Brevet FR3146368A1 — publié le 20240906

Réacteur nucléaire à caloporteur liquide et assemblages combustibles solides, intégrant un système d’évacuation de la puissance nominale à bain de métal liquide et à matériau(x) (MCP) pour l’évacuation de la puissance résiduelle en cas accidentel. L’invention consiste essentiellement à un réacteur nucléaire à combustible solide et caloporteur au primaire à métal liquide ou sel(s) fondu(s) qui garantisse notamment à la fois: - une extraction exclusivement passive, par convection naturelle au circuit primaire, de la puissance thermique en modes de fonctionnement normal et accidentel et ce, à l’arrêt à travers la cuve primaire du réacteur, c’est-à-dire au-delà de la deuxième barrière de confinement; - en cas d’incident ou d’accident, la mise en œuvre d’un système passif d’évacuation de la puissance résiduelle qui est compact et capable d’assurer la fonction de sûreté jusqu’à une durée prédéterminée, typiquement de 3 jours, sans aucune intervention d’un opérateur, grâce à la présence d’un(de) matériau(x) MCP qui stocke(nt) la chaleur résiduelle produite dans le cœur et évacuée par la cuve primaire. Figure pour l’abrégé : Fig. 3 Réacteur nucléaire à caloporteur liquide et assemblages combustibles solides, intégrant un système d’évacuation de la puissance nominale à bain de métal liquide et à matériau(x) (MCP) pour l’évacuation de la puissance résiduelle en cas accidentel. La présente invention concerne le domaine des réacteurs nucléaires à combustibles solides refroidis avec un(des) fluide(s) caloporteur(s) de type sel(s) fondu(s) ou métal liquide, notamment avec du sodium liquide, dits RNR (Réacteurs à Neutrons Rapides) qui font partie de la famille des réacteurs dits de quatrième génération. Plus particulièrement, l’invention a trait à une simplification de l’architecture de ces réacteurs nucléaires tout en garantissant une évacuation fiable de la puissance à la fois nominale et résiduelle dans le cas des situations d’arrêts normaux et accidentels. L’invention s’applique aux réacteurs de petite puissance ou SMR en anglais (acronyme de « Small Modular Reactor »), et plus spécifiquement aux MMR (acronyme de « Micro Modular Reactor ») typiquement d’une puissance de fonctionnement inférieure à 20MWth. On rappelle ici que la puissance résiduelle d'un réacteur nucléaire (« decay heat » en anglais) est la chaleur produite par le cœur postérieurement à l'arrêt de la réaction nucléaire en chaîne et constituée principalement par l'énergie de désintégration des produits de fission. La puissance résiduelle correspond à une fraction de la puissance nominale et décroit au cours du temps. Dans tous les cas, elle doit être prise en compte lors des phases d’arrêt normal du réacteur, lors des phases de manutention, mais aussi lors des situations accidentelles afin de dimensionner des systèmes d’évacuation de chaleur. Bien que décrite en référence à un réacteur nucléaire refroidi par un (des) sel(s) fondu(s), l’invention s’applique aussi aux réacteurs refroidis au sodium liquide ou à tout autre métal liquide, tel que le plomb, comme fluide caloporteur d’un circuit primaire de réacteur nucléaire. Également, bien que décrite en référence à un réacteur à neutrons rapides, l’invention s’applique aussi aux réacteurs à fonctionnement en spectre thermique et/ou épithermique. La filière des réacteurs à neutrons rapides a été développée pour permettre une meilleure gestion du combustible nucléaire, notamment par une gestion durable du stock de plutonium et par la capacité à valoriser l’inventaire de l’isotope 238 de l’uranium, isotope non valorisable dans les réacteurs à neutrons thermiques. Le cycle de régénération uranium/plutonium n’est possible qu’avec des neutrons de hautes énergies. Le spectre neutronique rapide en résultant, est la clé de la gestion durable de l’inventaire en plutonium et de la possibilité de valoriser les stocks d’uranium 238 non utilisés par la filière plus classique des réacteurs à neutrons thermiques refroidis par de l’eau légère. Les réacteurs à neutrons rapides à combustible solide reposent sur une séparation physique entre le combustible solide et le caloporteur, par une enveloppe formant une barrière physique (gainage). Le combustible en lui-même est constitué de matériaux solides aux températures de fonctionnement visées (notamment sous la forme d’oxydes, de carbures de silicium (SIC) ou encore