Source: http://exploredoc.com/doc/2508595/bn3750
Timestamp: 2018-10-22 09:37:47+00:00

Document:
Chimie de l’eau et corrosion
Direction technique du Groupe des laboratoires d’Électricité de France
Département d’Études du comportement des matériaux du Commissariat
Rappel des propriétés physico-chimiques de l’eau ........................
Dissociation, pH ...........................................................................................
Propriétés oxydoréductrices.......................................................................
Corrosion....................................................................................................
Milieu primaire.............................................................................................
2.1.1 Relâchement et transport des produits de corrosion ......................
2.1.2 Gaines des éléments combustibles ..................................................
2.1.3 Structures internes .............................................................................
2.1.4 Corrosion sous contrainte (CSC) des alliages de nickel ..................
Milieu secondaire ........................................................................................
2.2.1 Générateur de vapeur ........................................................................
2.2.2 Circuit secondaire. Corrosion-érosion des aciers au carbone ........
2.2.3 Condenseur .........................................................................................
Chimie de l’eau dans les REP ...............................................................
Préparation et spécification de l’eau des circuits REP..............................
3.1.1 Eau d’appoint ......................................................................................
3.1.2 Eau du circuit primaire .......................................................................
3.1.3 Circuit secondaire ...............................................................................
3.1.4 Eau des circuits auxiliaires.................................................................
Contrôle en ligne, maintien des spécifications chimiques.......................
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Doc. BN 3 750
uels que soient les avantages qu’elle peut présenter, la production
d’électricité à partir de l’énergie nucléaire se doit de rester compétitive par
rapport aux autres sources d’énergie en garantissant un niveau de sécurité élevé
et un prix de revient faible. La bonne tenue à la corrosion des matériaux est un
des facteurs clés pour ces deux enjeux. Le premier point exige de pouvoir assurer
l’intégrité des matériaux de structure tout au long de la vie du réacteur en limitant
les dégradations et les conséquences du vieillissement sous l’effet de la température, du rayonnement et de l’environnement chimique. La sûreté des réacteurs à eau sous pression (REP) est en effet basée sur le principe d’une triple
barrière autour du combustible nucléaire : la gaine, la paroi du circuit primaire
et l’enceinte de confinement. Le coût de production quant à lui dépend aussi
directement de la bonne tenue des matériaux en permettant un taux de disponibilité maximal et une diminution des coûts de maintenance associés aux
contrôles en service et aux interventions pour réparer d’éventuels dommages.
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Dans sa définition normalisée (NF EN ISO 8044), la corrosion désigne les processus d’interactions physico-chimiques intervenant entre un métal et son environnement et conduisant à une dégradation de la fonction du métal, du milieu
environnant ou du système technique dont ils font partie. En d’autres termes,
c’est dire que la résistance à la corrosion n’est pas une propriété intrinsèque
d’un matériau mais qu’elle dépend essentiellement du milieu environnant. La
maîtrise des problèmes de corrosion passera donc tant par un choix judicieux
des matériaux que par un contrôle rigoureux de la composition chimique des
milieux. C’est ce qui justifie l’association, dans une même présentation, de la
corrosion et de la chimie de l’eau.
Le lecteur pourra consulter utilement les articles spécialisés du traité Métallurgie ainsi que dans ce traité, les articles décrivant la technologie des réacteurs
à eau pressurisée et la rubrique « Structure des réacteurs nucléaires ».
1. Rappel des propriétés
Dans les REP, l’eau est utilisée en tant que modérateur et caloporteur dans le circuit primaire et dans le circuit secondaire comme
fluide thermodynamique pour transformer la chaleur en énergie
mécanique au moyen d’un cycle de Carnot mettant en jeu le liquide
et sa vapeur. Les performances de la machine thermique ainsi
constituée vont dépendre essentiellement des propriétés physiques
de l’eau. Néanmoins, les propriétés physico-chimiques vont directement intervenir dans les processus de corrosion et, de ce fait, il
est nécessaire de bien les caractériser dans les conditions de fonctionnement des REP, c’est-à-dire à des températures atteignant
325 o C et des pressions de l’ordre de 150 bar (la température
critique de l’eau est de 375 oC).
On peut rappeler que l’eau est un électrolyte faiblement dissocié
donnant naissance à des protons solvatés et des ions hydroxyl. La
constante de dissociation de l’eau pure et utilisable pour les solutions diluées s’écrit sous la forme :
les activités (assimilables ici aux concentrations)
et OH–.
Cette constante de dissociation, qui caractérise l’équilibre
d’acido-basicité de l’eau, varie avec la température en présentant
une valeur maximale vers 250 oC. De ce fait, le pH de l’eau pure
(qui par définition est celui de la neutralité puisque a + = a – )
passe par un minimum (pH = 5,6), à la même température. Le pH
joue un rôle prépondérant dans tous les processus de corrosion et
dans tous les équilibres de solubilité des espèces chimiques. Il
varie en fonction de la température selon les espèces en présence
Pour le milieu primaire contenant de l’acide borique et de
l’hydroxyde de lithium, le pH évolue peu avec la température
tandis qu’il diminue très significativement lorsque la température
augmente pour le milieu secondaire contenant l’un ou l’autre des
réactifs alcalins utilisés, l’ammoniaque ou la morpholine, amine de
formule C4H9NO (§ 3.1.3).
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H3BO3 (B = 600 mg/kg) + LiOH (Li = 1,3 mg/kg)
Ammoniaque ([NH4] = 3 mg/kg)
Morpholine (6 mg/kg)
Figure 1 – Variation du pH en fonction de la température
Du fait de la structure de la molécule d’eau et de sa permittivité
relative élevée, l’eau a un pouvoir de dissolution élevé vis-à-vis des
espèces ioniques ainsi qu’un fort pouvoir d’hydratation, notamment
des cations. L’eau peut réagir chimiquement avec certains ions pour
former des oxydes plus ou moins hydratés. Ces réactions d’hydrolyse sont importantes à prendre en compte pour la formation des
précipités susceptibles de se déposer dans les circuits REP.
1.2 Propriétés oxydoréductrices
L’eau constitue un système oxydoréducteur particulièrement
important à considérer puisque son domaine de stabilité sera limité
par ses réactions d’oxydation et de réduction que l’on peut écrire :
H 2 O!1/2 O 2 + 2H + + 2e –
H 2 O + e – !OH – + 1/2 H 2
_____________________________________________________________________________________________ CHIMIE DE L’EAU ET CORROSION DANS LES REP
Cette équation est représentée par la droite b du diagramme
potentiel-pH pour une température de 300 oC (figure 2). À titre indicatif, on a reporté sur le même diagramme les équilibres relatifs au
fer et à ses oxydes en présence d’eau.
On remarque que, comme pour tous les matériaux métalliques
utilisés dans les circuits REP, l’eau joue un rôle d’oxydant. De ce
fait, tous les alliages métalliques présents auront tendance à être
oxydés soit sous forme d’espèces dissoutes soit sous forme
d’oxydes dont les épaisseurs iront, selon les matériaux et les
conditions de fonctionnement, de quelques nanomètres à quelques centaines de micromètres. En d’autres termes, la thermodynamique indique que la seule forme chimique stable de tous les
matériaux métalliques présents est l’oxyde.
FeO4 ??
Potentiel ( V / EHN)
Ce ne sont donc que pour des considérations purement cinétiques que les circuits pourront coexister avec l’eau. Les propriétés
des oxydes (porosité, structure, solubilité) ainsi que les vitesses de
réactions en fonction du pH, du potentiel redox et de la température contrôleront donc tous les processus de corrosion et de transport des espèces chimiques.
pH300 °C
Figure 2 – Diagramme potentiel-pH du fer à 300 oC (d’après [1])
Il est commode, dans les REP, de distinguer les processus de
corrosion se produisant dans chacun des circuits compte tenu de
la différence des milieux [2]. Le circuit primaire est caractérisé par
une chimie parfaitement maîtrisée (absence d’impuretés) avec un
niveau de rayonnement élevé et la présence exclusive de matériaux nobles (aciers inoxydables, alliages de nickel, alliages de zirconium) (tableau 1). En outre, une pression supérieure à la
pression des circuits, avec lesquels il se trouve en interface, limite
considérablement les risques de pollution du circuit primaire.
Compte tenu de l’implication de protons et d’électrons dans ces
équilibres, la valeur du potentiel électrochimique correspondant
aux équilibres de ces réactions variera avec le pH (pH = – lg a + ).
Pour la réaction de réduction de l’eau qui est la seule à considérer
dans les milieux REP, la valeur du potentiel d’équilibre est donnée
par l’expression de la loi de Nernst :
E = – RT/F ln ( p H2 ) 1 / 2 – 2,3 RT/F pH
Tableau 1 – Composition chimique (en % en masse) des alliages utilisés dans les REP
(appellation usuelle)
– 13 % Cr
– (AISI) 304L
– (AISI) 309L
– (AISI) 316L
P,S < 0,025 et Co < 0,2
– Alliage 600
Co < 0,1
– Alliage 690
Co < 0,035
– Alliage X-750
– Alliage 718
– Alliage 800
Alliages de zirconium :
– Zircaloy 4
– Zr-Nb
.............. ............... ..............
Nb = 1 - O = 0,12
– cupronickel Cu/Ni 30
Cu 70 - Zn 30 %
(ou Zn 29 % et 1 % Sn)
Alliage de titane :
– Ti Grade 2
.............. ............... O B 0,25 - Ti : reste
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Au contraire dans le circuit secondaire, on peut trouver
localement des concentrations différentes de celle du circuit
principal, du fait des processus d’ébullition dans le générateur de
vapeur (GV) ainsi qu’une grande variété de matériaux métalliques
(aciers au carbone, aciers peu ou faiblement alliés, alliages de
nickel, de cuivre). Enfin, la présence de portions du circuit à pression
inférieure à la pression atmosphérique, notamment au niveau du
condenseur, refroidi par de l’eau brute, est une source potentielle
d’entrée de polluants dans le circuit secondaire.
On pourra se reporter utilement à l’article [BN 3 730] Structures
des réacteurs nucléaires. Aciers spéciaux.
