approche pour les installations nucléairesSpecificités

Accumulation de produits de fission et puissance résiduelle à évacuerPetite constante de temps pour le contrôle de la réactivité

Solutions retenuesPrésence de barrières physiques sucessivesFonctions de sûreté principales assurant la protection des barrières (AAR pour contrôlerapide de la réactivité)Defense en profondeur (DeP) déployée en 5 niveaux

Prévention et les limitations des conséquences des incidents et accidents Approche dans l’industrie conventionnelle

CaractéristiquesDiversité des produits dagereuxDiversité des effets : dispersion de toxiques, onde de pression, flux thermique, missiles,…

Solutions retenuesPrésence d’au moins une barrière associée à des distances de sécuritéDétermination de ces distances reposant sur les calculs de scénarios d’accidentsmajeurs représentatifs retenus en fonction de leur probabilité et de leurs effets

Défence en profondeur implicitement utilisée dans cette approche


Approche de proposée : synthèse des approches des installations nucléaire et de l’industrie conventionnelle

Fonctions de sûreté principales généralisées pour le système couplé

Contrôle de la réactivité nucléaire et chimiqueEvacuation de la puissance nucléaire, de la puissance thermique (chaleur

libérée par les réactions chimiques, changement de phases) et de la puissance mécanique (compresseurs, pompes, ondes de pression résultant de changement de phase, de fermeture de vannes ou de réactions chimiques)

Confinement des produits dangereux : produits de fission et produitschimiques

Principe de défense en profondeur (DeP)

Déploiement hiérarchisé de différents niveaux d’équipements et de procédures visant àmaintenir l’efficacité de barrières physiques

Si les dispositions prévues à un niveau sont mises en défaut, le niveau suivantintervient

Les niveaux sont aussi indépendants entre eux que possible

L’objectif général est d’éviter qu’une défaillance ou combinaison de défaillancessollicitant un niveau se propage aux autres niveaux et compromettent leur efficacité

EvitersollicitationsexcessivesbarrièresProtection des barrières

les

des


Niveau 1 de la DeP : maintien de l’installation couplée dans son domaine de fonctionnement normal conception et fonctionnement

respect des règles de conception adaptées aux spécificités des différents produits et des différents états de l’installation

dimensionnement en P et T comportant des marges de sécurité

corrosion par H2SO4 + HI (cycle IS)

fragilisation par diffusion de l’hydrogène dans les métaux ou par les basses températures (stockage)

barrières propres à réduire la diffusion du tritium

fonctionnement nominal et transitoires normaux d’exploitation à définir pour chaque unité et pour le système couplé

• à préciser en fonction des options systèmes et technologiques qui seront retenues (système entièrement dédié n x H2 ou co-génération chaleur et/ou électricité, procédures d’arrêt et de démarrage, îlotage)

• gestion des flux neutroniques, thermiques et chimiques adaptés aux différents transitoires et situations envisageables afin de ne pas générer d’incidents (critères d’arrêt du VHTR, source froide, réactifs)


Niveau 1 de la DeP : maintien de l’installation couplée dans son domaine de fonctionnement normal sollicitations via le couplage

Usine H2

gaz «chaud» (P, T, Q)

Tritium

UtilisationH2

gaz «froid » (P, T, Q) IHX

- Caractéristiques gaz chaud compatibles avec le fonctionnement normal H2 :Stabilité et robustesse du procédé IS en cas de variation de (P,T,Q) Evaluation des plages de variation de ces paramètres (données réacteur)

- Caractéristiques gaz froid compatibles avec le fonctionnement du VHTR : Stabilité VHTR en cas de variations de (P,T,Q) Evaluation des plages de variation de ces paramètres (données usine)

Solution technologique proposée et validée par JAEA (HTTR-SR)

- Gestion tritium compatible avec réglementation (exposition chronique et rejets autorisés etcontraintes de qualité H2) :

Impact du tritium sur le procédé IS, étanchéité entre circuits (tritium et H2)Evaluation de l’activation de l’H2 par le tritium et compatibilité avec les contraintes du produit du procédé


Niveau 2 de la DeP : maîtrise des écarts au fonctionnement normal

Objectif

Eviter qu’une sortie du domaine de fonctionnementnormal d’une installation se propage à l’autre et qu’unincident dégénère en accident

Solutions envisagéesSimulation du système couplé pour évaluer sa dynamiquePuis conception appropriée du contrôle commande et des

systèmes de protection (signaux pertinents et seuils bien calibrés)La technologie des vannes reste à étudier (débit, température)

l’AAR du réacteur doit être évité


Utiliser la modularité du procédé lorsque cela est possible

Initiating events

Increasing severity

Level 2 of DID

Level 3 of DID

Initial state

-Abnormal operation in H2 unit n1 And/or abnormal operation in H2 unit n2 …………

-Abnormal operation in HYPP and/or VHTR - failed H2 unit uncoupled

- Abnormal operation in VHTR and HYPP - uncoupled VHTR-HYPP

Uncoupling of H2 unit(s) out of normal operation domain

control of abnormal operation by means of regulating system

- Overall uncoupling of HYPP - normal shut down of HYPP

- Normal shut down of VHTR - normal shut down of HYPP if possible

Final state

Normal operation of coupled VHTR-HYPP

- Normal VHTR operation with small power redistribution - Reduced load HYPP operation - partially uncoupled VHTR-HYPP until repairs of H2 unit

