# Vers la prévision du déchirement d'une cuve de réacteur à eau pressurisée en cas d'accident

Nicolas Tardif, Michel Coret, Grégory Nicaise, Alain Combescure

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Nicolas Tardif, Michel Coret, Grégory Nicaise, Alain Combescure. Vers la prévision du déchirement d'une cuve de réacteur à eau pressurisée en cas d'accident. Matériaux et Techniques, 2009, 97 (4), pp.220-223. hal-01007430

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Submitted on 3 Jun 2017

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# Vers la prévision du déchirement d'une cuve de réacteur à eau pressurisée en cas d'accident

Par Nicolas Tardif<fnref n="1" />,<fnref n="2" />, Michel Coret<fnref n="1" />, Grégory Nicaise<fnref n="2" /> et Alain Combescure<fnref n="1" />

A travers une maquette de cuve de réacteur soumis à un chargement mécanique et thermique de type accident grave, des essais réalisés en laboratoire permettent de suivre l'initiation et la propagation de fissures en temps réel.

## Analyse prédictive d'une rupture de cuve de réacteur

Un accident grave est un accident au cours duquel le combustible du réacteur est significativement dégradé par une fusion plus ou moins complète du cœur.

Malgré toutes les dispositions de prévention mises en œuvre sur les réacteurs en exploitation d'EDF, le risque d'accident grave ne peut être totalement écarté et l'étude de ce type d'accident est une composante essentielle de la défense en profondeur. En particulier, la modélisation des phénomènes physiques susceptibles d'intervenir lors d'un accident grave permet d'évaluer les éventuelles conséquences radiologiques et leur cinétique d'apparition ainsi que la pertinence des mesures qui peuvent être mises en œuvre dans ces situations.

Au cours du déroulement d'un scénario d'accident grave sur un REP (Réacteur à Eau Pressurisée), un des points-clés est la tenue de la cuve du réacteur, lorsque celle-ci contient en son fond le produit de la fusion du cœur et de tous les matériaux internes de structure (Fig. 1). Ce mélange de matériaux fondus est dénommé « corium ». En s'épanchant en fond de cuve, il vient former un bain très calorifique, qui chauffe localement la paroi de la cuve à des températures supérieures à 900 °C [1]. L'acier du fond de cuve obéit alors à une loi de comportement viscoplastique. Dans le même temps, la pression de vapeur d'eau dans la cuve peut atteindre, suivant le scenario consi-

<figure><img src="image_2.png" /><figcaption>▲ Figure 1 : Schéma d'un réacteur en configuration accidentelle (TMI-2).</figcaption></figure>

<footnote n="1">¹ Université de Lyon, CNRS, INSA-Lyon, LaMCoS UMR5259, 69621, France ;</footnote>

<footnote n="2">² Institut de Radioprotection et de Sûreté Nucléaire, DSR/SAGR/BPhAG, BP 17, 92262 Fontenay-aux-Roses Cedex, France ;</footnote>
déré, quelques dizaines de bars. Une rupture de la cuve peut
ainsi se produire par fluage, sous l'effet de la contrainte de
pression interne et du poids du bain de corium. Le temps à
rupture, la taille finale de la brèche ainsi que sa localisation
sont des paramètres très importants pour la gestion de l'acci-
dent hors cuve.

L'objectif des essais ici présentés est ainsi de quantifier les
vitesses de propagation de brèche par un dispositif dont le dimen-
sionnement peut autoriser une transposition directe des résultats
à l'échelle de la cuve d'un REP.

