FR2915580A1

FR2915580A1 - Effective bending moment estimating method for nuclear reactor, involves determining value by applying couple of loading data at function, and estimating effective bending moment by specific rules

Info

Publication number: FR2915580A1
Application number: FR0754646A
Authority: FR
Inventors: Pauline Tenebre; Christian Franco; Philippe Alain Gilles
Original assignee: Areva NP SAS
Current assignee: Areva NP SAS
Priority date: 2007-04-24
Filing date: 2007-04-24
Publication date: 2008-10-31
Anticipated expiration: 2027-04-24
Also published as: FR2915580B1

Abstract

The method involves determining a value f(Pt, Mt) by applying couple of loading data at a function f. An effective bending moment (Meff) is equal to a bending moment (Mt) when the value is negative and determining a value f(Pt, Mt p>) at the function if the value is positive to estimate the moment (Meff), where Mt p> is a primary component. The moment (Meff) is determined by resolution of equation f(Pt, Meff) is equal to zero when the value f(Pt, Mt p>) is negative. The moment Meff is equal to the component if the value f(Pt, Mt p>) is positive.

Description

La présente invention concerne un procédé d'estimation d'un moment deThe present invention relates to a method for estimating a moment of

flexion effectif sur une zone sollicitée d'une tuyauterie d'un réacteur nucléaire. Ce procédé est particulièrement utile en tant qu'outil d'assistance pour un exploitant de centrales nucléaires. effective bending on a stressed area of piping of a nuclear reactor. This method is particularly useful as a support tool for a nuclear power plant operator.