Sub-level 1

Sub-level 2

Sub-level 3

Provisions Provisions

success

failure

failure

success

- Normal operation of VHTR with large power redistribution - HYPP stopped until repairs - uncoupled VHTR-HYPP

success

failure

success

failure

- VHTR stopped - HYPP stopped - uncoupled VHTR-HYPP - protection system have not been triggered

Niveau 2 de la DeP : maîtrise des écarts au fonctionnement normal


Niveau 3 : Contrôle des accidents et limitation de leurs consequences

Objectifs (par principe, ici on suppose que les niveaux 1 et 2 sont mis en défaut et que des accidents surviennent)

contrôle des accidentsrepli vers un état sûr (fonctions de sûreté remplies durablement) découplage des installations

Fonctions de sûretéReactivité chimique et nucléaire

AAR du VHTR

Arrêt d’urgence du procédé (coupure de l’alimentation des réacteurs + inertage)

Evacuation de puissance

Evacuation passive de la puissance résiduelle du VHTREvents et refroidissement en cas d’emballement de réaction


Fonctions de sûreté

Fonction confinement

protection contre les aggressions externesconfinement dynamique et doubles paroisprocédure d’isolement des parties rompues des circuits

Rôle particulier du système de couplage

joue un rôle de barrière physique entre les installations couplées(paroi de l’IHX et vannes de couplage/découplage)

a un impact sur la reactivité et l’évacuation de puissance

Il doit être d’une grande fiabilité (redondances et diversification)

Niveau 3 : Contrôle des accidents et limitation de leurs consequences


Niveau 4 : Contrôle des accidents graves et limitations de leurs conséquences

Objectifs

Des dispositions doivent être prévues pour tenir compte d’hypothétiquesaccidents graves, en particulier concernant l’intégrité ou le by-pass de la dernière barrière : enceinte du VHTR, enveloppe de tuyauteries et distances de sécurité (protection du VHTR et de l’environnement)

VHTR containment

Core IHX1 IHX2

H2 Unit 1

H2 Unit 2

H2 Unit 5

H2 Unit 3

H2 Unit 4

1000°C

400°C

C B B’B

A

Hazardous releases, Impact on containment

O2 leak

Niveau 4 : Contrôle des accidents graves et limitations de leurs conséquences


Etudes à réaliser pour la mise en oeuvre de dispositions de sûreté: approche ARAMIS développée dans le cadre européen (INERIS)

Etudes des conséquences d’accidents graves et effets des moyens de mitigation envisageables évaluation du couple probabilités/conséquences (risque)

Dispositions envisageablesReduction des sources d’ignitionAbsence de confinement et d’encombrement renforçant les effets des explosionsSystèmes d’inertage

Dimensionnement de l’enceinte du VHTR aux ondes de pression externes et internes

Système d’évents, barrière physique entre le VHTR et HYPP (deflecteurs, distance, etc)Construction souterraine du VHTR, système de couplage, usine ?

Niveau 5 réponses hors site


Transitoires normaux d’exploitation (démarrage/arrêt, variation de charge, couplage découplage normal) non prioritaire

Permettra notamment de concevoir le circuit de by-pass vers la source froide, le système de couplage/découplage normal, la procédure de démarrage/arrêt normaux, réalisation de suivi de charge

IncidentsComportement dynamique à simuler pour évaluer le comportement global de HYPP/VHTR en cas de perturbation transmise via le couplage

Permettra notamment d’évaluer la nécessité d’un tampon thermique Permettra de définir les limites du domaine incidentel et les parades propres à ramener l’installation couplée dans son domaine de fonctionnement normal

Accidents de 2 types : internes et externes1- de nature à perturber les transferts de masse et d’énergie entre VHTR et HYPP et à menacer l’intégrité des barrières du système de couplage et à éventuellement induire le transfert de produits d’une installation vers l’autre2 - assimilables à des agressions externes (effets domino)

1- Permettra de définir les systèmes de sûreté (découplage d’urgence, inertage de HYPP, seuils de détection/déclenchement)

2 - Permettra de dimensionner l’enceinte du VHTR, les distances de sécurité et autres dispositions de protection contre les effets domino

Application de la démarche à la sûreté du couplage VHTR/HYPP (cycle IS)


Incidents (niveau 2) perturbations transmises via le couplageArrêt intempestif de HYPP (transitoire d’îlotage sur la source froide)Arrêt intempestif de 2 unités de HYPP (DCC ou mode commun)Démarrage intempestif de 2 unités de HYPPTransitoire d’AU du VHTR (référence pour les états post-accidentels)