Maquette analytique de cuve de réacteur en condition accidentelle

Des essais à l'échelle 1 étant beaucoup trop onéreux, nous avons
conçu une maquette constituée d'un tube fermé représentant la
cuve, et les conditions de chargement accidentelles sont produites
en chauffant le tube puis en appliquant une pression interne
superposée à un effort de traction. Plus précisément, les éprou-
vettes utilisées sont globalement tubulaires (Fig. 2) [2,3]. La partie
centrale est un cylindre de diamètre extérieur 24 mm, de 10 mm
de hauteur et de 0,8 mm d'épaisseur, ce qui représente globale-
ment les mêmes proportions que celles rencontrées sur une cuve
d'un REP. L'intérêt d'une structure tubulaire par rapport à un fond
sphérique est de pouvoir contrôler indépendamment la contrainte
axiale et la contrainte circonférentielle induite par la pression.
Ainsi, un plus grand nombre de chargements peut être envisagé,
correspondant soit à une rupture de fond de cuve, soit à une rup-
ture de la partie cylindrique. Un montage spécifique permet
d'installer l'éprouvette au sein d'une machine servo-hydraulique
de capacité 1 kN appliquant la contrainte axiale (Fig. 3). La mise
en pression est assurée par une alimentation contrôlée d'argon.
Enfin, le chauffage de la partie centrale de l'éprouvette est un
chauffage par induction de 6 kW dont les spires sont visibles en
figure 3. Le tout est placé dans une enceinte de sécurité munie de
3 hublots. En sus des mesures habituelles d'effort, de déplacement,
de température et de pression, deux caméras rapides et une
caméra infrarouge permettent de suivre l'avancée de la fissure sur
la totalité de la surface externe du tube (Fig. 4).

<figure><img src="image_3.png" /><figcaption>▲ Figure 2 : Géométrie de l'éprouvette.</figcaption></figure>

<caption>► Figure 4 : Disposition des caméras face à l'éprouvette.</caption>

<figure><img src="image_4.png" /><figcaption>▼ Figure 3 : Photo du dispositif expérimental.</figcaption></figure>

<figure><img src="image_5.png" /></figure>
Observation de la fissuration en temps
réel : une vitesse maximale de 2m/s

L'essai présenté ici a été réalisé à 1000 °C sous une contrainte axiale de 58 MPa et une contrainte circonférentielle de 34 MPa obtenue par la mise en pression de l'éprouvette (Fig. 5). La température est homogène avec une variation spatiale et temporelle d'environ +/−20 °C et le chargement mécanique est maintenu constant jusqu'à la fissuration (Fig. 6) à partir de laquelle il n'est plus possible de réellement contrôler l'état de contraintes (dépressurisation rapide du tube). Ainsi, pendant les 20 dernières millisecondes, le rapport de la contrainte axiale à la contrainte circonférentielle n'est plus constant et la consigne en effort de la machine n'est plus suivie par l'asservissement.

La propagation de la fissure sur toute la circonférence du
tube dure environ 300 ms. L'initiation, facilement détectable
par la baisse de pression (Fig. 8), est plus difficile à observer
sur les images des différentes caméras. Une fois cette fissure
initiale légèrement ouverte, elle apparaît plus clairement sur
les premières images des caméras (CAM2 et infrarouge en Fig.
7). La couleur sensiblement différente des lèvres de la fissure
montre que le gaz en sortant les refroidit. D'autres fissures

apparaissent ensuite (à partir de 542,198 s) pour finalement
toutes se rejoindre et rompre complètement l'éprouvette dans
un délai de 100 ms.

Avec un tel scénario, la propagation de la fissure résulte de
deux étapes principales. Dans un premier temps, la propagation
est stable car le travail des efforts extérieurs est converti en éner-
gie de déformation viscoplastique et énergie de surface portée par
les lèvres de la fissure (Fig. 8). La vitesse de propagation est alors
de l'ordre de 30 mms⁻¹, puis s'accélère pour aboutir à une phase
de propagation instable. Durant cette seconde étape, une part
importante du travail des efforts extérieurs est convertie en accé-
lération et la vitesse de propagation de fissure atteint 2 ms⁻¹.