Les enceintes sous pression du circuit primaire d'un réacteur nucléaire sont soumises à un ensemble règles de conception et de construction des matériels mécaniques (définies dans le code RCC-M en France) des ilots nucléaires. Le code RCC-M transcrit en règles pratiques de conception, de fabrication et de contrôle des objectifs de résistance et de qualité. L'objectif de conception est d'assurer la capacité fonctionnelle et l'intégrité des enceintes sous pression dans tous les cas de fonctionnement pendant toute la durée de vie de la centrale. La perte d'intégrité pourrait résulter de sollicitations mécaniques d'origine interne (pression, température du fluide primaire) ou externe (séisme par exemple), ces sollicitations pouvant entraîner des dommages tels qu'une déformation excessive, une fissuration par fatigue ou même une rupture brutale. Pour se prémunir de ces dommages, on s'assure, au travers de dossier de justification mécanique, que les contraintes maximales lors de tous les cas de fonctionnement restent inférieures aux contraintes maximales admissibles vis-à-vis du dommage à éviter. Ces dossiers de justification mécanique sont évidemment à réactualiser à chaque opération de maintenance telle que des opérations de maintenance du type remplacement de générateur de vapeur (RGV), remplace- ment de tronçon de branche froide (RTBF) sur la boucle primaire ou remplacement de coude primaire. En effet, l'opération de remplacement d'un composant de la boucle primaire impose des déplacements aux extrémités des branches ou tuyauteries, déplacements qui génèrent des sollicitations additionnelles. Ces sollicitations additionnelles sont à prendre en compte dans la réactualisation des dossiers de justification mécanique. Les dossiers sont également à réactualiser lors d'une augmentation de puissance. La réactualisation des dossiers de justification est étroitement liée à la stratégie de maintenance de l'exploitant de la centrale et peut entraîner des modifications des procédés d'intervention sur site pour les opérateurs en charge de la maintenance voire prolonger la durée d'arrêt de la tranche. Ces dossiers permettent également de justifier du maintien des com- posants en exploitation, de l'augmentation de durée de vie des tranches de la centrale nucléaire ou de l'augmentation de puissance. On peut associer au chargement correspondant à l'ensemble des sol-licitations, un moment de flexion. Dans ce contexte, la présente invention vise à fournir un procédé permettant de quantifier le moment de flexion effectif connaissant la valeur du moment de flexion calculé élastiquement. A cette fin, l'invention propose un procédé d'estimation d'un moment de flexion effectif Meff sur une zone sollicitée d'une tuyauterie d'un réacteur nucléaire, le moment de flexion effectif étant associé à une pluralité de solli- citations mécaniques, ledit procédé comportant les étapes suivantes : - Entrée d'un couple de données de chargement calculé élastiquement dans la zone sollicitée et représentant respectivement un moment de flexion Mt et une pression Pt, la pression Pt représentant la pression dans la tuyauterie et le moment de flexion Mt se décomposant en une composante primaire Mp et une composante secondaire Mt, - Détermination d'une valeur f(Pt, Mt) en appliquant le couple de données de chargement Pt et Mt à une fonction f dépendant respective-ment d'une variable de pression P et d'une variable de moment M, la courbe définie par la relation f(P, M)=0 correspondant à une courbe, dite courbe de charge enveloppe, ajustée à partir d'un calcul de comportement élastoplastique dans la zone sollicitée, - Estimation du moment de flexion effectif Meff (i.e. moment qui contribue à l'équilibre des efforts) selon la règle suivante : o Si la valeur f(Pt, Mt) est négative ou nul, le moment de flexion effectif Meff est égal au moment de flexion Mt, o Si la valeur f(Pt, Mt) est strictement positive : ^ Détermination de la valeur f(Pt, Mp) en appliquant le couple de données Pt et Mp à la fonction f, ^ si la valeur f(Pt, Mp) est négative ou nulle, le moment de flexion effectif Meff est déterminé par la résolution de l'équation f(Pt, Meff) = O. ^ si la valeur f(Pt, Mp) est strictement positive, le moment de flexion effectif Meff est égal à la composante primaire Mp du moment de flexion Mt. On entend par composante primaire la fraction de la composante totale vérifiant les équations d'équilibre et dont la valeur est indépendante de la loi de comportement retenue dans les calculs (c'est le cas des sollicitations générées par la pression dans la tuyauterie) et par composante secondaire la fraction de la sollicitation totale qui peut disparaitre si l'on effectue un calcul avec une loi de comportement réaliste (autorisant l'apparition de déformations permanentes) telle qu'une sollicitation générée par un dé-placement imposé par exemple par une opération de remplacement d'un composant du réacteur nucléaire ou par l'expansion thermique. La composante secondaire est incompatible avec les déformations réelles de la structure et son existence vient de l'hypothèse d'élasticité posée dans le calcul codifié. Grâce à l'invention, on peut anticiper la valeur du moment de flexion que fournirait une analyse élastoplastique conduisant à la détermination des paramètres de la fonction f. On examine la relaxation éventuelle d'un chargement totalement élastique correspondant au moment Mt. Le moment Mt correspond à un chargement global de flexion incluant des chargements secondaires tels que celui généré par un déplacement imposé par une opération de remplacement et des chargements primaires tels que la pression ou un séisme. Le procédé selon l'invention permet, connaissant le niveau de pression dans la tuyauterie, de déterminer le moment effectif Meff au-delà duquel les chargements de déplacements imposés sont écrêtés. Cette méthode prédictive peut intervenir dans l'évaluation des chargements mécaniques à prendre en compte dans les dossiers mécaniques de justification. A titre d'exemple, on peut en tirer bénéfice dans l'étude de l'absence de déformation excessive ou d'instabilité plastique ou dans les études de stabilité de défauts. Ainsi, la méthode peut impacter positivement les points suivants : - Stratégie de maintenance : optimisation de la durée d'arrêt de tranche via un découplage entre opération de maintenance et justification mécanique (avec pour conclusion de ne pas altérer les procédés usuels d'intervention sur site) - Justification : o de la poursuite en exploitation, o de l'augmentation de durée de vie des tranches, o de l'augmentation de puissance. Le procédé selon l'invention peut également présenter une ou plu-sieurs des caractéristiques ci-dessous, considérées individuellement ou se- Ion toutes les combinaisons techniquement possibles : Selon un mode de réalisation préférentiel, la fonction f(P,M) est défi- nie par la relation :f(P,M) = P -\2 M -\2 Po , \ M \ o , -1, où Po et Mo sont des valeurs de référence déterminées à partir du calcul de comportement élastoplastique. The pressure vessels of the primary circuit of a nuclear reactor are subject to a set of rules for the design and construction of mechanical equipment (defined in the RCC-M code in France) for nuclear islands. The RCC-M code transcribes into practical rules of design, manufacture and control of resistance and quality objectives. The design objective is to ensure the functional capability and integrity of the pressure vessels in all operating situations throughout the life of the plant. The loss of integrity could result from mechanical stresses of internal origin (pressure, temperature of the primary fluid) or external (earthquake for example), these stresses can cause damage such as excessive deformation, fatigue cracking or even a sudden break. To guard against this damage, it is ensured, through a mechanical justification file, that the maximum stresses in all cases of operation remain below the maximum permissible stresses with respect to the damage to be avoided. These mechanical justification files are obviously to be updated with each maintenance operation such as maintenance operations of the steam generator replacement (RGV) type, cold branch section replacement (RTBF) on the primary loop or elbow replacement. primary. In fact, the operation of replacing a component of the primary loop imposes displacements at the ends of the branches or pipes, displacements that generate additional stresses. These additional solicitations are to be taken into account in the updating of the mechanical justification files. The folders are also to be refreshed during a power increase. The updating of the justification files is closely linked to the plant operator's maintenance strategy and may lead to modifications of the on-site intervention processes for the operators in charge of maintenance or even prolong the shutdown time of the plant operator. slice. These files also make it possible to justify keeping the components in operation, increasing the service life of the units of the nuclear power plant or increasing power. We can associate with the load corresponding to all sol-licitations, a bending moment. In this context, the present invention aims to provide a method for quantifying the effective bending moment knowing the value of the flexural moment calculated elastically. To this end, the invention proposes a method for estimating an effective bending moment Meff on a stressed zone of a pipe of a nuclear reactor, the actual bending moment being associated with a plurality of mechanical stresses. , said method comprising the following steps: - input of a load data couple calculated elastically in the stressed zone and representing respectively a bending moment Mt and a pressure Pt, the pressure Pt representing the pressure in the pipework and the moment of bending Mt decomposing into a primary component Mp and a secondary component Mt, - Determining a value f (Pt, Mt) by applying the load data pair Pt and Mt to a function f depending respectively on a variable of pressure P and of a moment variable M, the curve defined by the relation f (P, M) = 0 corresponding to a curve, called envelope load curve, adjusted from a calculation of Elastoplastic behavior in the area sought, - Estimation of the effective bending moment Meff (i.e. moment that contributes to the balance of efforts) according to the following rule: o If the value f (Pt, Mt) is negative or zero, the effective bending moment Meff is equal to the bending moment Mt, o If the value f ( Pt, Mt) is strictly positive: ^ Determination of the value f (Pt, Mp) by applying the data pair Pt and Mp to the function f, ^ if the value f (Pt, Mp) is negative or zero, the moment effective bending Meff is determined by the resolution of the equation f (Pt, Meff) = O. ^ if the value f (Pt, Mp) is strictly positive, the effective bending moment Meff is equal to the primary component Mp of bending moment Mt. The primary component is the fraction of the total component that satisfies the equilibrium equations and whose value is independent of the behavior law used in the calculations (this is the case for the stresses generated by the pressure in piping) and by secondary component the fraction of the total stress that could disappear if one carries out a calculation with a law of realistic behavior (authorizing the appearance of permanent deformations) such as a request generated by a displacement imposed for example by a replacement operation of a component of the nuclear reactor or by thermal expansion. The secondary component is incompatible with the actual deformations of the structure and its existence comes from the elasticity hypothesis posited in the coded calculation. Thanks to the invention, it is possible to anticipate the value of the bending moment that would be provided by an elastoplastic analysis leading to the determination of the parameters of the function f. We consider the possible relaxation of a totally elastic loading corresponding to the moment Mt. The moment Mt corresponds to a global loading of bending including secondary loadings such as that generated by a displacement imposed by a replacement operation and primary loads such as the pressure or earthquake. The method according to the invention makes it possible, knowing the pressure level in the pipework, to determine the effective moment Meff beyond which the imposed displacement loads are clipped. This predictive method can intervene in the evaluation of the mechanical loadings to be taken into account in the mechanical files of justification. By way of example, it can be used in the study of the absence of excessive deformation or plastic instability or in defect stability studies. Thus, the method can positively impact the following points: - Maintenance strategy: optimization of the shutdown time by decoupling between maintenance operation and mechanical justification (with the conclusion of not altering the usual methods of intervention on site) - Justification: o Continued operation, o Increased life of the units, o Increased power. The method according to the invention may also have one or more of the following characteristics, considered individually or in any technically possible combination: According to a preferred embodiment, the function f (P, M) is defined denies by the relation: f (P, M) = P - \ 2 M - \ 2 Po, \ M \ o, -1, where Po and Mo are reference values determined from the calculation of elastoplastic behavior.