Molalité (nmol/kg)
2.1.1 Relâchement et transport des produits
La conséquence première de la corrosion est parfois une modification de la composition chimique du milieu sans dégradation
notable du matériau métallique lui-même. C’est ce phénomène que
l’on rencontre dans la corrosion généralisée du circuit primaire
dont le résultat est un dépôt de produits de corrosion radioactifs
sur les surfaces du circuit primaire qui constitue notamment une
nuisance importante pour le personnel d’exploitation et de maintenance des réacteurs.
Cette contamination a pour origine l’oxydation par l’eau des
alliages Fe-Cr-Ni (revêtement en acier inoxydable 309 L de la cuve,
structures internes en acier inoxydable 304 L ou 316 L, Alliages 600
ou 690 employés pour les tubes de GV). Le film constitué d’oxydes
mixtes, de structure spinelle, n’est pas homogène sur toute son
épaisseur. Au voisinage du métal, il s’agit d’un chromite de type
(Cr, Fe, Ni)3O4 ; en partie externe, il est constitué de ferrites de
nickel et cobalt de formule générale (Fe x Ni y Co z )O 4 avec
x + y + z = 3. Malgré son caractère protecteur, ce film de quelques
micromètres d’épaisseur présente une solubilité. La vitesse de
solubilisation (relâchement) est de l’ordre de quelques milligrammes par décimètre carré et par mois et le milieu primaire
véhicule ainsi des ions métalliques ou des colloïdes d’oxydes qui,
après irradiation au voisinage du cœur, peuvent se déposer ou
s’incorporer dans le film d’oxyde, selon les valeurs locales des
produits de solubilité.
[ H2] = 17 cm3/kg (TPN : 0 °C, 1 bar)
Figure 3 – Solubilité du ferrite de nickel à 300 oC
en fonction du pH [3]
en cobalt doit être rigoureusement contrôlée à la plus faible valeur
industriellement réalisable. De même, le remplacement des grilles
de maintien des éléments combustibles en Alliage 600 par du zircaloy a constitué un progrès notable.
Une autre voie pour diminuer le taux de relâchement et le dépôt
des produits de corrosion consiste à agir sur la chimie de l’eau.
L’approche actuelle est de fixer le pH de fonctionnement du fluide
primaire à une valeur pour laquelle, d’une part, la solubilité des
spinelles est minimale et, d’autre part, la variation de solubilité en
différents points du circuit est minimale. Ce pH optimal est de 7,2
à 300 oC (figure 3). On verra plus loin (§ 3.1.2) que cette valeur
optimale ne peut pas toujours être respectée du fait que, en début
de cycle, la teneur en acide borique est élevée. Ainsi, la quantité de
lithine nécessaire pour obtenir le pH souhaité, dépasserait la valeur
admissible vis-à-vis des risques potentiels de corrosion des gaines
en alliage de zirconium.
À un pH donné, cette solubilité varie fortement avec la température. Le minimum de solubilité se situe dans la zone de température
de fonctionnement des REP, soit 285 à 340 oC.
On peut également diminuer la corrosion généralisée des surfaces du circuit primaire en utilisant un inhibiteur de corrosion. Des
investigations sont en cours avec des sels de zinc qui se substitue
au cobalt dans les couches d’oxydes.
Les ions auront ainsi tendance à être transportés depuis les zones
où la solubilité est élevée vers celles à solubilité plus faible. Ainsi,
lors des variations de température dans le réacteur, on peut avoir
une migration importante des produits de corrosion radioactifs.
C’est le cas en particulier lors de la mise à l’arrêt du réacteur, avec
baisse de température et aération du circuit qui provoquent une
solubilisation importante des oxydes radioactifs.
Un des moyens essentiels de limiter les conséquences des
produits de corrosion radioactifs présents dans le circuit est
d’optimiser les procédures de mise à l’arrêt à froid du réacteur. On
cherche ainsi à limiter (« bloquer ») le relâchement par solubilisation de ces oxydes et à procéder à une épuration accrue du circuit
sur filtres et sur résines échangeuses d’ions, afin d’éliminer une partie de ces composés radioactifs.
Deux isotopes radioactifs, le 58Co et le 60Co contribuent pour plus
de 80 % au débit de dose au voisinage des parois. Ils se forment
par capture d’un neutron, le premier à partir du nickel, le second à
partir du cobalt présent en tant qu’impureté des alliages de nickel,
ces deux éléments ayant des propriétés chimiques très voisines. Le
cobalt provient aussi du relâchement des alliages durs de type stellite utilisés pour la robinetterie. Le 60Co a un rayonnement γ très
énergétique et une période radioactive de 5,25 ans, celle du 58Co
n’étant que de 71,3 jours. Le rapport 60Co/58Co a donc tendance à
croître au cours du temps.
La limitation du relâchement et de la contamination du circuit
primaire qu’elle entraîne découle tout naturellement du mécanisme qui en est à l’origine. Compte tenu de leur surface, les circuits d’échange (tubes de générateurs de vapeur) en Alliage 600 ou
690 contribuent à la majeure partie du relâchement et leur teneur
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2.1.2 Gaines des éléments combustibles
Le gainage des éléments combustibles des REP utilise essentiellement des alliages de zirconium en raison de leur faible section de
capture des neutrons thermiques et de leur bonne résistance à la
corrosion dans l’eau ou la vapeur à haute température, par formation d’une couche d’oxyde protecteur. L’alliage actuellement le plus
répandu est le Zircaloy-4 dont la composition a été ajustée, notamment en éliminant le nickel, pour minimiser l’absorption d’hydrogène, produit par réduction de l’eau qui, précipitant sous forme
d’hydrure, fragilise le matériau.
L’oxydation des alliages de zirconium est très dépendante de
leur structure métallurgique qui résulte de la succession des traite-
ments thermomécaniques subis par le métal pour l’élaboration des
La croissance de la couche de zircone s’effectue à l’interface métaloxyde par diffusion lacunaire des ions oxygène O2–. Cette transition
cinétique semble être associée à une transformation allotropique
locale de la zircone au voisinage du métal. Initialement de structure
quadratique (forme stable en raison des contraintes de compression
élevées auxquelles la zircone est soumise à l’interface), la zircone
évolue vers une structure en deux couches : une zone interne d’épaisseur constante, de l’ordre du micromètre, qui reste quadratique, et
une zone externe poreuse, fissurée, de structure monoclinique.
Enfin, au-delà de 100 µm d’épaisseur, la zircone a tendance à se desquamer.
On observe que la cinétique d’oxydation des alliages de zirconium
est plus élevée (facteur voisin de 3) en réacteur qu’en autoclave ou
en boucle, même sous flux thermique. Plusieurs explications sont
actuellement proposées pour rendre compte de cette augmentation
de la vitesse d’oxydation sous flux neutronique :
— enrichissement en lithium au sein des pores de la zircone,
sous l’effet du flux thermique et par réaction nucléaire 10B(n,α)7Li.
On connaît depuis longtemps l’effet très néfaste des ions lithium
sur la cinétique d’oxydation du zircaloy. C’est pour cette raison que
la concentration en lithium est actuellement limitée à 2,2 mg/kg
dans le milieu primaire ;
— effet de la radiolyse de l’eau qui peut conduire à une augmentation du potentiel redox au sein de l’oxyde ;
— évolution de la structure du métal et de l’oxyde sous flux neutronique notamment par amorphisation des composés intermétalliques Zr(Fe, Cr)2 présents dans le Zircaloy-4.
Il faut enfin mentionner que le fluage de la gaine peut conduire
au développement de contraintes d’extension sur la paroi interne
de la gaine du fait de son interaction avec les pastilles de
combustible. En présence d’iode (produit de fission), le zircaloy peut
alors se fissurer par un processus de corrosion sous contrainte.
La tendance à augmenter le taux de combustion des
combustibles REP (60 à 70 au lieu de 45 GWj/t) ainsi qu’une fréquence accrue des variations de puissance des réacteurs nécessitent impérativement une amélioration de la résistance à
l’oxydation des matériaux de gaine soit par l’optimisation des
matériaux actuels (par exemple optimisation de la teneur en étain
du Zircaloy-4 ), soit par la mise au point de nouvelles nuances
notamment dans la famille des alliages Zr-Nb.
2.1.3 Structures internes
Du fait de la proximité du cœur, les internes de cuve des REP,
construits en acier inoxydable austénitique, sont fortement irradiés
ce qui entraîne des modifications importantes de leur structure
métallurgique. Plusieurs cas de fissuration intergranulaire ont été
observés sur les gaines de grappe en acier 304L écroui ainsi que
sur les vis en acier 316L écroui qui servent à l’assemblage des
panneaux de cloisonnement situés autour du cœur. Le mécanisme
de cet endommagement souvent désigné par corrosion sous
contrainte assistée par l’irradiation (IASCC en anglais) n’est pas
encore parfaitement élucidé.
Il apparaît que, malgré la difficulté d’estimer correctement les
contraintes appliquées, le seul effet de l’irradiation neutronique sur
les propriétés mécaniques (perte de ductilité, fluage sous irradiation...) ne permet pas d’expliquer les ruptures observées. La création de lacunes par le bombardement neutronique entraîne des
processus de diffusion des éléments d’alliage notamment vers les
joints de grain. Ainsi sur l’acier 316L on mesure un appauvrisse-
Dans l’intervalle 250 à 350 oC, la cinétique d’oxydation du zircaloy
suit tout d’abord une loi de type cubique, la couche de zircone formée, de couleur noire, étant adhérente et protectrice. Au-delà d’une
épaisseur de 2 à 3 µm, la loi cinétique se modifie (transition cinétique) et la vitesse de corrosion devient pratiquement constante.
Figure 4 – Ségrégation intergranulaire (en l’absence
de toute précipitation) observée au voisinage de la zone
de rupture intervenue près de la collerette [4]
ment des joints en chrome, fer et molybdène et un enrichissement
en nickel et silicium (figure 4).