Accidents (niveau 3)Rupture de la tuyauterie du circuit de couplage située entre l’étage moyenne et très haute température Enveloppe des brèches secondaires

Perte refroidissement immédiate par HYPPRupture de tuyauterie du circuit de couplage dans l’enceinte du VHTR induisant une rupture de d’étanchéité chaud/froid (1 et 10 tubes) dans l’étage à très haute température

Représentatif d’une rupture de barrières entre HYPP et VHTRAccidents graves (niveau 4)

Combustion d’un nuage air/hydrogène dans l’usine induisant un transitoire d’arrêt automatique du VHTR avec défaillance du RCCS

Agression externe induite par HYPP (démarche ARAMIS)Rupture atmosphérique de tuyauterie du circuit de couplage avec brèche induite et terme source de produits de HYPP

Rupture de barrières entre HYPP/couplage/atmosphère

Application de la démarche à la sûreté du couplage VHTR/HYPP (cycle IS)


Etudes de transitoires dédiés à la sûreté du couplage

Transitoires usuels du VHTR “stand-alone” non traités (traités par ailleurs)Transitoires relevant du niveau 2 à 4 de la DeP généralisée à VHTR/HYPP

pour chaque famille d’événements initiateurs (EI) un transitoire enveloppe a été retenu (hypothèses “raisonnablement” conservatives)pas d’hypothèse concernant les conservatismes usuels dont il faudra tenir

compte dans une analyse plus aboutie (délai de détection, état initial,etc)

Pour chaque EI, le comportement naturel du système a été évalué

Simulation de protections permettant de contrôler l’accident vis-à-vis de critères d’acceptabilité simplifiés

Température maximale du combustible (1600°C)Température maximale de la cuve (600°C)Stabilité et contrôle long terme de l’état post-accidentelAutres critères à définir (chargement enceinte, échangeurs,…)

Implications pour la sûreté et la conception du système de couplage

Eléments concernant la sélection des transitoires et la démarcheutilisée pour les études d’incidents et d’accidents internes


Modélisation Cathare du VHTR 100% dédié H2

Schéma du système VHTR/HYPP

Enceinteréacteur

Ilôt nucléaire Zone procédé

Enceinteréacteur


Bâtiment

des

Auxiiaires

SO3,SO2,H2SO4, H2O

SO2,SO3,H2SO4,H2O,O2

Circuit intermédiaireTampon

thermique

Radiateur atmosphérique

Étage très haute

température

RDE

Échangeur

Moyenne temp.

Enceinteréacteur


Enceinteréacteur


Bâtiment

des

Auxiiaires

SO3,SO2,H2SO4, H2O

SO2,SO3,H2SO4,H2O,O2

Circuit intermédiaireTampon

thermique

Radiateur atmosphérique

Étage très haute

température

RDE

Échangeur

Moyenne temp.



Rappels succincts sur le code CATHARE

2-fluid 6-equation model:

the physical models describe the behavior from one phase liquid (water) to one-phase gaz (vapor or non condensable gaz)

3 equations per phase : energy, mass, momentum

6 principal variables : P, Hl, Hg, α, vl, vg

+ Xi (i=1, 4) non condensable mass fraction in gas phase (with related transport equations)

⇒ In single phase gas flow, the 3 liquid equations are conditioned so that (under option):

α= αmax =1-10-6, Tl=Tsat, Vl=Vg



Schéma du circuit Cathare

VOLSCS

UPPERPLE

LOWERPLE

UPCOM1

UPCOM2

VESS

AXC04 AXAC

AXACHAXAG

AXL1X

HOTDUCT

COLDUCT

VESSVLV

POMPE

VOLIHX2

VOLIHX1

VOLIHX3

VOLIHX4

KOALA

IHXCH1 IHXFR1

POMPE 2

TUYAU1

TUYAU2B

VOL7HM

VOL8HM

XHMT1 XHMT5 XHMT29

HM1CH

HM5CH

HM29CH HM1FR

HM5FR

VOL12HM

VOL11HM

HM29FR

TUYAU6

TUYAU7

VOL5CI

VOL6CI

XC1 XC5 XC29

XC1CH

XC5CH

XC29CH XC1FR

XC5FR

VOL10CI

VOL9CI

XC29FR

TUYAU4

TUYAU5

TUYAU2CTUYAU2

VOL17

VOL18

TUYAU3B

TUYAU3

BYPASS

VOLHE1

VOLHE2

TUYAU1B

WTY1B

VL14ECHE

ECHAHE

VL13ECHE

TUYAU8

TUYAU9

VL15ECHW

VL16ECHW

ECHAW

TUYAU11

TUYAU10

ECHAHEW

CL1

CLFR1HMI

CLFR2HMI

CLFR1XCI

CLFR2XCI

CL2

Volume 0D Axial 1D Soufflante Echangeur Vanne Mur

Conditions aux limites

Total : 2197 mailles



Modélisation globale basée sur le VHTR Antarès coté nucléaire et sur les travaux CEA coté circuits intermédiaires

o Echangeurs type PCHE (Heatrics)

o Circulateurs issus du RNR-G 2400

o Modélisation produits chimiques coté I/S : gaz parfait avec Cp, viscosité et conductivités équivalents