Selon un mode réalisation particulier, la pluralité de sollicitations mécaniques inclut une sollicitation générée par des déplacements imposés tels que l'expansion thermique ou des opérations de remplacement de composants du réacteur nucléaire. Le composant de remplacement peut être par exemple un générateur de vapeur. According to a particular embodiment, the plurality of mechanical stresses includes a bias generated by imposed displacements such as thermal expansion or component replacement operations of the nuclear reactor. The replacement component may be for example a steam generator.

Préférentiellement, la zone d'intérêt sollicitée est choisie parmi les zones suivantes : - la zone de sortie da la cuve du réacteur, - la zone d'entrée de la pompe primaire sur la branche en U reliant la pompe primaire au générateur de vapeur, - le milieu du premier coude de la branche en U suivant la zone d'entrée de la pompe primaire, - la zone d'entrée de la cuve du réacteur, - la zone de sortie de la pompe primaire. Le procédé selon l'invention comporte avantageusement une étape préalable de détermination des valeurs de Po et Mo utilisant des calculs aux éléments finis élastoplastiques en trois dimensions. Preferably, the area of interest sought is selected from the following areas: - the outlet zone da the reactor vessel, - the inlet zone of the primary pump on the U-shaped branch connecting the primary pump to the steam generator, the middle of the first bend of the U-shaped branch following the inlet zone of the primary pump; the inlet zone of the reactor vessel; the outlet zone of the primary pump. The method according to the invention advantageously comprises a preliminary step of determining the Po and Mo values using three-dimensional elastoplastic finite element calculations.