On sait que les aciers inoxydables austénitiques ayant subi un
traitement thermique de sensibilisation (déchromisation des joints
de grain par précipitation de carbure Cr23C6) sont susceptibles de
se fissurer sous contrainte dans l’eau à haute température
contenant de l’oxygène (quelques centaines de microgrammes par
kilogramme). C’est ce phénomène qui a été à l’origine des fissurations importantes rencontrées dans les circuits des réacteurs à eau
bouillante (REB) au voisinage des joints soudés. Dans le cas des
REP, l’injection d’hydrogène à des concentrations de l’ordre de
25 mL/kg d’eau (TPN : 0 oC, 1 bar) dans le circuit primaire maintient
normalement le potentiel redox du milieu à des valeurs suffisamment faibles pour que cette fissuration, observée en milieu REB, ne
puisse se produire. Toutefois dans le cas des vis de cloisonnement,
le filetage ainsi que son logement constituent une zone stagnante
où le milieu primaire est difficilement renouvelé et au sein duquel
on ne peut exclure que l’activité des espèces oxydantes créées par
radiolyse puisse fluctuer.
On sait également que les aciers inoxydables austénitiques sont
sensibles à la fissuration sous contrainte en milieu caustique, la
déchromisation des joints de grain augmentant cette tendance [5].
Sous l’effet de l’échauffement γ, la lithine peut se concentrer dans
les zones confinées, tel l’espace entre la vis et son logement, et
conduire ainsi à une fissuration de l’acier dans un milieu de pH
élevé. Si ce mécanisme est avéré, une meilleure circulation du
fluide, par exemple par perçage de lumières au niveau du filetage
des logements de vis usinés dans les plaques, pourrait contribuer
à résoudre le problème. L’utilisation d’un alliage plus stable sous
irradiation, tel que l’acier inoxydable 316 Ti développé pour les
gaines de réacteurs à neutrons rapides, est également envisagé.
2.1.4 Corrosion sous contrainte (CSC)
des alliages de nickel
Près de 80 % de la surface métallique du circuit primaire sont
composés d’alliages inoxydables Fe-Cr-Ni, utilisés en raison de leur
bonne résistance à la corrosion. L’acier inoxydable est utilisé soit à
l’état massif (forgé ou moulé) pour la tuyauterie, soit en placage
comme dans la cuve. Quant au faisceau tubulaire des générateurs
de vapeur (GV), il est réalisé dans un alliage plus riche en nickel.
En France, le recours à la licence américaine s’est accompagné de
l’utilisation initiale d’Alliage 600. Ce choix était fondé sur une résistance de ce matériau à la fissuration par corrosion sous contrainte
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en présence de chlorures. Il s’agissait ainsi de se prémunir contre
une corrosion côté secondaire par une contamination en chlorure
provoquée par une entrée d’eau brute de refroidissement au
L’expérience industrielle a ainsi confirmé les résultats d’essais de
laboratoire conduits à la fin des années 1950 par le CEA [5] et qui
avaient montré, contre toute attente, une susceptibilité à la fissuration par corrosion sous contrainte des alliages base nickel, notamment de l’Alliage 600, dans l’eau à haute température (300 à
350 oC). Depuis cette époque, de très nombreuses études ont été
entreprises sur ce processus de corrosion afin notamment de
déterminer les rôles respectifs des paramètres liés au métal
(composition de l’alliage, microstructure...), au milieu (composition
chimique, potentiel redox) ou aux conditions locales telles que la
température et les contraintes mécaniques. Les résultats obtenus
n’ont pas encore permis d’identifier précisément le mécanisme mis
en jeu dans cette CSC. Divers processus sont actuellement proposés pour rendre compte de ce mode d’endommagement. On peut
brièvement citer les familles de modèles proposés [6] :
— dissolution localisée par rupture de film (H.L. Logan, F.P. Ford) ;
— fissuration assistée par l’hydrogène : effet de pression interne
(C.A. Zapfe) ; diminution de l’énergie de surface (N.J. Petch) ; facilitation du cisaillement (X. Pei) ; décohésion par concentration dans
les zones de contraintes triaxiales (A.R. Troiano, R.A. Oriani) ;
— clivage induit par le film (K. Sieradzki, R.C. Newman) ;
— oxydation interne (P. Scott) ;
— effet de plasticité localisée (D.A. Jones, T. Magnin).
Néanmoins, la connaissance des facteurs contrôlant cette fissuration a permis de proposer un certain nombre de remèdes.
■ Composition des alliages
On constate (figure 7) que les alliages inoxydables Fe-18 %Cr
ayant une teneur en nickel au-delà de 65 à 70 % en masse se fissurent
sous contrainte dans l’eau désaérée à haute température [7]. Il apparaît donc que, pour éviter tout problème de CSC, il convient de choisir
des alliages à teneur moyenne en nickel tels que l’Alliage 800 ou
l’Alliage 690. Ce dernier, moins riche en nickel que l’Alliage 600, mais
avec une teneur plus élevée en chrome, est désormais préconisé par
la plupart des constructeurs, notamment Framatome, pour la fabrication des GV.
Les Allemands (Siemens-KWU) préconisent l’Alliage 800, développé avant le 690, et dont le retour d’expérience est également favorable. Les pays de l’Est utilisent des aciers inoxydables traditionnels
de type 18 % Cr - 10 % Ni pour des raisons économiques et industrielles.
■ Structure métallurgique
La structure la moins sensible à la fissuration sous contrainte
dans l’eau à haute température est caractérisée par une précipitation intergranulaire semi-continue de carbures de chrome (Cr7C3) et
l’absence de carbures intragranulaires [8]. Pour des alliages ayant
une teneur en carbone de 0,02 à 0,03 % en masse, une telle structure
peut être obtenue par un recuit à température élevée (> 1 000 oC)
suivi d’un revenu à 700 oC pendant 12 h.
BN 3 750 − 6
Figure 5 – Corrosion intergranulaire et fissuration par corrosion
sous contrainte d’un tube en Alliage 600 extrait d’un générateur
de vapeur de centrale REP après 100 000 h de fonctionnement
[cliché EDF-GDF]
Fissuration côté primaire
(et secondaire)
(transition de dudgeonnage)
Fissuration côté secondaire
Plaque à tubes
(320° C) (280° C)
Figure 6 – Zones de fissuration par corrosion sous contrainte
dans les générateurs de vapeur
Le retour d’expérience français et étranger des trente dernières
années a montré l’apparition de très nombreuses fissures sur les
composants en Alliage 600 et le problème constitue toujours la première cause de bouchage des tubes de GV. Depuis dix ans, les GV
mis en service sont fabriqués avec des tubes en Alliage 690, à plus
forte teneur en chrome, insensibles à cette fissuration due à un processus de corrosion sous contrainte. Cette forme de corrosion localisée se manifeste par le développement de fissures intergranulaires
dans l’ Alliage 600 (figure 5), dans les zones soumises à des
contraintes mécaniques d’extension (figure 6). Il peut s’agir de
contraintes appliquées liées aux différences de pression et de température ou à des contraintes résiduelles résultant d’une déformation des tubes lors de leur fabrication (cintrage) ou de leur mise en
place (dudgeonnage des tubes dans la plaque tubulaire).
ou chlorurée
Ni (% en masse)
18 % Cr-10 % Ni
20-23 % Cr
27-31 % Cr
14-17 % Cr
Figure 7 – Influence de la teneur en nickel sur la sensibilité
à la fissuration par corrosion sous contrainte à haute température,
dans l’eau pure ou chlorurée, d’alliages Fe-17 %Cr-Ni [7]
Cette durée permet d’obtenir une réhomogénéisation de la
teneur en chrome de l’alliage au voisinage des carbures et d’éviter
ainsi une structure « sensibilisée ». Un tel traitement a été appliqué
industriellement à partir de 1979 à l’ensemble des tubes en Alliage
600, pendant que le nouvel Alliage 690 était mis au point et testé
en laboratoire. L’effet bénéfique d’un traitement de précipitation à
700 oC se retrouve en milieu caustique tant sur l’Alliage 600 que
sur l’Alliage 690. De ce fait, les tubes en Alliage 690 sont également
traités thermiquement (5 h à 700 oC). On admet généralement que
la présence de ces carbures intergranulaires peut ralentir fortement
le glissement intergranulaire et donc la vitesse de fissuration dans
l’hypothèse où elle serait contrôlée par un tel glissement.
■ Contrainte
Lors d’essais de CSC sur l’Alliage 600, dans l’eau à haute température, la durée de vie tf des éprouvettes peut s’exprimer ainsi :
tf = kσ –4
σ la contrainte appliquée,
k une constante liée à la sensibilité du matériau et aux
conditions d’essais.
Cette influence très marquée de la contrainte a donc conduit à
réduire les contraintes résiduelles d’extension présentes dans les
tubes en Alliage 600 en utilisant les moyens suivants :
— détensionnement des cintres de petit rayon (2 h à 700 oC) ;
— mise en compression locale des zones de transition de dudgeonnage par microbillage ou micromartelage.
L’existence d’une contrainte minimale de fissuration n’est pas
clairement établie. Néanmoins des valeurs de l’ordre de 300 N/mm2
sont souvent avancées pour l’Alliage 600. La contrainte appliquée
a pour effet de provoquer le fluage du matériau. Les essais réalisés
à vitesse de déformation imposée montrent que c’est plus vraisemblablement ce dernier paramètre qui est la grandeur pertinente à
prendre en compte pour caractériser la résistance à la CSC de
l’Alliage 600.
■ Température
La fissuration par corrosion sous contrainte de l’Alliage 600 est
d’autant plus rapide que la température est élevée ; c’est la raison
pour laquelle le phénomène apparaît d’abord sur les jambes
chaudes des tubes cintrés, du côté primaire. Si l’on considère une
valeur moyenne de 180 kJ · mol–1 pour l’énergie d’activation apparente du phénomène de CSC, cela conduit à une expression du
temps à fissuration en fonction de la température de la forme :
tf = k ’σ –4 exp(22 000/T )
qui correspond à un facteur 2 pour un écart de 11 oC à la température de fonctionnement d’environ 320 oC du circuit primaire.
■ Influence de l’hydrogène
Parmi les espèces chimiques présentes dans le milieu primaire,
acide borique, lithine, hydrogène, ce dernier a une influence marquée sur la CSC de l’Alliage 600. Cette sensibilité à la fissuration présente un maximum pour une pression partielle d’hydrogène qui
correspond à une concentration de 50 mL · kg–1 (TPN : 0 oC, 1 bar).