Hauteur réduite de la soufflante primaire

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

1.2

1.4

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4

Débit réduit

Hau

teur

rédu

ite

n* = 1

n* = 0.5

n* = 0.75

n* = 0.25

n* = 0.1

n* = 0.01



Modélisation du coeur

Coolant channels

Bypass flows

L1 L2XC4 AC03

o Transfert entre les différentes parties du cœur par conduction et rayonnement o Conduction axiale prise en compteo Modèle neutronique ponctuel



Calcul état nominal :

Respect des pressions, débits et températures de sortie cœur et sortie procédé H2

P = 46.06 bT = 441.4°C

CL1

CLFR1HMI

CLFR2HMI

CLFR1XCI

CLFR2XCI

CL2

P = 46.88 bT = 447.1°C

P = 46.52 bT = 936.0°C

P = 46.46 bT = 936.5°C

P = 46.06 bT = 442.7°C

Q = 235.6 kg/s

P = 24.69bT = 407.0°C

P = 26.46 bT = 415.7°C

P = 26.46 bT = 415.7°C

P = 26.20 bT = 909.5°C

P = 604 MW

P = 25.54 bT = 908.9°C

P = 25.27bT = 790.5°C

P = 72.6 MW

Q = 235.6 kg/s

Q = 118.1 kg/s

Q = 117.5 kg/s

P = 24.86bT = 850.1°C

P = 24.86 bT = 850.1°C

P = 24.79 bT = 410.9°C

P = 537.3 MW

P = 25.61bT = 909.2°C

P = 25.20bT = 850.1°C

P = 24.79bT = 407.1°C

P = 24.33bT = 410.9°C

P = 7.44bT = 770.1°C

P = 7.25bT = 867.1°C

P = 7.53bT = 767.0°C

P = 7.00bT = 861.6.0°C

Q = 235.6kg/s

P = 27.30bT = 383.2°C

P = 27.28bT = 822.4°C

Q = 125.9 kg/s

P = 27.35bT = 383.0°C

P = 27.00bT = 822.4°C


Transitoire non régulé : comportement naturel

L’étage haute température se fermantprive de réactifs l’étage moyenne température

Le décalage de fermeture a été pris encompte forfaitairement pour cette étudepréliminaire

Etudes d’incidents : arrêt intempestif de 2 unités de HYPP (1/3)

Baisse de puissance par échauffement du graphite et du combustible

Critère d’acceptabilité a priori non remplis àterme vis à vis des risques de fluage accrûs par l’augmentation de la température de l’hélium dans la branche froide

Stabilisation de la puissance du VHTR en deçade sa valeur nominale

Power in the 2 stopped units of HYPP

0,00E+00

1,00E+07

2,00E+07

3,00E+07

4,00E+07

5,00E+07

6,00E+07

0,00E+00 5,00E+01 1,00E+02 1,50E+02 2,00E+02

Time (s)

Pow

er (W

)

0,00E+00

1,00E+06

2,00E+06

3,00E+06

4,00E+06

5,00E+06

6,00E+06

7,00E+06

8,00E+06

Pow

er (W

)

Power_high_medium_temperature

Power_very_high_temperature

Core power and primary and secondary temperature histories

400

500

600

700

800

900

1000

0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000

Time (s)

T (°

C)

520

530

540

550

560

570

580

590

600

610

P(M

W)

Thot_leg

Tcold_leg

Tcold_inlet_IHX

Core_power


PID Déviation d’Hélium dans l’échangeur à eau : stabilité entrée coeur

T° Vanne

Mesure Action


Contrôle de la température à la sortie de l’échangeur à eau : adaptation source froide

Débit

Action

Mesure

T°


PID Contournement HMT : garantit le fonctionnement des étages HMT intacts

T°Vanne

MesureAction

PID Contournement XC : garantit fonctionnement des étages THT intacts


T°Vanne

MesureAction


Transitoire régulé d’arrêt/redémarrage de 2 unités (2/3)

Bilan de puissance

0

100

200

300

400

500

600

700

0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000Temps (s)

Puis

sanc

e (M

W)

PCOREPWECHAHEPTOTXCICPTOTHMIC

Puissance du réacteurPuissance déviée vers l'échangeur à eauPuissance consommée à haute températurePuissance consommée à moyenne température

Fermeture de 2 unités Réouverture des 2 unités


Transitoire régulé d’arrêt/redémarrage de 2 unités (3/3)