D'autres caractéristiques et avantages de l'invention ressortiront clairement de la description qui en est donnée ci-dessous, à titre indicatif et nullement limitatif, en référence aux figures annexées, parmi lesquelles : - la figure 1 représente une tuyauterie branche chaude du circuit pri- maire d'un réacteur nucléaire, - la figure 2 représente une branche en U du circuit primaire d'un réacteur nucléaire, - la figure 3 représente un exemple de courbe de charge enveloppe pour illustrer le procédé selon l'invention, - la figure 4 représente un logigramme illustrant les différentes étapes du procédé de détermination des paramètres Mo et Po, - la figure 5 représente un exemple de détermination de courbe de charge enveloppe à partir de résultats de calculs élastoplastiques utilisée pour la mise en oeuvre du procédé selon l'invention. Dans toutes les figures, les éléments communs portent les mêmes numéros de référence. Le procédé selon l'invention a été bâti sur la base de calculs aux éléments finis élastoplastiques en trois dimensions effectués sur deux types de géométrie : - une géométrie de branche chaude (BC) 1 d'un réacteur nucléaire telle que représentée en figure 1. - une géométrie de branche en U 10 d'un réacteur nucléaire telle que représentée en figure 2. Les géométries prises en compte pour illustrer l'invention et représentées sur les figures 1 et 2 sont celles d'une boucle primaire de réacteurs du type CPY qui sont des réacteurs à trois boucles présentant une puissance de 900 MWe. On notera cependant que l'invention n'est bien entendu pas limitée à ces géométries et peut s'appliquer à tout type de réacteurs présentant des géométries similaires. Other features and advantages of the invention will emerge clearly from the description which is given below, by way of indication and in no way limiting, with reference to the appended figures, among which: FIG. 1 represents a hot branch piping of the circuit FIG. 2 represents a U-shaped branch of the primary circuit of a nuclear reactor; FIG. 3 represents an exemplary envelope load curve for illustrating the process according to the invention; FIG. 4 represents a logic diagram illustrating the various steps of the method for determining the parameters Mo and Po; FIG. 5 represents an example of envelope charge curve determination from elastoplastic calculation results used for the implementation of the method according to FIG. 'invention. In all the figures, the common elements bear the same reference numbers. The process according to the invention was built on the basis of three-dimensional elastoplastic finite element calculations carried out on two types of geometry: a hot leg geometry (BC) 1 of a nuclear reactor as represented in FIG. a U-shaped branch geometry of a nuclear reactor as shown in FIG. 2. The geometries taken into account to illustrate the invention and represented in FIGS. 1 and 2 are those of a primary loop of CPY type reactors. which are three loop reactors with a power of 900 MWe. Note however that the invention is of course not limited to these geometries and can be applied to any type of reactor with similar geometries.

Rappelons brièvement le fonctionnement du circuit primaire d'un ré-acteur nucléaire à eau sous pression. Ce circuit primaire comprend une cuve dans laquelle se trouvent des assemblages de combustible nucléaire, un générateur de vapeur (un par boucle primaire) pourvu de parties primaire et secondaire, une pompe primaire (une par boucle primaire), et un pressuriseur. La boucle primaire permet de relier la cuve, le générateur de vapeur et la pompe primaire. La boucle primaire contient de l'eau primaire, cette eau étant refoulée par la pompe vers la cuve, traversant la cuve en subissant un échauffement au contact des assemblages combustibles, puis traversant la partie primaire du générateur de vapeur avant de revenir à l'aspiration de la pompe. L'eau primaire chauffée dans la cuve cède sa chaleur dans le générateur de vapeur à une eau secondaire traversant la partie secondaire de ce générateur. La figure 1 représente un tronçon de tuyauterie 1 reliant la sortie 3 de la cuve du réacteur à l'entrée primaire 2 du générateur de vapeur du réacteur. La tuyauterie 1 est donc dite tuyauterie branche chaude (BC) car l'eau qui la traverse est constituée par de l'eau primaire ayant subi un échauffe-ment au contact des assemblages combustibles. Le tronçon de tuyauterie 1 est soudé à une tubulure 6 de la cuve du réacteur. Let us recall briefly the functioning of the primary circuit of a nuclear reactors with pressurized water. This primary circuit comprises a vessel in which nuclear fuel assemblies are located, a steam generator (one per primary loop) provided with primary and secondary parts, a primary pump (one per primary loop), and a pressurizer. The primary loop connects the tank, the steam generator and the primary pump. The primary loop contains primary water, this water being discharged by the pump to the tank, passing through the tank undergoing heating in contact with the fuel assemblies, then through the primary part of the steam generator before returning to the suction pump. The primary water heated in the tank gives up its heat in the steam generator to a secondary water passing through the secondary part of this generator. Figure 1 shows a pipe section 1 connecting the outlet 3 of the reactor vessel to the primary inlet 2 of the reactor steam generator. The pipework 1 is therefore called hot branch piping (BC) because the water that passes through it is constituted by primary water that has been heated in contact with the fuel assemblies. The pipe section 1 is welded to a pipe 6 of the reactor vessel.

Cette branche chaude 1 réalisée en acier inoxydable austénitique comporte un tronçon droit horizontal 4 de forme sensiblement cylindrique et un coude 5 divergent à 50 . Les principales caractéristiques géométriques de la BC 1 sont présentées ci-dessous : - Diamètre extérieur moyen du tronçon 4 : 875,2 mm, - Epaisseur moyenne du tronçon 4 : 68,5 mm, - Epaisseur moyenne du coude 5 : 73 mm, - Diamètre extérieur moyen en sortie du coude 5 : 932,4 mm, - Rayon de courbure du coude 5 : 1354 mm, - Longueur de la BC 1 après projection dans le plan horizontal : 6000 mm. This hot branch 1 made of austenitic stainless steel has a horizontal straight section 4 of substantially cylindrical shape and a bend 5 diverge at 50. The main geometrical characteristics of the BC 1 are presented below: - Average outside diameter of the section 4: 875.2 mm, - Average thickness of the section 4: 68.5 mm, - Average thickness of the elbow 5: 73 mm, - Average outside diameter at the outlet of the elbow 5: 932.4 mm, - Elbow curvature radius 5: 1354 mm, - Length of the BC 1 after projection in the horizontal plane: 6000 mm.