Le potentiel redox imposé par cette concentration en hydrogène
correspond sensiblement à celui de l’équilibre Ni/NiO, ce qui pourrait traduire le rôle important de la composition de l’oxyde présent
sur l’Alliage 600, sur le processus de CSC. On ne peut cependant
exclure également un mécanisme où l’hydrogène interviendrait par
son rôle fragilisant dans le métal.
■ Influence du lithium
La concentration en lithium dans le circuit primaire a également
une influence sur la cinétique de CSC qui augmente avec la teneur
en lithium. Toutefois, en raison de sa limitation à 2,2 mg/kg pour
contenir le risque de corrosion des gaines de combustible en zircaloy, l’impact des fluctuations de la concentration en lithium sur la
CSC de l’Alliage 600 est marginal.
Dans les REP, l’utilisation de l’Alliage 600 n’est pas limitée au
faisceau tubulaire des GV. Autour des années 1990, des fissures
ont été observées sur certains adaptateurs de couvercle de cuve
ainsi que sur les piquages d’instrumentation des pressuriseurs.
Dans tous les cas, les fuites observées avaient pour origine une fissuration par CSC de l’ Alliage 600 dans les zones de forte
contrainte. L’utilisation systématique de l’Alliage 690 pour le remplacement des pièces endommagées a permis de résoudre le problème.
Certains alliages à haute résistance sont utilisés dans le circuit
primaire pour la confection de pièces de boulonnerie. Il faut citer
en particulier les broches de centrage des tubes-guides en Alliage
X-750. À la fin des années 1970, de nombreux cas de fissuration ont
été observés sur ces pièces (au nombre de 120 à 150 par réacteur)
qui sont soumises à des contraintes mécaniques importantes.
Comme l’Alliage 600 dont la composition est assez voisine, cet
alliage de nickel est susceptible de se fissurer sous contrainte dans
l’eau à haute température.
Ici encore, une optimisation du traitement thermique (homogénéisation à 1 090 oC, puis durcissement par précipitation 20 h à
700 oC et refroidissement à l’eau) permet d’obtenir une structure
métallurgique plus résistante à la CSC, caractérisée par une
précipitation fine et semi-continue de carbures intergranulaires
Cr23C6 et une dispersion homogène et fine de phase γ’. Dans ces
conditions, le seuil de non-fissuration dans l’eau à 350 oC est voisin
de 720 N/mm 2 . Des améliorations ont été apportées dans la
conception et le montage des broches afin de minimiser les
contraintes et d’obtenir une texture homogène : augmentation des
dimensions de la broche, diminution du couple de serrage, grenaillage des zones sensibles à la CSC, limitation du resserrement
des branches. D’autres alliages, plus résistants à la CSC, comme
l’Alliage 718, sont en cours d’évaluation.
2.2 Milieu secondaire
2.2.1 Générateur de vapeur
Le côté secondaire des tubes de générateurs de vapeur (GV) est
le point des centrales REP où un environnement chimique défavorable peut le plus facilement être à l’origine de la corrosion du
métal. Ceci s’explique par plusieurs raisons (figure 8) :
— l’importante vaporisation d’eau induit une concentration des
principaux polluants dans la phase liquide ;
— la présence de zones à circulation d’eau limitée engendre une
concentration locale en polluant plus élevée en raison des lois de
l’ébullioscopie ;
— l’existence dans le circuit secondaire (également appelé circuit eau-vapeur) des zones (condenseur) à pression inférieure à la
pression atmosphérique, en interface avec de l’eau brute de refroidissement, est une source potentielle d’entrée de polluants.
Le GV est le siège d’une importante vaporisation, conformément
à son objectif de production de vapeur pour actionner la turbine.
Or, la plupart des polluants chimiques, susceptibles de provoquer
la corrosion des aciers au contact du fluide secondaire, sont nettement moins solubles dans la vapeur que dans l’eau. À la pression
et à la température de fonctionnement du GV, ce coefficient de partage (concentration dans la vapeur/concentration dans l’eau) est de
l’ordre de 10–4 pour les composés ioniques, tel le sodium, qui resteront donc principalement dans la phase liquide. Afin de limiter la
corrosion associée à la présence de ces polluants, il est procédé en
permanence à des purges de déconcentration de l’eau du secondaire des GV, à un débit de 1 % du débit d’eau alimentaire, ce qui
signifie, en première approximation, que les polluants ont une
concentration dans la phase liquide des GV 100 fois plus élevée
que dans l’eau d’alimentation des GV.
Ce débit de purge correspond à un optimum technico-économique. Pour un débit plus élevé, la perte thermique deviendrait trop
importante tandis que pour un débit plus faible, le facteur de
concentration des polluants dans l’eau des GV deviendrait trop
BN 3 750 − 7
corrosion est que cette eau de refroidissement du condenseur, en
raison de son débit, ne peut être déminéralisée.
Tout défaut d’étanchéité au niveau du condenseur provoquera
donc une pollution du circuit eau-vapeur, avec une concentration
accrue des polluants dans les générateurs de vapeur.
(10-4 µg / kg)
concentration : 100)
C’est pour cette raison que les tubes de GV ont une teneur en
nickel qui leur permet de résister à la corrosion sous contrainte par
les chlorures contenus aussi bien dans l’eau de rivière que dans
(0,01 µg / kg)
Eau du GV
(1 µg / kg)
103 à 106)
HCO 3 → CO2 + OH–
tandis que l’hydrolyse, à haute température, des ions (magnésium
essentiellement) contenus dans l’eau de mer génère des ions H3O+
moins néfastes pour la corrosion des tubes GV en Alliage 600 que
les ions OH–.
(0,001 à 1g / kg)
(zone de boues)
Purges GV
Entrée de l'eau primaire
Sortie de l'eau primaire
Figure 8 – Concentration type en polluants en divers points
du côté secondaire d’un générateur de vapeur
Il existe dans les GV des zones où la circulation de l’eau est entravée. Il s’agit essentiellement, primo, des interstices entre les tubes
et les plaques entretoises réparties sur la hauteur du faisceau tubulaire, afin d’en assurer le maintien mécanique et, secundo, des
zones de boues. Les boues sont principalement constituées
d’oxydes métalliques provenant de la corrosion généralisée des
matériaux de l’ensemble du circuit secondaire qui se déposent par
gravité dans le GV. Ces dépôts apparaissent par conséquent surtout
sur la plaque à tubes et, dans une moindre mesure, sur les plaques
Dans ces zones confinées du GV, la circulation de l’eau étant
réduite, le refroidissement du tube est moins efficace. Dans l’interstice, la température T1 est donc intermédiaire entre la température
T0 du fluide primaire et celle T2 de l’ensemble de l’eau du GV côté
secondaire. La différence ∆T est appelée surchauffe locale :
∆ T = T1 – T2
La concentration en sel (ou polluant) dans l’eau modifie sa
courbe de saturation (température d’ébullition en fonction de la
pression). Ce phénomène et la surchauffe locale entraînent la possibilité de concentration des polluants.
Ainsi, par exemple, au niveau des plaques entretoises, branche
chaude d’un générateur de vapeur de 900 MWe, le ∆T est d’environ
50 oC et peut entraîner une concentration en soude allant jusqu’à
Dans le cycle thermodynamique du circuit eau-vapeur, le
condenseur se trouve sous pression réduite. Il est refroidi, selon
les centrales, soit par de l’eau de rivière, soit par de l’eau de mer,
à grand débit puisque 2/3 environ de l’énergie thermique produite
dans le cœur y sont perdus. La conséquence pour la chimie et la
BN 3 750 − 8
Par contre, ces alliages déjà sensibles à la corrosion sous
contrainte en milieu neutre et en présence de contraintes (§ 2.1.4)
fissurent d’autant plus rapidement que le milieu est alcalin. La présence de sodium sous forme caustique constitue donc le polluant
ennemi no 1 de ces alliages. Le sodium est également présent dans
les eaux de refroidissement du condenseur. Le bicarbonate de
sodium présent dans la plupart des eaux de rivière génère de
l’hydroxyde de sodium par décomposition thermique et par
Cependant, la salinité de l’eau de mer étant bien supérieure à celle
de l’eau de rivière, les fuites au condenseur sont plus néfastes, à
débit égal, dans les centrales du littoral.
Les principales dégradations des tubes de GV observées côté
secondaire apparaissent dans les zones à fortes contraintes (transition de dudgeonnage) et/ou à faible circulation avec concentration accrue en polluants (interstices tubes-plaques entretoises,
zones de boues). La corrosion intergranulaire consiste en une attaque volumique par dissolution des joints de grains du métal, surtout en milieu caustique. Lorsque des contraintes sont également
présentes, on obtient de la fissuration. En pratique, on observe
souvent un mélange des deux modes d’attaque [IGA/SCC (Intergranular Attack – Stress Corrosion Cracking ) dans la terminologie
internationale]. Pour en limiter l’ampleur, divers remèdes ont été
retenus [9] :
— sur les centrales récentes et pour les GV mis en service à partir
de 1990 environ, on a choisi un alliage plus résistant que l’Alliage
600. L’Alliage 690, à plus forte teneur en chrome, qui résiste parfaitement à la corrosion sous contrainte en milieu primaire non pollué, se comporte également de façon très satisfaisante en milieu
faiblement pollué côté secondaire. Par contre, il n’existe pas
d’alliage connu à prix raisonnable capable de résister à la corrosion
en milieu fortement pollué au niveau du secondaire des GV ;
— sur les centrales et les GV mis en service à partir de 1983, on
a modifié le matériau et la géométrie des plaques entretoises, afin
d’éviter leur corrosion et de limiter la concentration des polluants
dans les interstices tube-plaque ;
— on limite la présence de polluants alcalins et, sur les centrales
anciennes les plus affectées, on ajoute de l’acide borique qui neutralise la soude et ralentit la cinétique de corrosion [10] ;
— on adopte un conditionnement chimique et des choix de
matériaux du circuit eau-vapeur capables de minimiser la quantité
d’oxydes générés et de boues déposées dans les GV. En outre, on
procède à des lançages (nettoyage hydraulique avec de l’eau à
haute pression) des boues de façon régulière (en général à chaque
arrêt pour rechargement).
Outre les composés alcalins, il existe d’autres polluants et environnements chimiques capables de corroder les tubes de GV. Les
milieux oxydants sont particulièrement propices à la fissuration,
c’est pourquoi on cherche à limiter les entrées d’air, donc d’oxygène, au niveau du condenseur.