Comportement d'une unité en fonctionnement - XC

80

90

100

110

120

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000 10000Temps (s)

Tem

péra

ture

(°C

)

4

5

6

7

8

Puis

sanc

e (M

W)

DeltaT FR (procédé)POWXC1FR

DeltaT FR nominal 94,6

POWXC1FR nominale 7,25

DeltaT aux bornes de l'échangeurPuissance échangée


Etudes d’accidents : rupture de tuyauterie secondaire/rupture de tuyauterieéchangeur procédé (1/2)

Séquence

Brèche secondaire dans l’enceinte du VHTR contenant de l’air

à Psecon = 20 bars : scram + arrêt circulateurs

à Psecon = 6 bars : rupture de tubes chaud/froid dans l’échangeur très haute température du procédé

Retour sûreté et conception : évaluer le transfert éventuel des produits entre HYPP et VHTR et les performances requises pour les vannes de découplage


Rupture de tuyauterie secondaire/rupture de tuyauterie échangeur procédé (2/2)

Rupture forfaitaire de 10 tubes des échangeurs à très haute température induite par une brèche secondaire dans l’enceinte du VHTR

En situation réelle, les pompes et les réactions côté procédé seraient stoppées

sans aucune action la LII du mélange H2 air pourrait être atteinte dans l’enceinte du VHTR (hypothèse très conservatives) en 13 mn

Les systèmes de protection ont le temps d’agir

Quid du chargement de l’enceinte (P,T) en particulier pour le schéma de couplage à 47 bars

Containment transient

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

0 500 1000 1500 2000 2500 3000

Time (s)

Bre

ak_f

low

_rat

e (k

g/s)

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

Mas

s_va

riatio

n (k

g)

Break_Flow_rateGas_mass_variation_containment

Pressure History

0,00E+00

5,00E+05

1,00E+06

1,50E+06

2,00E+06

2,50E+06

3,00E+06

0 500 1000 1500 2000 2500 3000Time (s)

Pres

sure

(Pa)

Secondary_circuit_pressureProcess_pressureContainment_pressure

Mass fraction of gases in containment

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1

0 500 1000 1500 2000 2500 3000

Time (s)

Mas

s fr

actio

n

Air_fraction

Process_gas_fraction

Helium_fraction


Etudes d’accidents : étude d’une grosse brèche secondaire suivie du découplage rapide des installations

Données du problème

Une brèche de la section de la plus grosse tuyauterie provoque la vidange de tout le circuit de couplage en moins de 3 s.

La fermeture rapide des vannes d’isolement est essentielle en cas de brèche induite pour éviter le rejet de produits du procédé

surpression attendue et effets dynamiques ?

Objectifs

Confrontation CATHARE/calculs analytiques (maillage, pas de temps, écoulement supersonique)Compromis à trouver entre chargement des tuyauteries et découplage rapide


Zoom sur la zone du système étudiée

TUYAU2

Vanne : VANTUY2Brèche

8 m

10 m

180 m

Mise en place d’une brèche et d’une vanne

Inversion du débit d’hélium due à la brèche


Modélisation analytique du problème

Vf = vitesse du fluide et Vonde = vitesse de l’onde

La composition des vitesses donne :

soit en valeur absolue U = Vf + Vonde et u = Vf

Onde de choc

P0 ρ0 T0

P1 ρ1 T1

U-u U

Brèche

Vanne Onde

de choc

Vf

Vonde

P0 ρ0 T0

P1 ρ1 T1

ondef VVU −=

Repère lié au tuyau Repère lié à l’onde


Théorie de Rankine-Hugoniot

Nombre de Mach :

Vitesse du son dans le milieu 1 :

Rapport des pressions :

avec :

Ainsi que :

1aUM =

1

11 ρ

γPa =

µµ −+= )1(2

1

0 MPP

)1()1(

+−

=γγµ

)1)(1(1 M

Mau

−−= µ

Onde de choc

P0 ρ0 T0

P1 ρ1 T1

U-u U


Evolution temporelle de pression

PressionTuyau2, abscisse = 10,5 m

12

14

16

18

20

22

24

26

39,9 40,1 40,3 40,5 40,7 40,9 41,1 41,3

Temps (s)

Pres

sion

(bar

)

PTUY2 (bar) Pic de pression : [PTUY2 + rho·Vf·(Vf+Vonde)](40,05s) (bar)


Etudes des accidents graves externes : étude des dangers de HYPP (application au cycle IS)

VHTR

1. Sélection des scénarios (méthodologie ARAMIS)2. Modélisation des termes sources3. Modélisation de la dispersion atmosphérique (H2 et SO2)4. Modélisation de la combustion d’un nuage d’hydrogène5. Évaluation des effets de l’explosion sur l’enceinte du

réacteur


ETUDE DES DANGERS DE HYPP (1/19)

Sélection des scénarios (méthodologie ARAMIS : projet européen, INERIS)

Identification des équipements à risques (en fonction de la masse de produits dans l’équipement, du type d’équipement et des risques associés aux produits)