La figure 2 représente une branche en U (BU) 10 reliant la sortie pri-maire 11 du générateur de vapeur à l'entrée 12 de la pompe primaire. Cette BU 10 réalisée en acier inoxydable austénitique comporte : - un premier coude 17 à 40 de liaison à la sortie primaire 11 du géné- rateur de vapeur, - Un tronçon droit vertical 13 sensiblement cylindrique, - un deuxième coude 15 à 90 , - un tronçon droit horizontal 16, - un troisième coude 14 divergent à 90 de liaison à l'entrée 12 de la pompe primaire. Le deuxième coude 15 à 90 relie le tronçon droit horizontal 16 au tronçon droit vertical 13. Les principales caractéristiques géométriques de la BU 10 sont présentées ci-dessous : - Longueur développée de la BU 10 : 7590 mm, - Epaisseur moyenne de la BU 10 : 72,8 mm, - Diamètre extérieur moyen du troisième coude 14 : 992,2 mm, - Epaisseur moyenne de l'extrados du troisième coude 14 : 77 mm, - Epaisseur moyenne de l'intrados du troisième coude 14 : 91 mm, - Diamètre extérieur moyen des tronçons droits 13 et 16 : 934, 5 mm, - Diamètre extérieur moyen des premier et deuxième coudes 17 et 15 : 928, 4 mm. On adoptera dans ce qui suit la convention suivante : le moment ap- pliqué en un point correspond à une sollicitation de la partie aval sur la partie amont. La notion amont/aval s'entend vis-à-vis du sens de circulation du fluide primaire dans la boucle représentée par la flèche F. Le procédé selon l'invention est un procédé d'estimation d'un moment de flexion effectif Meff sur une zone sollicitée d'intérêt d'une tuyauterie d'un réacteur nucléaire. FIG. 2 shows a U-shaped branch (BU) connecting the primary outlet 11 of the steam generator to the inlet 12 of the primary pump. This BU 10 made of austenitic stainless steel comprises: - a first bend 17 to 40 of connection to the primary output 11 of the steam generator, - a vertical straight section 13 substantially cylindrical, - a second bend 15 to 90, - a horizontal straight section 16, - a third bend 14 diverge 90 connection to the inlet 12 of the primary pump. The second bend 15 to 90 connects the horizontal straight section 16 to the vertical straight section 13. The main geometrical characteristics of the BU 10 are presented below: - Developed length of the BU 10: 7590 mm, - Average thickness of the BU 10 Outer diameter of the third bend 14: 992.2 mm, - Average thickness of the upper surface of the third bend 14: 77 mm, - Average thickness of the underside of the third bend 14: 91 mm, - Average outside diameter of the straight sections 13 and 16: 934, 5 mm, - Average outer diameter of the first and second elbows 17 and 15: 928, 4 mm. The following convention will be adopted in the following: the moment applied at a point corresponds to a bias of the downstream part on the upstream part. The upstream / downstream concept is understood with respect to the direction of circulation of the primary fluid in the loop represented by the arrow F. The method according to the invention is a method for estimating an effective bending moment Meff on a solicited area of interest of a pipe of a nuclear reactor.