Les composés du soufre sont également néfastes, tout particulièrement ceux résultant de la décomposition thermique des résines
échangeuses d’ions utilisées, à basse température, pour la purification de l’eau. De ce fait il convient d’éviter absolument tout passage de fines de résine dans le circuit. Les autres composés les plus
néfastes pouvant être présents dans le GV sont :
— les sulfates et les chlorures provenant des eaux de refroidissement ;
— le plomb utilisé lors de certaines opérations de maintenance
du circuit secondaire.
Indépendamment de la corrosion intergranulaire sous contrainte
de l’Alliage 600, les tubes GV peuvent être confrontés, d’après le
retour d’expérience international, à d’autres types de dégradations.
La corrosion par piqûres a été évitée jusqu’à ce jour dans la
mesure où la présence de polluants est limitée pour d’autres
raisons et où la conservation à l’arrêt est effectuée correctement.
En effet, c’est lors de ces périodes d’arrêt, avec interface eau-air,
que la formation de piqûres est la plus probable.
La striction des tubes (denting dans l’appellation internationale)
conséquence de la corrosion généralisée, accélérée en milieu
acide, des plaques entretoises en acier au carbone [11], a été la
cause de nombreuses dégradations dans le monde, nécessitant
des remplacements de GV. En France, comme pour la corrosion
par piqûres, la mise en place de spécifications chimiques suffisamment restrictives (§ 3.1.3) a permis d’éviter ce type de corrosion.
Cette striction provient du fait que la corrosion généralisée de
l’acier au carbone des plaques entretoises transforme le fer en
oxyde avec doublement du volume, ce qui provoque l’écrasement
du tube au niveau de son passage dans la plaque et la fissuration
du tube en présence de contraintes très élevées. En plus de la limitation des polluants à tendance acide (eau de mer en particulier),
la modification de conception des plaques entretoises constitue un
remède sûr pour les tranches mise en service à partir des années
Ces plaques sont désormais brochées et en acier au Cr à 13 % en
2.2.2 Circuit secondaire. Corrosion-érosion
des aciers au carbone
Outre la corrosion généralisée, notamment en milieu acide, les
aciers au carbone (aciers non alliés), présents sur certains
composants ou partie de composants du circuit eau-vapeur, peuvent
être affectés de corrosion-érosion (corrosion accélérée par l’écoulement dans la terminologie internationale).
Ce type de dégradation consiste en une solubilisation de la
couche d’oxyde et du métal lui-même au cours du temps, d’où un
amincissement qui peut conduire à un éclatement de la tuyauterie
si l’épaisseur devient insuffisante. Plusieurs accidents, dont certains
mortels, ont été la conséquence de cette corrosion sur des centrales
à l’étranger. Les remèdes mis en place en France, notamment l’utilisation de morpholine sur la plupart des tranches, ainsi que l’application d’un programme de surveillance adapté pour les composants
sensibles non remplacés, ont permis d’éviter de tels incidents sur
le parc EDF.
La corrosion-érosion se produit lorsque trois conditions sont
simultanément réunies :
— acier au carbone non allié ;
— vitesse d’écoulement importante ;
— environnement chimique et température défavorables.
La solubilisation du métal est pratiquement supprimée en présence d’une couche d’oxyde protectrice stable telle qu’on en rencontre sur les aciers inoxydables. Mais, il n’est pas nécessaire de
recourir à des aciers à 13 % en masse de chrome pour supprimer
le phénomène qui est totalement absent même sur les aciers faiblement alliés à 2,25 % de chrome. En pratique, même à très faible
teneur, certains éléments métalliques résiduels dans le fer de
l’acier au carbone, sans y être ajoutés spécifiquement, peuvent
apporter une certaine protection. Ainsi, même 0,1 % Cr diminue
significativement la cinétique d’élimination du métal de base. La
prédiction de la vitesse de corrosion sur les installations existantes
doit donc tenir compte de la teneur résiduelle en chrome et, le cas
échéant, en cuivre et en molybdène.
La vitesse d’écoulement du fluide est un facteur prépondérant
dans le phénomène puisque l’on est confronté à une solubilisation
de la couche d’oxyde et du métal dans la phase liquide au contact.
Sitôt que la solution est saturée en ion ferreux, la dissolution est
stoppée. Par conséquent, un renouvellement rapide de l’eau en
surface favorisera une mise en solution par apport d’eau non saturée en Fe++. Ce ne sont donc que dans les zones en eau ou diphasiques (eau-vapeur) à vitesse élevée que la perte de métal devient
importante : 0,7 g/cm2 en 1 000 h avec une vitesse du fluide de
D’autres facteurs hydrauliques ont une influence sur la perte
d’épaisseur : nature de l’écoulement, turbulences, coudes, rugosité
du métal, etc. On peut ainsi remédier localement au phénomène en
mettant des protections internes dans les zones d’impact ou à forte
vitesse. La corrosion-érosion ne se produisant qu’en milieu aqueux,
les tuyauteries ne contenant que de la vapeur sont indemnes. Un
remède possible consiste donc à sécher la vapeur par des soutirages d’eau ou ajout de séparateurs.
La température est un des paramètres importants avec un phénomène se produisant habituellement entre 100 et 280 oC et une
cinétique de corrosion-érosion maximale vers 150 oC.
Enfin, le milieu chimique a un impact direct sur la corrosionérosion au travers de la solubilité des ions ferreux et de l’oxyde de
fer, hématite Fe2O3 ou magnétite Fe3O4 selon les cas.
Le paramètre sur lequel on pourra intervenir le plus facilement
est le pH de la solution au contact du fluide. La solubilité des ions
ferreux étant d’autant plus faible que le pH est élevé, on ralentira
le phénomène par accroissement de l’alcalinité de la phase liquide
à la température de fonctionnement. Ceci est obtenu (cf. § 3.1.3)
soit par augmentation de la concentration en réactif alcalin lorsque
les autres matériaux présents dans le circuit eau-vapeur le permettent, soit par la sélection d’un réactif dont l’alcalinité à température élevée (là où se produit le phénomène) est suffisante. Ainsi,
l’utilisation de morpholine constitue le remède chimique sélectionné pour la plupart des tranches REP en France depuis 1983.
L’oxyde de fer en surface du métal sera d’autant plus stable et
protecteur que le milieu n’est pas trop réducteur, car l’hématite
Fe2O3 obtenue en milieu plus oxydant est moins soluble que la
magnétite Fe3O4 . Un remède pourrait consister à laisser un peu
d’air, donc d’oxygène, pénétrer par le condenseur dans le circuit
eau-vapeur. Cependant, les conséquences pour la fissuration des
tubes de générateurs de vapeur (GV) en Alliage 600 seraient inacceptables. On se contente donc de limiter le caractère réducteur du
milieu par une concentration modérée en agent réducteur, l’hydrazine (cf. § 3.1.3).
Les composants concernés par le phénomène de corrosionérosion sont essentiellement les tuyauteries de purge des réchauffeurs, les soutirages vapeur, le poste d’eau d’alimentation normale
et auxiliaire des GV, les circuits de condensats et certaines parties
internes supérieures du GV.
2.2.3 Condenseur
Il existe actuellement trois grandes catégories de matériaux pour
les tubes de refroidissement du condenseur principal.
— les alliages cuivreux, en raison de leur bonne conductibilité
thermique, ont été largement utilisés, mais diverses dégradations
sont rencontrées sur les laitons (alliages cuivre-zinc) ;
— les aciers inoxydables austénitiques type 304 L ou plus
récemment 316 L, et dans quelques cas les aciers inoxydables ferritiques (18 % Cr), ont remplacé les alliages cuivreux sur les centrales récentes et lors des réparations, afin d’éviter la présence de
BN 3 750 − 9
cuivre très pénalisante dans le circuit eau-vapeur (cf. § 3.1.3) et de
diminuer la probabilité de fuite au condenseur en raison des
diverses dégradations rencontrées sur les laitons ;
— le titane présente le meilleur comportement permettant
d’éviter des fuites trop nombreuses en service, mais son coût en a
limité l’usage au seul cas où sa présence s’avérait nécessaire
(jusqu’en 2000 uniquement sur les centrales refroidies à l’eau de
mer ou d’estuaire). Les données économiques récentes et la plus
faible épaisseur requise pour les tubes en titane (0,5 mm au lieu de
0,6 mm pour l’acier inoxydable et 0,8 mm pour le Cu-Ni) rendent
plus abordable ce type de condenseur.
ment aquatique. L’alternative d’élimination par traitement
ultraviolet est à l’essai.
Les corrosions qui peuvent survenir au niveau du condenseur
ont deux conséquences principales :
— l’endommagement du condenseur, qui à terme peut nécessiter son remplacement ;
— les fuites qui laissent entrer l’eau brute de refroidissement
(eau de rivière ou eau de mer) dans le circuit secondaire qu’elle
vient polluer de façon inacceptable pour les tubes de GV même
pour des débits faibles en eau douce (à partir d’environ 10 L/h) et
extrêmement faibles en eau de mer (à partir de 0,1 L/h environ).
Le compromis se fera entre les moindres nuisances suivantes :
étanchéité à long terme, rejets de cuivre, injections de biocides chimiques dans la rivière, présence modérée d’amibes pathogènes en
été, coût.
■ Les principaux types de dégradations que l’on peut rencontrer sur les condenseurs dépendent évidemment du matériau,
sauf en ce qui concerne les dégradations d’origine mécanique côté
vapeur : érosion par la vapeur, fatigue par vibration et usure par
frottement entre tubes.
● Les laitons sont affectés :
— de corrosion-érosion qui se produit côté eau brute suite à une
dépassivation du métal ;
— d’abrasion mécanique ;
— de corrosion ammoniacale suite à la dissolution du cuivre par
formation d’un complexe avec l’ammoniaque ou les autres réactifs
de conditionnement alcalin (amines) du circuit eau-vapeur ;
— de corrosion par fissuration sous l’effet des contraintes résiduelles de fabrication des tubes et de mise en œuvre du condenseur (dudgeonnage).