Elaboration des scénarios possibles à l’aide de matrices croisant ces différents paramètres

Sélection des scénarios de référence (en fonction de la gravité de l’accident final et de la probabilitéd’occurrence de celui ci)

Brèc

he

rése

rvoi

rBr

èche

ca

nalis

atio

nR

uptu

re

rése

rvoi

r

Scénarios sélectionnés :

explosion d’un nuage gazeux d’hydrogène

émission d’un nuage toxique de dioxyde de soufre



Modélisations des termes sources

Débit à travers une brèche de surface Sb:

( )( )

ψγ

γγ

γγ

γγ

121

0

1

12

12 −

+−

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+

⋅⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+

⋅⋅=RTMPSCtQ atmB

1=ψ

( ) ( )1111

21

121

−+−

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +

−⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

γγ

γγ

γ γγ

ψtP

PtP

P aa

En régime critique

En régime subsonique




P302

H2O vers section I

I2 vers section I

H2

HIx + H2O de section I

301c

302b

303302a

304a 304b

305a

305b

306

307a

E301

E302

D301

E305

E304

E301F301

F302

E303

310

D302

H2O à traiter

311a

313b

309b

301a

P301

PAC301

E305

309a

E309 Eau 314

315a

312

308a

T301C301

307bE306

311c

E308

301b

Eau

315b

317

318d

318a

318b

318c

308b

E307

E307316b

313a

P303

304c

311b

316a316b

P302

H2O vers section I

I2 vers section I

H2

HIx + H2O de section I

301c

302b

303302a

304a 304b

305a

305b

306

307a

E301

E302

D301

E305

E304

E301F301F301

F302

E303

310

D302

H2O à traiter

311a

313b

309b

301a

P301

PAC301

E305

309a

E309 EauEau 314

315a

312

308a

T301C301

307bE306

311c

E308

301b

EauEau

315b

317

318d

318a

318b

318c

308b

E307

E307316b

313a

P303

304c

311b

316a316b

Cas de l’hydrogène




Cas du dioxyde de soufreHypothèse: lors d’une fuite au niveau de l’échangeur E102, les compresseurs maintiennent le circuit sous pression en amont

Brèche de 5 cm débit de fuite moyen de 6.4 kg/s (= débit nominal) pendant 10 minutes

F101

F102

101

E101

102103

104

C101 T101

105

106

107

E102

108

109

R101

110 111

112

113

114

115116117

120

127

125

118

130

131

128

132

H2SO4vers section II

I2de section IIISO2 + O2

De section II

H2O de section IIO2

P102

P103

E103

D101

D102

D103

T102 C102

122b126

133

119

H2O de section IIIE104

E105

123

124

E103 E104

121a

129

122a

121c

121b

121d

P101

F101F101

F102F102

101

E101

102103

104

C101 T101C101 T101

105

106

107

E102

108

109

R101

110 111

112

113

114

115116117

120

127

125

118

130

131

128

132

H2SO4vers section II

I2de section IIISO2 + O2

De section II

H2O de section IIO2

P102

P103

E103

D101

D102

D103

T102 C102T102 C102

122b126

133

119

H2O de section IIIE104

E105

123

124

E103 E104

121a

129

122a

121c

121b

121d

P101



Modélisation de la dispersion atmosphérique

Dispersion par jet turbulent (modèle de Chen et Rodi) uniquement pour le H2 sous haute pression pour des rejets à forte quantité de mouvement initiale

Dispersion passive (utilisation des corrélations de Doury en réduisant les diverses conditions atmosphériques à deux classes de stabilité: diffusion faible (2m/s) et diffusion normale (5m/s))

Émission continueObtention d’un panache

Émission instantanéeObtention d’un nuage sphérique

( ) ( )⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡

⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛ −+

−−

=⋅=2

20

2

20

21

2),,( zy

zzyy

zyx e

uQCTAQtzyC σσ

σσπ

( )

( ) ( ) ( )⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢

⎣

⎡

⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛ −+

−+

−−−

=2

02

20

2

20

21

23

2

zyx

zzyyutxx

zyx

eMCσσσ

σσσπ



Diff

usio

n no

rmal

eD

iffus

ion

faib

leModélisation de la dispersion atmosphérique : cas du SO2



Émission instantanée

Modélisation de la dispersion atmosphérique : cas du H2

M, V, E, Cmoy en fonction de la position du nuage

Émission continueZone de jet: modèle de Chen et Rodi

Zone passive: modèle de dispersion passive



Modélisation de la combustion du nuage d’hydrogène

L’explosion d’un nuage gazeux est la propagation d’un front de flamme où a lieu la réaction de combustion

Deux régimes d’explosion possibles :La déflagrationLa détonation

La sévérité (pression et impulsion) de l’explosion dépend de la vitesse de propagation du front de flamme qui est fonction elle même de:

La nature du gazL’énergie d’inflammation du mélangeLa turbulence due :

• à l’encombrement du site• au gradient de concentration dans le mélange• à l’onde de pression se propageant devant le front de flamme

uuf SSV σρρ

==2

1

Vitesse laminaire

Rapport d’expansion




3 méthodes semi-analytiques

• équivalent TNT

• multi-énergie

• Dorofeev

Méthode de l’équivalent TNT(selon la RFS)Nécessite la connaissance de la masseexplosible dans le nuage

TNT

lTNT E

EaM exp=



• X (distance entre le lieu de fuite et la position du nuage) fixé Masse explosible

• ∆pmax = 140 mbars distance réduite : D (distance entre l’épicentre de l’explosion et l’enceinte)


( )31

TNTm

D=λ

60

70

80

90

100

110

120

20 40 60 80 100

mL=

X+D

(m)X=80 mètres

X=112 mètres L=112 mètres



Méthode multi énergie

Donnée nécessaire : énergie explosible du nuage définie par

Définition d’un degré de sévérité qui permet de prendre en compte:

• La nature du mélange• L’encombrement du site

7.07.2

75.2

max 84.0 DSD

LVBRP u

p

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ ⋅=∆

31

'

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

atmPE

rr


nuagel cVEE exp=

Degré de sévérité



Modélisation de la combustion du nuage d’hydrogèneRapport d’expansion

Méthode Dorofeev

Modélisation de la vitesse de flamme

Modélisations des effets de pression

( )RAA

SV ftf σ=

( )( )

312

2

3411 ⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+−=

δσσσσ α

αt

lfL

xR

xySbaVDistance caractéristique entre les

obstacles

Vitesse de flamme turbulente

Dimension caractéristique des obstacles

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

−= 2**2

0

2 14.083.01

RRcV

P f

σσ

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −+⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ −−

−=

∗∗∗ 3200

0025.004.006.014.011RRRc

VcV

I ff

σσ

σσ

31

* ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛=

EP

RR atm




• Calcul de Vf en fonction de X• ∆pmax = 140 mbars• D fixé

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

−=∆ 2**2

1

2 14.083.01

RRaV

P f

σσ

31

* ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛=

EP

DR atm

Vf X




Critère ∆Pmax = 140 mbars

X=80 mètres

X=112 mètres

X=79 mètres

X=112 mètres

Multi-énergie DorofeevEquivalent TNT

L =112 mètres L =112 mètres



Évaluation des effets de l’explosion sur l’enceinte du réacteur

• Modélisation du signal de pression• Modélisation de la réponse de la structure

à ce signal

121−

⋅==Du

tItP

PP

ppstst ω

Du

DuPP st

21

max

−= Pst, Du, ω caractéristiques de

l’enceinte

Nouveaux critères Pmax = 174 mbar

Imax = 1500 Pa.s




Critère Imax = 1500 Pa.s

Equivalent TNT Multi-énergie Dorofeev

X=92 mètres

X=107 mètres

X=87 mètres

X=108 mètres

X=41 mètres

X=85 mètres L =107 mètres L =108 mètres




• Cas du stockage de l’hydrogène

Hypothèses sur le réservoir : stockage de l’hydrogène produit par une unité (1 mol/s) durant 30 minutes

P=200bars, M=360 kg

• équivalent TNT: le nuage explose a une distance de 350 m du lieu d’émission et la distance de sécurité est 425 m ;

• méthode ME: le nuage explose a une distance de 360 m et la distance de sécurité est 386 m pour un degré de sévérité de 5 ;

• méthode Dorofeev : le nuage explose a une distance de 170 m et la distance de sécurité est 310 m.


Scénario 10 :

• Rupture du plus gros des ballons de séparation285 kg d’hydrogène libérés

Scénario 13 :

• Fuite sur 5 stacks de production non détectée17 kg d’hydrogène libérés dans un bâtiment de 1460 m3

Explosion en milieu confiné

ETUDE DES DANGERS DE HYPP (18/19) : procédé EHT

1,00E-08

1,00E-07

1,00E-06

1,00E-05

1,00E-04

1,00E-03

1,00E-02

C1 C2 C3 C4

1817

16

1514

13

12 1110

98

probabilité / an


ETUDE DES DANGERS (19/19) : distances de sécurité retenues pour EHT

HYPP VHTR

Vent60 m

300 m

Ballons de séparation

HYPP VHTR

Vent60 m

300 m

Ballons de séparation

EHT

Scénario 13

Scénario 10


Approche des USA (1/3) : travail réalisé par INL (INERI)

Cadre risk-informed

Pas d’études d’interactions internes (étudiées par CEA et JAEA)

On vise un accroissement de risque marginal (réglementation) dû à HYPP

Réalisation d’une EPS « agression » à partir de l’EPS du HTGR (1984)

Evaluation de dispositions de conception du couplage

Réduction du risque associée



Construction d’arbres d’événements et de défaillances

Nombre d’EI limité

Fréquence d’ignition et de détonation tirées du REX REP

à justifier ?