Ainsi, la zone du tronçon de tuyauterie BC 1 correspondant à la sortie 3 de la cuve du réacteur constitue une zone d'intérêt car c'est la zone la plus sollicitée de la BC 1. De même, les zones du tronçon de tuyauterie BU 10 correspondant respectivement à l'entrée 12 de la pompe primaire et au milieu du troisième coude 14 sont également fortement sollicitées. Le procédé selon l'invention sera plus particulièrement décrit au regard de la figure 3. Ce procédé s'applique sur un chargement calculé totalement en élas- tique. Ce chargement est défini par un couple (Pt, Mt). Mt est le moment global de flexion correspondant à une pression Pt dans la tuyauterie analysée et incluant des chargements secondaires correspondant à des déplacements imposés tels qu'une sollicitation générée par une opération de maintenance (remplacement d'un générateur de vapeur) ou une sollicitation du type expansion thermique et de chargements primaires tels que la pression dans la tuyauterie. Le point de coordonnées (Pt, Mt) traduit un chargement totalement élastique. Le procédé selon l'invention permet, connaissant le niveau de pression Pt dans la tuyauterie, de déterminer le moment Meff, dit moment de flexion effectif, au-delà duquel les chargements de déplacements imposés sont écrêtés. Les dépouillements de calculs en trois dimensions élastoplastiques ont permis de dégager l'existence d'une courbe de charge enveloppe correspondant à la charge limite pour chaque zone d'intérêt de la boucle pri- maire. Cette courbe de charge enveloppe a pour équation : f(P, M)=0 avec une fonction f du type : (P 2 (M 2 f(P,M) = ù + - -1, avec P pression et M le moment de flexion. La courbe de charge enveloppe est valable à un endroit donné de la tuyauterie. Les valeurs de Po et Mo sont des valeurs de référence. Nous revien- drons par la suite sur la détermination des valeurs de Po et Mo. Le moment de flexion Mt peut être dissocié entre une part primaire et une part secondaire, avec les notations : Mt = Mr +Mp où Mp représente la part primaire du moment de flexion et Mt représente la part secondaire du moment de flexion. On applique ensuite les règles suivantes pour la détermination du moment effectif Meff (on a considéré deux valeurs de pression Pti et Pte, ainsi que deux moments de flexion élastiques correspondant Mt1 et Mt2, pour illustrer ces règles). Thus, the zone of the pipe section BC 1 corresponding to the outlet 3 of the reactor vessel constitutes an area of interest because it is the most stressed zone of the BC 1. Similarly, the zones of the pipe section BU 10 respectively corresponding to the inlet 12 of the primary pump and the middle of the third bend 14 are also strongly stressed. The method according to the invention will be more particularly described with reference to FIG. 3. This method applies to a load calculated entirely in elastic. This loading is defined by a couple (Pt, Mt). Mt is the global moment of flexion corresponding to a pressure Pt in the analyzed piping and including secondary loadings corresponding to imposed displacements such as a request generated by a maintenance operation (replacement of a steam generator) or a request of the type thermal expansion and primary loads such as pressure in the piping. The coordinate point (Pt, Mt) reflects a totally elastic loading. The method according to the invention makes it possible, knowing the level of pressure Pt in the pipework, to determine the moment Meff, said actual bending moment, beyond which the loadings imposed displacements are clipped. The elastoplastic three-dimensional computational analysis revealed the existence of an envelope load curve corresponding to the limit load for each zone of interest in the primary loop. This envelope load curve has for equation: f (P, M) = 0 with a function f of the type: (P 2 (M 2 f (P, M) = ù + -1, with P pressure and M the moment The envelope load curve is valid at a given point in the piping The values of Po and Mo are reference values and we will come back to the determination of the Po and Mo values. flexion Mt can be dissociated between primary and secondary parts, with the notation: Mt = Mr + Mp where Mp represents the primary part of the bending moment and Mt represents the secondary part of the bending moment. for the determination of the effective moment Meff (two pressure values Pti and Pte were considered, as well as two corresponding elastic bending moments Mt1 and Mt2, to illustrate these rules).

Cas 1 : f(Pti, Mn) 0 On a alors Meff=Mtl. Dans ce cas, il n'y a aucune relaxation. Ce cas 1 est illustré sur la figure 3. Sans relaxation, le point de coordonnées (RI, Meff) correspond donc réellement à un comportement totalement élastique. Cas 2 : f(Pt2, Mt2) > 0 Cas 2.1 : Si f(Pt2, Mp2) <_ 0 : Dans ce cas f(Pt2, Meff) = O, ce qui revient à : Meff = Mo.I Ce cas 2.1 est illustré sur la figure 3. On observe les deux composantes de Mt2 : Mp et Mt2 avec f(Pt, Mp) O. Le point de coordonnées (Meff, Pt2) est positionné sur la courbe f(P,M)=0. Case 1: f (Pti, Mn) 0 We then have Meff = Mtl. In this case, there is no relaxation. This case 1 is illustrated in Figure 3. Without relaxation, the coordinate point (RI, Meff) really corresponds to a completely elastic behavior. Case 2: f (Pt2, Mt2)> 0 Case 2.1: If f (Pt2, Mp2) <_ 0: In this case f (Pt2, Meff) = O, which amounts to: Meff = Mo.I This case 2.1 is shown in Figure 3. We observe the two components of Mt2: Mp and Mt2 with f (Pt, Mp) O. The coordinate point (Meff, Pt2) is positioned on the curve f (P, M) = 0.

Cas 2.2 : Si f(Pt2, M4'2 ) > 0 : Dans ce cas : Meff = Mp Ce cas 2.2 est illustré sur la figure 3. On observe à nouveau les deux composantes de Mt2 : Mp et Mt2 avec f(Pt2, Mp) > 0 (attention, afin de clarifier la représentation graphique, le cas 2.2 a été translaté vers la droite ; il faut évidemment lire la figure 3 comme si le cas 2.2 se trouvait au niveau de l'abscisse Pt2) 130 De façon générale, on a donc la relation : Metz = Max Min Mt; Mo 1 Case 2.2: If f (Pt2, M4'2)> 0: In this case: Meff = Mp This case 2.2 is illustrated in figure 3. We observe again the two components of Mt2: Mp and Mt2 with f (Pt2, Mp)> 0 (note that, in order to clarify the graphical representation, case 2.2 has been translated to the right, it is obviously necessary to read figure 3 as if case 2.2 was at the level of abscissa Pt2) 130 Generally speaking we have the relation: Metz = Max Min Mt; Mo 1