● Les aciers inoxydables sont sensibles, dans certains cas, à la
corrosion par piqûres. Elle est apparue sur certains condenseurs
refroidis à l’eau douce soit lors du fonctionnement en puissance,
soit lors des phases d’arrêt où l’on peut rencontrer des zones d’eau
stagnante avec aération différentielle et développement d’une corrosion par effet de crevasse. Lorsque de l’acier inoxydable est
sélectionné, on utilise de l’acier 316 L, la présence de molybdène
améliorant la résistance à la corrosion.
● Le titane n’est à ce jour susceptible d’être affecté que d’hydruration lorsqu’une protection cathodique des plaques à tubes est
mise en œuvre de façon non automatisée, avec des dérives de
potentiel significatives (– 1,3 à – 1,4 V). Une protection cathodique
est nécessaire sur les condenseurs comportant des plaques à tubes
en alliage cuproaluminium où le couplage avec un métal plus noble,
le titane des tubes, provoque la corrosion. L’hydruration du titane ne
modifie ses propriétés mécaniques que si elle affecte plus de 10 %
de l’épaisseur du tube. Une solution peut consister à choisir des
plaques en acier au carbone revêtu de titane, auquel cas la protection cathodique n’est plus nécessaire.
● Les alliages cuivreux présentent un inconvénient pour l’environnement, car la dissolution du cuivre conduit à des concentrations
peu souhaitables bien que faibles en aval dans les eaux de rivière.
Par contre, il convient de signaler que le remplacement progressif
des tubes de condenseur en alliages cuivreux, qui est un métal bactériostatique (empêchant la création d’un biofilm), par des tubes en
acier inoxydable a fait émerger un autre problème d’environnement, avec l’apparition d’amibes pathogènes qui se développent
dans les eaux des circuits de refroidissement semi-ouverts (avec
tours de réfrigération) lorsque la température, en période estivale,
L’élimination de ces amibes nécessite l’injection de biocides
chlorés du type eau de Javel ou monochloramine qui, aux concentrations requises, sont également indésirables pour l’environne-
BN 3 750 − 10
Il n’existe donc aucun matériau idéal pour les condenseurs des
centrales en eau douce, où les rejets chimique et bactériologique
dans la rivière en période d’étiage estival ont des conséquences
plus importantes qu’en bord de mer. Un autre alliage, Cu-Ni 30, est
actuellement envisagé car il présente un bon compromis : résistance à la corrosion, effet bactériostatique peut-être suffisant, faible
relâchement de cuivre. Toutefois, un tel condenseur est actuellement plus onéreux que ceux tubés en acier inoxydable ou même
3. Chimie de l’eau
3.1 Préparation et spécification
de l’eau des circuits REP
3.1.1 Eau d’appoint
De l’eau déminéralisée est préparée en grande quantité sur
chaque centrale nucléaire afin de remplir les circuits et les bâches
ou d’y faire des appoints compensant les pertes volontaires ou
involontaires. Cette eau doit être de très haute pureté chimique afin
d’éviter la corrosion des circuits et de minimiser la radioactivation.
Les pertes volontaires concernent, par exemple, les renouvellements partiels d’eau d’un circuit dans le but d’abaisser la
concentration de certains polluants que l’on ne peut pas éliminer
par d’autres moyens ou la concentration d’un réactif de conditionnement si cela s’avère nécessaire pour mieux ajuster le conditionnement du circuit.
Les pertes involontaires concernent principalement, en volume,
celles du circuit eau-vapeur, pour lequel il existe, par exemple, des
zones d’extraction au condenseur. Les pertes du circuit eau-vapeur,
pour une tranche de 900 MWe, sont d’environ 5 t/h, soit 0,1 % du
Pour l’ensemble des circuits, on cherche à limiter les pertes et
les appoints pour des raisons économiques et environnementales
de façon à minimiser les effluents. On préférera donc, chaque fois
que cela est possible, ajuster la concentration en réactifs de conditionnement et éliminer les polluants des circuits en utilisant des
systèmes de purification composés, en général, de filtres et de résines échangeuses d’ions.
■ La préparation de l’eau de très haute pureté comporte deux
phases, les traitements physiques et la déminéralisation.
Les traitements physiques dépendent des caractéristiques
physico-chimiques de l’eau à traiter et de la technologie retenue.
Parmi ces traitements, on peut rencontrer : chloration (eau de
Javel), préfiltres, clarificateur-décanteur (ou clarificateur-flottateur
ou décarbonateur-floculateur), filtres à sables, déchloration au bisulfite de sodium, stockage d’eau filtrée.
Une déminéralisation sur résines échangeuses d’ions comporte
un chaînage dépendant également des caractéristiques salines de
l’eau à traiter, de l’ancienneté de l’installation et des évolutions technologiques.
De façon générale, le chaînage comporte des échangeurs d’ions
anioniques et cationiques.
Actuellement, les installations comportent un nombre restreint
d’échangeurs, cation fort suivi d’anion fort puis lit mélangé, afin de
réduire le nombre de bidons, donc les coûts d’investissement et de
simplifier l’exploitation de l’installation. Dans ce cas, le lit mélangé,
en fin de chaîne, est un mélange de résines anionique et cationique
qui assure à chaque niveau du bidon une eau neutre et une
meilleure élimination des ions qu’une succession de résines cationique et anionique.
Fonctionnement limité à 24 heures
Fonctionnement limité à 7 jours
Les principales exigences requises pour l’eau déminéralisée sont
données dans le tableau 2 :
Tableau 2 – Principales exigences requises
pour l’eau déminéralisée
Conductivité à 25 oC............ (µS/cm)
Sodium ...................................(µg/kg)
Chlorures................................(µg/kg)
Silice .......................................(µg/kg)
(1) La conductivité est une mesure électrique représentative de la quantité
totale d’ions en solution dans l’eau, donc de la pureté ionique
globale de l’eau. La pureté absolue d’une eau à 25 oC correspond à
H+ = OH–= 10–7 mol/L, soit une conductivité de 0,055 µS/cm (résistivité
18 MΩ · cm).
(2) Afin d’illustrer la qualité requise en sodium, la valeur de 1 µg/kg correspond à 1 g de sodium dans une piscine de 50 × 10 × 2 m.
Lithium (mg/kg)
Acide borique (mg/kg de bore)
Figure 9 – Spécification chimique applicable pour le lithium
dans le circuit primaire, en fonction de la teneur en bore [12]
L’industrie nucléaire est donc probablement la seule à produire
de telles quantités d’eau avec une aussi grande pureté.
3.1.2 Eau du circuit primaire
L’eau du circuit primaire contient en premier lieu de l’acide
borique dont l’isotope 10 du bore sert d’absorbant neutronique, en
raison de sa section de capture des neutrons très élevée (755 barn
à 0,025 eV).
L’acide borique est acceptable dans l’eau du circuit primaire car
c’est un acide faible à basse température (pH à 25 oC de l’ordre de
4 pour des solutions concentrées) et encore plus faible à haute
température ; de plus, il ne génère pas de corrosion des aciers du
circuit primaire comme d’autres anions du type chlorure. En outre,
l’acide borique est soluble et stable en température. Sa concentration initiale, de l’ordre de 1 200 mg/kg (en bore), varie selon le
type de combustible nucléaire. On fait décroître régulièrement
cette concentration au cours du cycle pour compenser l’épuisement du combustible.
Le premier objectif pour le circuit primaire est de minimiser la corrosion généralisée des alliages présents non pas tant pour assurer
l’intégrité du circuit que pour maîtriser la radioactivation. En effet,
la corrosion généralisée ne concerne qu’une infime partie de l’épaisseur des parois du circuit primaire qui doit résister à une pression
nettement supérieure à la pression de service de 150 bar environ.
Cette perte d’épaisseur est négligeable pour l’intégrité mécanique
des composants. Par contre, pour minimiser la quantité d’ions
radioactifs, il convient de se placer à un pH légèrement alcalin.
Parmi les agents alcalins, l’hydroxyde de lithium 7 a été retenu
— pas de produit d’activation en quantité inacceptable, sous
réserve d’utiliser du lithium enrichi à 99,9 % en lithium 7, car le
lithium 6 produit du tritium par réaction 6Li (n, α)3H ;
— solubilité et stabilité suffisantes ;
— risques modérés de concentration locale ;
— déjà présent dans le circuit par réaction 10B (n, α)7Li, ce qui
simplifie le conditionnement.
La concentration en lithium (LiOH) est ajustée de façon décroissante (2,1 à 0,5 mg/kg de Li) en fonction de la teneur en bore, afin
de maintenir, autant que faire se peut, un pH constant à la température de fonctionnement du circuit (figure 9).
À 300 oC, le pH de neutralité de l’eau est de 5,65 et on a choisi
un pH alcalin de moindre corrosion de 7,2. Ce pH a été établi à
— de codes de calculs modélisant la corrosion généralisée des
divers matériaux et le transport des produits de corrosion ;
— du retour d’expérience français et international à différents
Toutefois, en début de cycle, le pH à 300 oC est légèrement inférieur à 7,2 car la concentration maximale autorisée en lithium est
de 2,2 mg/kg pour limiter les éventuels risques de concentration
locale en lithium à la surface de la gaine de combustible, notamment s’il existe des dépôts et de l’ébullition nucléée. L’objectif est
d’éviter toute possibilité de corrosion de la gaine de zircaloy en
milieu alcalin. On ajoute enfin, dans le circuit primaire, de l’hydrogène afin d’éliminer l’oxygène formé par radiolyse de l’eau et qui
serait néfaste pour la corrosion des aciers à haute température.