Approche voisine d’ARAMIS mais plus fiabiliste

Etude de scénarios de dispersion de toxiques emplacement salle de commande



Etude des conséquences avec des modèles analytiques

Ordres de grandeurs cohérents

Schéma procédé générique pour les études d’accidents (IS)

A 60 mètres, l’objectif probabiliste n’est pas atteint

Distance de sécurité à prévoir

Procédé en cascade comme proposé par CEA

Stockage tampon inférieur à 100 kg de H2 (sinon calculs CFD)

Retour sur la conception (1/5)


Démarrage et arrêt du système

Etude en cours de finalisation

Incidents

Le comportement naturel du système laisse généralement un temps de recours à des actions de régulation/conduite (inertie thermique des tuyauteries de couplage non considérée dans les calculs cas défavorable)

Moyennant le système de régulation proposé et une source froide de puissance comprise entre 300 MW et 600 MW, les perturbations incidentelles provenant de l’usine couplée peuvent être contrôlées sans perturbation du VHTR (pas d’action sur le circuit primaire et le cœur)



Accidents internes

Une brèche induite de 10 tubes n’occasionnerait pas une concentration dangereuse de produits de HYPP dans l’enceinte du VHTR avant environ 15 mn (sur la base d’hypothèses très conservatives)

Exigence sur le système de découplage pas trop contraignantes si ce résultat est confirmé (Etudier le chargement de l’enceinte en cas de vidange du circuit de couplage dans l’enceinte critères dimensionnant pour les vannes de découplage)

L’arrêt du circulateur primaire est déterminant en cas d’échec de l’AAR



Accidents externes

Une étude conservative de perte du refroidissement par eau (onde de pression) du RCCS indique qu’une dépressurisation du circuit primaire est possible sans autre rejet que l’inventaire en PF du primaire (fuel intègre)

Distances de sécurité de l’ordre de 100 m résultant du risque hydrogène non rédhibitoires en particulier compte-tenu des petits inventaires H2 pour l’EHT et de la structure en cascade de l’IS

Des stockages tampon/ballons de taille raisonnable conduisent à des distances de sécurité de l’ordre de 300 mètres

Risque toxique (SO2) pour le cycle IS : attention à l’emplacement de la salle de commande



Réduction du risque

Exemple du monticule (étude CEA) réduction des conséquences

Réduction de la distance de 90 à 68 mètres pour un monticule de 50 m de haut

( )

( )

( )12

000

1

01

1

1

1122

111

−

−

⎟⎟⎟⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜⎜⎜⎜

⎝

⎛

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−++

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−−

−=

γγ

γγγ

γ

atm

d

atm

d

di

PP

PP

aa

PP

L

H



Réduction du risqueExemples US de réduction du risque

Perspectives


BILAN

Les études préliminaires (CEA, INL, HTTR (japon)) indiquent qu’il n’y a pas a priori de point bloquant pour coupler un VHTR à une installation chimique

Une approche de sûreté a été proposée et des outils d’évaluation sont disponibles(les USA étendent leur approche à celle du CEA (modèle RELAP) et le CEA a le savoir-faire pour compléter son approche avec celle de INL -> compétence EPS)

PERSPECTIVES

Elaboration d’un JDD CATHARE pour l’EHT études d’accidents internes

Le réacteur de référence pour la haute température étudié par le CEA est le RNR-G : l’approche, les outils et le savoir-faire sont disponibles pour étudier le couplage de ce réacteur à des procédés à haute température

Etudes du couplage pour d’autres applications non électrogène (pétrochimie, sidérurgie, …)

Rédaction d’un article de synthèse des études réalisées au CEA dans le NED

Références


S.B. DOROFEEV, « Evaluation of safety distances related to unconfined hydrogen explosions », 1st International Conference on Hydrogen Safety (ICHS), Pisa, Italy, September 2005

H. ANDERSEN et Coll., “ARAMIS : Accidental Risk Assessment Methodology for IndustrieS in the context of the Seveso II directive”, User guide, 2004

C.J.H VAN DEN BOSCH et col., “TNO Yellow Book, Method for the calculation of physical effects CPR 14E”, Sdu Uitgevers, 1997

F. Bertrand, F. Bentivoglio : " Preliminary transient analysis of the coupling of a VHTR with a hydrogen production plant with the CATHARE calculation code ", The 12th International Topical Meeting on Nuclear Reactor Thermal Hydraulics (NURETH-12), USA, Pittsburgh, October 1-5, 2007.

Bassi, A, Bertrand, F, Barbier, D, Aujollet, P and Anzieu, P, safety approach for couplingA VHTR with an Iodine Sulfur process cycle, 1st International Conference on Hydrogen Safety (ICHS), Pisa, Italy, September 2005

Utilisation non électrogène de la chaleur nucléaire ... · – Additional gas expansion required...

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