Le tableau 1 ci-dessous donne les valeurs de Po et Mo pour les zones 5 d'intérêt évoquées plus haut : Po (MPa) Mo (Lm) sortie 3 de la cuve 28 450 entrée 12 de la pompe 33 345 Tableau 1 Table 1 below gives the values of Po and Mo for the areas of interest mentioned above: Po (MPa) Mo (Lm) output 3 of the tank 28 450 input 12 of the pump 33 345 Table 1

10 On notera que les valeurs de Po et Mo données ci-dessus pour la sortie 3 de la cuve sont aussi valables pour les zones d'intérêt correspondant à l'entrée de la cuve et à la sortie de la pompe primaire. De même, les valeurs de Po et Mo données ci-dessus pour l'entrée 12 de la pompe primaire sont aussi valables pour la zone d'intérêt correspon-15 dant au milieu du troisième coude 14. La détermination de Po et Mo provient d'un procédé mis en oeuvre par ordinateur utilisant des calculs aux éléments finis élastoplastiques en trois dimensions effectués sur les deux types de géométrie représentées sur les figures 1 et 2 et décrites plus haut. La figure 4 représente un logigramme 20 qui illustre les principales étapes de ce procédé de détermination de Po et Mo. Les hypothèses de départ sont définies selon une étape 1 : - on part d'une géométrie définie (celle de la BC 1 ou de la BU 10), - on établit les lois de traction prises au fractile 50% associées aux ma- 25 tériaux utilisés pour les tuyauteries. Selon une étape 2, les données d'entrée du calcul aux éléments finis sont : - la géométrie de la tuyauterie considérée, Avec Mt = Mr +Mp - les matériaux définis par leurs lois de traction prises au fractile 50% et leurs caractéristiques physiques, - le chargement qui intègre (on notera que ce chargement varie en fonction du temps): o des sollicitations du type primaire telles que la pression dans la tuyauterie ou l'effet de fond (sollicitation liée à l'effet de tension globale de la boucle primaire sous pression); ces sollicitations prennent notamment en compte la simulation en pression et en température d'un transitoire de démarrage d'un réacteur (de l'arrêt à froid à la puissance nominale), o des sollicitations secondaires telles qu'une sollicitation générée par une opération de maintenance (remplacement d'un générateur de vapeur) ou une sollicitation du type expansion thermique. It should be noted that the values of Po and Mo given above for the outlet 3 of the vessel are also valid for the zones of interest corresponding to the inlet of the vessel and the outlet of the primary pump. Similarly, the values of Po and Mo given above for the inlet 12 of the primary pump are also valid for the zone of interest corresponding to the middle of the third elbow 14. The determination of Po and Mo comes from A computer-implemented method using three-dimensional elastoplastic finite element calculations performed on the two types of geometry shown in Figures 1 and 2 and described above. FIG. 4 represents a logic diagram 20 which illustrates the main steps of this method for determining Po and Mo. The initial hypotheses are defined according to a step 1: - one starts from a definite geometry (that of the BC 1 or the BU 10), the traction laws taken at 50% fractile associated with the materials used for the pipes are established. According to a step 2, the input data of the finite element calculation are: - the geometry of the considered pipe, With Mt = Mr + Mp - the materials defined by their traction laws taken with the fractile 50% and their physical characteristics, - the loading that integrates (note that this load varies with time): o primary type of stress such as the pressure in the pipe or the bottom effect (stress related to the effect of overall tension of the loop) primary pressure); these solicitations take into account, in particular, the pressure and temperature simulation of a reactor startup spike (from cold shutdown to nominal power), or secondary stresses such as a solicitation generated by an operation of a reactor. maintenance (replacement of a steam generator) or thermal expansion type stress.

Selon une étape 3, on réalise ensuite un maillage en éléments tridimensionnels massifs quadratiques de chacune des branches 1 et 10 (une visualisation des maillages quadratiques respectifs des branches 1 et 10 est représentée sur les figures 1 et 2) par le biais d'un outil informatique de cal-cul adapté (Code SYSTUS par exemple). On notera qu'étant donné le type de calcul, il peut être nécessaire de discrétiser relativement finement certains points particuliers de la structure tels que les zones de raccordement entre les coudes et les tronçons droits, ceci afin de faciliter la convergence des calculs non linéaires. Selon une étape 4, on réalise ensuite une analyse thermomécanique élastoplastique sur le modèle tridimensionnel en lui appliquant l'ensemble du chargement décrit plus haut. Selon une étape 5, on en déduit les valeurs des moments de flexion en fonction du temps (comme expliqué plus haut, le chargement évolue en fonction du temps). Connaissant la courbe d'évolution de la pression avec le temps, on en déduit alors la courbe d'évolution du moment de flexion en fonction de la pression pour chaque zone sollicitée d'intérêt. Un exemple d'une telle courbe C est donné sur la figure 5. According to a step 3, a mesh is then made in quadratic massive three-dimensional elements of each of the branches 1 and 10 (a visualization of the respective quadratic meshes of the branches 1 and 10 is represented in FIGS. 1 and 2) by means of a tool adapted computer science (SYSTUS code for example). It will be noted that, given the type of calculation, it may be necessary to discretize relatively precisely certain particular points of the structure such as the connection zones between the bends and the straight sections, in order to facilitate the convergence of the nonlinear calculations. According to a step 4, an elastoplastic thermomechanical analysis is then carried out on the three-dimensional model by applying to it all the loading described above. According to a step 5, the values of the bending moments as a function of time are deduced (as explained above, the loading changes as a function of time). Knowing the evolution curve of the pressure over time, we then deduce the evolution curve of the bending moment as a function of the pressure for each zone of interest. An example of such a curve C is given in FIG.