La concentration d’hydrogène dans l’eau est régulée à 25-50 mL/
kg (TPN) d’eau au moyen d’un ballon connecté sur un circuit en
dérivation et au-dessus duquel on maintient une pression d’hydrogène gazeux. Lorsque le réacteur est mis à l’arrêt puis que la cuve
est ouverte, l’eau est aérée. Au redémarrage, on commence par éliminer l’oxygène par ajout d’hydrazine, avant de rétablir la pression
Dans le circuit primaire, on spécifie des concentrations maximales pour diverses impuretés ainsi que pour le lithium,
conformément au tableau 3 [12] :
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Tableau 3 – Spécifications relatives à la concentration
limite de certaines espèces chimiques du circuit primaire
Oxygène ......................... (mg/kg)
Chlorures........................ (mg/kg)
Éviter la fissuration
Fluorures ........................ (mg/kg)
Lithium ........................... (mg/kg)
Éviter la corrosion des
Silice ............................... (mg/kg)
Calcium .......................... (mg/kg)
Aluminium ..................... (mg/kg)
Magnésium .................... (mg/kg)
Éviter les dépôts très
insolubles sur les
gaines de combustible,
créant des points
En pratique, le circuit primaire étant sous une pression supérieure
à celle des circuits avec lesquels il est en interface, il n’existe guère
de risque de pollution, pour autant que la qualité des réactifs qui y
sont introduits soit correcte, ce qui est garanti par une organisation
qualité en amont. Le principal risque pourrait provenir des relâchements de résines d’échangeuses d’ions utilisées pour la purification
et la régulation du conditionnement (bore, lithium) du circuit primaire. Pour éviter tout risque, on utilise des résines de qualité
nucléaire que l’on ne régénère pas ; on n’est donc pas amené à utiliser des réactifs de régénération concentrés. Lorsque leur efficacité
devient insuffisante, elles sont remplacées par des résines neuves.
Les divers circuits des centrales et surtout le circuit primaire sont
exploités de telle façon que les pertes d’eau et les rejets dans le
milieu externe soient minimales pour des raisons tant économiques
Ainsi, l’eau du circuit primaire est purifiée par résines échangeuses d’ions et filtres tandis que les effluents liquides du circuit
primaire sont traités sur un évaporateur. Les distillats (eau pure) et
condensats (eau avec acide borique) sont recyclés dans la mesure
du possible, c’est-à-dire si leurs caractéristiques chimiques sont
conformes aux spécifications de l’eau d’appoint au circuit primaire.
Dans certains cas, des rejets sont cependant réalisés pour renouveler l’eau et diminuer la concentration de certains éléments peu
ou pas éliminables par purification. Il s’agit principalement du tritium, et occasionnellement de la silice.
3.1.3 Circuit secondaire
Les spécifications chimiques du circuit eau-vapeur concernent
— la nature et la concentration des réactifs alcalins et réducteurs
que l’on ajoute pour se placer dans les conditions de moindre corrosion des divers matériaux présents dans le circuit ;
— la limitation des polluants qui se concentrent dans le générateur de vapeur (GV) et peuvent facilement provoquer la corrosion
des tubes (cf. § 2.2.1).
Le type du conditionnement du circuit eau-vapeur sur le parc
français est le même que sur la quasi-totalité des centrales REP
dans le monde : il s’agit du conditionnement « volatil », ce qui
signifie que les réactifs alcalins injectés sont exclusivement volatils, par opposition au conditionnement avec des réactifs dit
« solides » autrefois utilisés sur les centrales thermiques à flamme
ou certaines centrales nucléaires à l’étranger.
Le principal réactif « solide » utilisé a été le phosphate de
sodium (mélange bi et trisodique) qui avait l’avantage d’assurer un
tampon chimique de pH en cas de pollution, mais présentait
l’inconvénient inacceptable de se concentrer avec l’eau dans le GV,
de réagir avec le métal et les dépôts, donc de créer localement des
pH trop acides ou trop alcalins corrodant les tubes de GV.
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À l’inverse, le conditionnement volatil ne comporte que des
espèces dont la solubilité dans la vapeur est proche de celle dans
l’eau, d’où une concentration en réactif et un pH sensiblement
constants dans l’ensemble du circuit. L’inconvénient de ce choix
est que le réactif n’est pas capable de neutraliser les éventuels polluants présents qui se concentrent dans le GV, car le réactif ne s’y
concentre pas simultanément.
En France, deux réactifs alcalins sont utilisés : l’ammoniaque
(NH 4 OH) et la morpholine (amine de formule C 4 H 9 NO). Dans
d’autres pays et en France à titre d’essai, d’autres amines sont également utilisées. La principale est l’éthanolamine, C2H7NO.
■ Les principaux critères de sélection du réactif et de sa
concentration, donc du pH, sont les suivants [13] :
● Alliages cuivreux
Lorsque le circuit secondaire contient des alliages cuivreux,
notamment pour les tubes de condenseur et les réchauffeurs basse
pression des centrales construites jusqu’à la fin des années 1980,
il n’est pas envisageable de fonctionner à un pH à 25 oC supérieur
à 9,2, car il se produit une corrosion ammoniacale des alliages cuivreux aussi bien par l’ammoniaque que par d’autres amines (cf.
§ 2.2.3). Dans ce cas, le pH à 25 oC dans le condenseur et l’eau alimentaire des GV est réglé à 9,2 ± 0,1.
La présence d’aciers au carbone (non alliés) sensibles au phénomène de corrosion-érosion (cf. § 2.2.2) implique de fonctionner
avec un pH à la température de fonctionnement le plus élevé possible, de préférence > 6 à 270 oC, soit légèrement alcalin compte
tenu du pH de neutralité de l’ordre de 5,65.
● Aciers inoxydables, titane
Le pH de moindre corrosion des aciers inoxydables est légèrement alcalin. Un pH suffisamment élevé permet de réduire leur
corrosion généralisée, donc la quantité d’oxydes générés, véhiculés vers les GV où ils se concentrent et se déposent, diminuant le
transfert thermique et créant des zones de concentration des polluants néfastes. Le titane ne comporte pas d’impératif de pH.
● Coût, environnement
Afin de limiter les coûts d’exploitation et les rejets dans l’environnement associés notamment aux résines de purification de
l’eau de la purge des GV, il est préférable de fonctionner à une
concentration molaire modérée pour le réactif de conditionnement.
● Ainsi, compte tenu des caractéristiques chimiques des divers
réactifs, les choix retenus sont indiqués dans le tableau 4 [12] :
Tableau 4 – Choix du conditionnement volatil
en fonction des matériaux du circuit secondaire
Présence d’alliages
Absence d’alliages
Réactif alcalin, pH morpholine 9,2 ± 0,1
morpholine 9,5 à 9,8
ou autre amine 9,2 ± 0,1 ou ammoniaque
Réactif réducteur
50 à 100 µg/kg
La morpholine, pour un pH à 25 oC de 9,2 permet d’obtenir un
pH à haute température nettement supérieur à celui obtenu avec
l’ammoniaque si le même pH 25°C est retenu. Par ailleurs, le coefficient de partage de la morpholine KD = 1 (concentration phase
aqueuse/concentration phase vapeur = 1) permet d’obtenir une
concentration et un pH satisfaisant dans l’ensemble du circuit eauvapeur.
L’ajout d’hydrazine est destiné à obtenir un milieu réducteur et à
limiter la fissuration des tubes de GV. En présence d’alliages cuivreux, la teneur en hydrazine est limitée car l’excès de réactif se
décompose thermiquement en ammoniaque indésirable pour la
corrosion du cuivre.
En l’absence d’alliages cuivreux, on choisit une concentration
optimale en hydrazine de 50 à 100 µg/kg dans l’eau alimentaire :
— suffisamment élevée pour obtenir un milieu réducteur pour
les tubes GV ;
— modérée pour ne pas accroître la corrosion-érosion des aciers
au carbone ;
— pas trop élevée pour diminuer les coûts de fonctionnement et
les rejets associés aux résines de purification de l’eau à la purge
des GV.
■ Les principaux paramètres chimiques spécifiés pour le
contrôle des polluants dans le circuit secondaire sont :
— l’oxygène au condenseur, provenant des entrées d’air à ce
— le sodium et la conductivité cationique à la purge du générateur de vapeur pour les entrées d’eau brute (mer ou rivière) de
refroidissement au condenseur ou les pollutions par les circuits de
refroidissement auxiliaires conditionnés au phosphate trisodique.
L’oxygène est contrôlé au condenseur, car il est consommé en
partie dans le circuit d’eau alimentaire pour former des oxydes
métalliques, véhiculés dans les GV où ils augmentent les risques de
fissuration des tubes. La valeur limite en oxygène est de l’ordre de
5 à 10 µg/kg au condenseur, ce qui correspond à de très faibles
entrées d’air.
Afin de diminuer la concentration en oxygène dans l’eau d’alimentation des GV, une bâche dégazante a été incorporée entre les
réchauffeurs basse pression et haute pression des tranches du type
CP2 (les dernières de 900 MW), 1 300 MW et N4 (1 450 MW). Les
24 premières tranches 900 MW (CP0 et CP1) n’ont donc pas cette
Les autres polluants solubles et concentrables sont suivis à la
purge des GV car c’est seulement là qu’ils sont quantifiables, en
raison de la concentration environ 100 fois plus élevée dans l’eau
de déconcentration des GV que dans l’eau alimentaire (cf. § 2.2.1).
Le sodium est limité à de très basses valeurs, car il est particulièrement néfaste envers la corrosion intergranulaire des tubes de
GV en Alliage 600 (§ 2.2.1).
La conductivité cationique, mesure de conductivité électrique
après passage sur une résine échangeuse de cation, permet d’évaluer l’ensemble des polluants anioniques (chlorure, sulfate, acide
organique en particulier), après élimination des réactifs de
conditionnement qui créent un bruit de fond de conductivité si
l’eau n’est pas passée sur résine. L’avantage de cette mesure est
d’être simple, fiable et de donner une vision globale de la pureté
de l’eau pour l’ensemble des polluants éventuellement présents.
Différentes valeurs limites sont spécifiées sur le parc français
pour ces deux paramètres à la purge des GV, lors du fonctionnement à une puissance supérieure à 25 % de la puissance nominale,
c’est-à-dire lorsque le flux thermique provoque la concentration
locale des polluants. À chaque couple de valeurs est associée une
durée de fonctionnement autorisée (figure 10).
La zone 1 est la zone de fonctionnement normal en l’absence de
pollution significative.
La zone 2 est une zone de fonctionnement admissible, mais non
souhaitable de façon permanente. Dans ce cas, il convient d’identifier la nature des polluants et d’y remédier dès que possible en
fonction de leur origine, leur nocivité et des possibilités de localiser
La zone 3 permet, en une semaine, de rechercher et localiser
l’origine de la pollution et d’y remédier, en procédant si nécessaire
à une baisse de charge qui peut avoir lieu en fin de semaine
lorsque la demande en électricité sur le réseau est moindre.
La zone 4 permet, de façon similaire à la zone 3, d’attendre le
soir pour procéder à une baisse de charge.