Avec l'ouverture des fissures, on observe la dépressurisation
rapide de l'éprouvette (Fig. 9). L'initiation de la dépressurisation
est un bon indicateur de début de fissuration et son évolution est
corrélée à la surface fissurée. Après traitement des images des
caméras, l'aire fissurée peut être encadrée (Fig. 9). Enfin, la
dépressurisation mesurée est comparée à une loi de détente adia-
batique de gaz parfait qui semble ici bien adaptée.

D'un point de vue beaucoup plus microscopique, il est
intéressant de voir sur une image obtenue en microscopie
électronique à balayage (Fig. 10) que le faciès de rupture est

FIGURE 5

<figure><img src="image_6.png" /></figure>

FIGURE 6

<figure><img src="image_7.png" /><figcaption>◀ Figure 5 : Evolution temporelle du chargement mécanique.</figcaption></figure>

<caption>◀ Figure 6 : Evolution du chargement pendant la rupture.</caption>

<figure><img src="image_8.png" /><figcaption>▼ Figure 7 : Photos prises par la caméra rapide et infrarouge pendant la fissuration.</figcaption></figure>
particulièrement pointu. A cette température, la rupture n'est que
le stade ultime de séparation d'une paroi très amincie par la
déformation viscoplastique.

Résultats principaux

Le dispositif expérimental proposé permet une exploration des scé-
narii de rupture de cuve à une échelle raisonnable et représentative.

Les très nombreux résultats issus de l'exploitation des essais (mesures globales, vitesses de fissuration, dépressurisation) constituent une base de données précieuse et pourront être comparés à des simulations numériques futures. Par ailleurs, les résultats mettent clairement en évidence que l'énergie nécessaire à la fissuration n'est qu'une petite partie de l'énergie dissipée par déformation viscoplastique et par extension une infime partie du réservoir d'énergie disponible via le chargement mécanique. Cela tend à montrer que la prédiction de la fissuration est un problème délicat par son instabilité et sa dépendance au chargement mécanique, qui pourra sensiblement varier dans le cas réel d'une cuve de réacteur en situation de fusion de cœur.

A noter :

Cette problématique de recherche a commencé dans
les années 90. Le lecteur intéressé pourra se reporter
aux travaux Américains [4,5] et Français [6–8].

◀ Figure 8 : Evolution de la longueur de fissure en fonction du temps.

◄ Figure 9 : Evolution expérimentale et simulée de la pression, et de l'aire
fissurée en fonction du temps.

▼ Figure 10 : Photo en microscopie électronique du faciès de rupture.

<figure><img src="image_9.png" /></figure>

<figure><img src="image_10.png" /></figure>

<figure><img src="image_11.png" /></figure>

Bibliographie

[1] Three Miles Island Reactor pressure Vessel investigation project, Achievements and Significant Results OECD, 1993

[2] N. Tardif, M. Coret, A. Combescure, *Unstable crack propagation under severe accident scenario conditions in a pressurized water reactor*, in Proceedings of the ASME PVP09 conference, 2009

[3] Nicolas Tardif, Étude du comportement à haute température d'une fissuration instable dans l'acier 16MND5 et application au calcul de la rupture d'un fond de cuve en cas d'accident grave, Thèse de doctorat, INSA de Lyon, soutenance 10/12/2009

[4] L.L. Humphries et al., OECD Lower Head Failure project Final report, Tech. Rep. Report OECD/NEA/CSNI/2(2002)27, OECD, 2002

[5] B. Sehgal et al., *Nuclear Engineering and Design* **235** (2005) 213-232

[6] V. Koundy, I. Cormeau, *Nuclear Engineering and Design* **235** (2005) 845-853

[7] V. Koundy, F. Fichot, H.G. Willschuetz, E. Altstadt, L. Nicolas, J.S. Lamy, L. Flandi, *Nuclear Engineering and Design* **238**, (2008) 2420-2429

[8] V. Koundy, C. Caroli, L. Nicolas, P. Matheron, J.M. Gentzbittel, M. Coret, *Nuclear Engineering and Design* **238** (2008) 2411-2419