Selon une étape 6, on détermine alors les valeurs des paramètres Po et Mo de sorte que la courbe de charge enveloppe d'équation : P \2 M \2 P i \ M \ i s'ajuste au mieux à la courbe C. According to a step 6, the values of the parameters Po and Mo are then determined so that the envelope load curve of equation: P \ 2 M \ 2 P i \ M \ i fits best to the curve C.

Bien entendu, l'invention n'est pas limitée au mode de réalisation qui vient d'être décrit. Notamment, l'invention a été plus particulièrement décrite dans le cas de deux géométries BU et BC mais on peut parfaitement mettre en oeuvre le procédé de l'invention pour d'autres zones sollicitées situées sur d'autres tuyauteries. Le fait que les géométries décrites soient celles d'un réacteur nucléaire à eau pressurisée du type CPY n'est nullement limitatif. On peut ainsi utiliser l'invention pour tout type de réacteur nucléaire. De même, l'invention n'est pas limitée à des sollicitations secondaires générées par une opération de maintenance du type remplacement d'un générateur de vapeur ou de tronçon de branche froide. Ainsi, l'invention est plus généralement applicable tout type de sollicitations secondaires induisant un déplacement imposé. Enfin, on pourra remplacer tout moyen par un moyen équivalent. f(P,M)= -1= 0 (représentée en pointillé sur la figure 5)20 Of course, the invention is not limited to the embodiment just described. In particular, the invention has been more particularly described in the case of two geometries BU and BC but it is perfectly possible to implement the method of the invention for other stressed zones located on other pipes. The fact that the geometries described are those of a pressurized water nuclear reactor of the CPY type is in no way limiting. The invention can thus be used for any type of nuclear reactor. Similarly, the invention is not limited to secondary stresses generated by a maintenance operation of the replacement type of a steam generator or cold branch section. Thus, the invention is more generally applicable to any type of secondary solicitations inducing an imposed displacement. Finally, any means can be replaced by equivalent means. f (P, M) = -1 = 0 (shown in dotted line in FIG. 5)

Claims

1. A method for estimating an effective bending moment Meff on a stressed zone of a pipe of a nuclear reactor, the actual bending moment being associated with a plurality of mechanical stresses, said method comprising the following steps: Input of a pair of load data calculated elastically in the stressed zone and respectively representing a bending moment Mt and a pressure Pt, the pressure Pt representing the pressure in the pipe and the bending moment Mt decomposing into a primary component Mp and a secondary component Mt. Determination of a value f (Pt, Mt) by applying the load data pair Pt and Mt to a function f respectively dependent on a pressure variable P and a moment variable M, the curve defined by the relation f (P, M) = 0 corresponding to a curve, called envelope load curve, adjusted from a calculation of elastoplastic behavior in the area requested, - Estimation of the effective bending moment Meff according to the rule following: o If the value f (Pt, Mt) is negative or zero, the effective bending moment Meff is equal to the bending moment Mt, o If the value f (Pt, Mt) is strictly positive: ^ Determination of the value f (Pt, Mp) by applying the data pair Pt and Mp to the function f, ^ if the value f (Pt, Mp) is negative or zero, the effective bending moment Meff is determined by the resolution of the equation f (Pt, Meff) = O. ^ if the value f (Pt, Mp) is strictly positive, the effective bending moment Meff is equal to said primary component Mp of the bending moment Mt.

2. Method according to claim 1 characterized in that the function f (P, M) is defined by the relation: f (P, M) = P - \ 2 M - \ 2 \ M \, P0 / o / -1 where Po and Mosont have reference values determined from the calculation of elastoplastic behavior.

3. Method according to one of claims 1 or 2 characterized in that said plurality of mechanical stresses includes a bias generated by imposed displacements such as thermal expansion or component replacement operations of the nuclear reactor.

4. Method according to the preceding claim characterized in that said replacement component is a steam generator.

5. Method according to one of claims 1 to 4 characterized in that the area of interest sought is selected from the following areas: - the exit zone da the reactor vessel, - the input zone of the primary pump on the U-shaped branch connecting the primary pump to the steam generator, - the middle of the first bend of said U-shaped branch following the input zone of the primary pump, - the inlet zone of the reactor vessel, - the output area of the primary pump.

6. Method according to one of claims 2 to 5 characterized in that it comprises a preliminary step of determining the values of Po and Mo using calculations to finite elastoplastic elements in three dimensions.