Sodium (µg/kg)
Baisse de charge immédiate (sous 1 heure)
Durée limitée à 24 heures
Durée limitée à 1 semaine
normal attendu
Conductivité cationique (µS/cm)
Figure 10 – Zones de fonctionnement en puissance (P > 25 % PN )
spécifiées à la purge des générateurs de vapeur pour le sodium
et la conductivité cationique [12]
Enfin, si les caractéristiques se trouvent en zone 5, il est impératif de procéder immédiatement (sous un délai inférieur à 1 heure)
à une baisse de charge pour stopper le processus de concentration
des polluants dans le GV et les risques de corrosion associés.
De façon générale, les limites des zones ont été définies en fonction du retour d’expérience français et international en matière de
dégradation des GV en service, des résultats d’essais de laboratoire sur la nocivité des polluants, de la faisabilité industrielle, de
la disponibilité des tranches, des coûts de maintenance associés
aux dégradations par corrosion et surtout des risques de ne plus
maintenir l’intégrité de la deuxième barrière (tubes GV) du circuit
En zone 5, le retour d’expérience international a montré qu’il
était préférable de perdre de la production d’électricité pendant
1 jour que de dégrader les tubes GV à un point tel que le changement des GV sera requis à court terme (quelques années) avec un
coût de plusieurs centaines de fois supérieur à la perte de production d’électricité.
■ Afin de se prémunir contre les faibles entrées d’eau de refroidissement au condenseur lors du fonctionnement en puissance ou les
autres pollutions qui peuvent y être présentes au démarrage, certains exploitants étrangers ont choisi d’ajouter une installation de
traitement des condensats. Elle permet de purifier l’eau en provenance du condenseur sur des résines échangeuses d’ions avant
de l’envoyer vers les GV. Il s’agit d’un choix technico-économique
propre à chaque exploitant, basé sur les avantages et inconvénients
de disposer de cette installation.
— permet de continuer à fonctionner avec des entrées d’eau de
rivière ou avec des entrées d’eau de mer de faible débit ;
— permet d’éliminer la pollution en eau de mer de fort débit si
la tranche est arrêtée rapidement ;
— permet de purifier l’eau au démarrage.
— ne permet pas de continuer à fonctionner avec des entrées
d’eau de mer de débit élevé ;
— induit des coûts d’investissement et d’exploitation élevés
pour une utilisation occasionnelle ;
— nécessite de régénérer les résines échangeuses d’ions ce qui
augmente les coûts d’exploitation (main-d’œuvre et réactifs), les
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effluents chimiques et surtout les risques de pollution des GV par
les fines (débris) de résines et les réactifs de régénération en cas
de fausse manœuvre.
Une telle installation de traitement des condensats à plein débit
existe sur environ la moitié des centrales américaines et belges, la
totalité des centrales japonaises, sur Koeberg (Afrique du Sud),
Daya Bay (Chine), Sizewell (UK), mais pas en Allemagne, Suède,
Suisse ou France. La France a décidé de placer des condenseurs en
titane sur ses tranches en bord de mer (§ 2.2.3) et d’investir ainsi
dans un condenseur étanche plutôt que dans une installation de
traitement des condensats présentant de nombreux inconvénients.
— le sodium et la conductivité cationique dans le circuit secondaire (purge des générateurs de vapeur et condenseur) pour détecter les pollutions éventuelles ;
— l’eau recyclée dans les divers circuits après purification sur
résines échangeuses d’ions ;
— le sodium et la conductivité totale de l’eau déminéralisée préparée sur site pour remplissage et appoints dans les réservoirs et
circuits de l’ensemble de la centrale ;
— la conductivité électrique de l’eau du stator pour vérifier
l’absence de polluants et de risque de court-circuit.
Toutefois, de nombreuses analyses manuelles sont réalisées sur
des échantillons, à des périodicités variables selon les besoins.
3.1.4 Eau des circuits auxiliaires
Les centrales REP comportent divers circuits auxiliaires, le plus
souvent des circuits de refroidissement intermédiaires. Ces circuits
sont tous conditionnés avec un inhibiteur de corrosion à un pH alcalin
de moindre corrosion. L’inhibiteur de corrosion retenu, compatible
avec les matériaux en présence, notamment les aciers au carbone
non alliés en présence d’air, est le phosphate trisodique Na 3PO4 , à
une concentration de 100 à 500 mg/kg en PO4 . Le pH à 25 oC de 11,0 à
11,5 est suffisamment alcalin pour limiter la corrosion.
Le phosphate a été retenu car les autres inhibiteurs sont soit
moins efficaces (molybdates), soit interdits de rejet dans l’environnement (chromate). En outre, le retour d’expérience obtenu de
longue date avec le phosphate trisodique est satisfaisant.
3.2 Contrôle en ligne, maintien
des spécifications chimiques
La philosophie retenue en France est de limiter les analyses chimiques réalisées en centrale à celles strictement nécessaires pour
s’assurer du bon conditionnement et de l’absence de polluants
pouvant avoir des conséquences dommageables. La préférence est
donnée, chaque fois que cela est possible et utile, à des contrôles
en continu par des automates chimiques plutôt qu’à des analyses
réalisées manuellement en laboratoire sur des prélèvements.
■ Les contrôles en continu présentent les avantages suivants :
— une indication est immédiatement retransmise en salle de
commande en cas de pollution importante nécessitant une baisse
de charge immédiate de la tranche. Ainsi, grâce à une redondance
d’automates et à des recoupements d’indications, les opérateurs
peuvent valider immédiatement la réalité de la pollution et baisser
la charge sans attendre une vérification par les chimistes en laboratoire. L’exemple type est le cas d’une pollution importante du circuit secondaire via le condenseur avec augmentation du sodium et
de la conductivité cationique dans les générateurs de vapeur, là où
les polluants se concentrent le plus dans le circuit (§ 3.1.3). La rapidité de la réaction permet de stopper immédiatement le processus
de concentration des polluants associés aux flux thermiques
(séquestration), de limiter les éventuels dommages ultérieurs et de
diminuer le temps nécessaire à l’élimination ultérieure des polluants avant de redémarrer l’installation ;
— le suivi de l’évolution du paramètre permet de détecter une
faible pollution, à un niveau proche de la limite de détection,
contrairement aux mesures sur des échantillons prélevés au cours
— le temps passé est moindre.
■ Les contrôles réalisés par automates chimiques concernent
— le bore dans le circuit primaire (RCP) pour le contrôle de la
réactivité neutronique ;
— l’hydrogène dans RCP pour compenser la radiolyse de l’eau
et maintenir une eau exempte d’oxygène ;
— le pH et l’hydrazine du circuit secondaire pour le contrôle de
son bon conditionnement ;
— l’oxygène dans le circuit secondaire (condenseur et eau alimentaire), pour vérifier l’absence d’entrée d’air ;
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Le contrôle chimique des différents circuits d’une centrale REP a
pour principal objectif d’en limiter la corrosion des matériaux dans
le double but d’assurer la sûreté de l’installation et d’en permettre
un fonctionnement durable sans avoir à procéder à des interventions coûteuses. En effet, pour garantir l’intégrité des trois barrières
(gaine combustible, circuit primaire et enceinte de confinement)
empêchant la radioactivité du combustible nucléaire d’être disséminée à l’extérieur du bâtiment réacteur, il est pratiqué des
contrôles non destructifs à chaque arrêt. Ils sont destinés à vérifier
qu’aucune dégradation ne viendra mettre en cause l’intégrité d’une
des barrières jusqu’au prochain contrôle (objectif sûreté) et qu’il ne
se produira pas d’incident obligeant l’exploitant à arrêter inopinément l’installation en cours de cycle (objectif économique).
À ce jour (fin 2000) il ne s’est jamais produit d’incident grave, et
a fortiori d’accident, sur les 58 tranches des 19 centrales REP françaises en service, ce qui montre que le retour d’expérience international a permis d’en optimiser le fonctionnement.
— déterminer la nature et la concentration des réactifs de
conditionnement à ajouter à l’eau déminéralisée pour se placer
dans les conditions de moindre corrosion, qui sont en général un
milieu faiblement alcalin ;
— préciser la concentration maximale admissible pour les polluants susceptibles d’être présent dans chaque circuit et d’y engendrer un processus de corrosion indésirable.
Le premier objectif consiste essentiellement, pour le circuit primaire, à maintenir un pH constant afin d’obtenir une corrosion
généralisée des aciers inoxydables extrêmement faible et, par là
même, une moindre présence de produits de corrosion radioactifs
générant des débits de dose pour le personnel lors des interventions en arrêt de tranche. Dans le circuit secondaire, il permet
d’éviter la corrosion-érosion des composants en aciers au carbone
qui peut engendrer des pertes d’épaisseur inacceptables.
Le deuxième objectif est aujourd’hui surtout destiné à éviter la
présence de polluants provenant des eaux de refroidissement du
condenseur (eau de rivière ou eau de mer) et qui peuvent entrer
dans le circuit secondaire à ce point du circuit, dont la pression est
inférieure à la pression atmosphérique. Le principal polluant
néfaste est le sodium, sous forme alcaline, qui se concentre dans
les générateurs de vapeur et en favorise la corrosion par fissuration intergranulaire des tubes. En effet, jusqu’au début des années
1990, les tubes des générateurs de vapeur mis en service étaient
en Alliage 600, qu’une teneur trop élevée en nickel et insuffisante
en chrome rend particulièrement sensible à la fissuration sous
contrainte, même dans l’eau pure, mais bien davantage en milieu
alcalin. Depuis 1990, le matériau est progressivement remplacé par
un autre alliage bien adapté, l’Alliage 690, dont les teneurs en
chrome et nickel sont suffisantes pour lui permettre de résister aux
diverses formes de corrosion, avec les polluants éventuellement
présents à faible concentration, et au niveau de contraintes rencontrées sur les tubes.
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Corrosion - Aix Marseille Université
PROJET ELASTICITE.odt
Mélanges et transformations Diagrammes binaires solide
Fiche produit LNT 28
remanium star Frässcheiben Folder
السنة أولى ماسترتلوث كيميائي وتسيير البيئة السداسي الثاني
Vendredi 10 Octobre – Hôtel Créolia

References: CSC 
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