nitrures de matériaux fissiles ou bien directement sous forme d’alliage métallique). Fonctionnellement, la barrière physique de séparation du combustible et du fluide caloporteur permet de : jouer le rôle de barrière de confinement au sens de la fonction de sûreté de maîtrise du confinement des matières radioactives, notamment le confinement des produits de fissions générés en phase gazeuse, mettre en œuvre une configuration technique et des dispositions de gestion différenciée du combustible et du caloporteur. Dans ce contexte, les principaux projets de réacteurs à neutrons rapides à combustible solide se sont développés autour de concepts mettant en œuvre des métaux liquides ou des gaz pour porter la fonction de fluide caloporteur, et avec un combustible solide physiquement séparé du caloporteur par une barrière. On peut citer les filières de type RNR refroidis au sodium ou plomb liquide, ou les filières de réacteurs haute température à caloporteur gaz. La filière des RNR refroidis au sodium (Na) est la technologie la plus mature, notamment celle des réacteurs en configuration intégrée, c’est-à-dire avec un circuit primaire en sodium disposé à l’intérieur de la cuve du réacteur. Le retour d’expérience dérivé de l’exploitation de plusieurs RNR-Na en France, comme à l’étranger, [1] a permis de mettre en exergue les avantages suivants : une meilleure utilisation du combustible nucléaire, c’est-à-dire une réduction de déchets par unité d’énergie produite, ce qui est valable pour tous les réacteurs à neutrons rapides ; un meilleur rendement thermodynamique, d’environ 42 % par rapport aux réacteurs à eau pressurisée qui est de l’ordre 32-33 %, grâce à une température du caloporteur moyenne plus élevée puisque jusqu’à 550 °C en sortie du cœur de réacteur ; un transfert de chaleur et refroidissement du combustible très efficace grâce à l’utilisation d’un métal liquide à très haute conductivité thermique ; une convection naturelle importante au circuit primaire, ce qui contribue à l’évacuation de la puissance résiduelle (EPuR) en situations accidentelles ; l’absence de mise sous pression du caloporteur au circuit primaire, étant donnée sa plage de fonctionnement à l’état liquide assez étendue à pression ambiante, d’environ 100 °C à 880°C. Cependant, les RNR-Na en configuration intégrée présentent les inconvénients suivants : un risque de réaction exothermique en cas d’interaction du sodium avec l’eau ou l’air, ce qui implique : un contrôle strict de la quantité d’oxygène dans les boucles de sodium liquide, ainsi que des fortes contraintes d’étanchéité ; le fait d’avoir une boucle secondaire en sodium en plus par rapport aux réacteurs à eau pressurisée entre le circuit primaire et le système de conversion d’énergie, afin de séparer le risque radiologique et le risque chimique; des risques d’ébullition du sodium primaire en cas d’accident de perte de débit ou perte de refroidissement sans activation des dispositifs d’arrêt d’urgence du réacteur, ce qui limite, avec des marges de sûreté, la température de fonctionnement à 550 °C en sortie du cœur. Les réacteurs refroidis au plomb (RNR-Pb) permettent de supprimer de facto les risques liés à l’interaction exothermique sodium/eau et de produire de la chaleur à haute température par le moyen d’un combustible solide, tout en augmentant la marge à ébullition du fluide caloporteur, puisque la température d’ébullition du plomb est autour de 1750 °C. Néanmoins, les réacteurs refroidis au plomb présentent des problèmes d’érosion/corrosion des composants, accrus à des hautes températures et pour des densités du caloporteur très élevées, ce qui les oblige à fonctionner à des températures limitées à 500-550 °C :[2]. Deux autres technologies de réacteurs connues, sont intrinsèquement capables de résoudre ou à tout le moins d’atténuer les risques liés à l’interaction exothermique sodium/eau et à l’ébullition du caloporteur en cas d’accident, et de produire de la chaleur à haute température (>550 °C) par le moyen d’un combustible solide. Il s’agit des réacteurs au gaz (d’acronyme anglo-saxon GFR pour « Gas-cooled Fast Reactors » ) et des réacteurs au gaz à très haute température (d’acronyme anglo-saxon VHTGR pour « Very High Temp e rature Ga s Reactors ») et des réacteurs à combustible solide et refroidis par un sel liquide, dit RNR-sel. Les réacteurs VHTGR se caractérisent par un combustible massif, dont l’inertie thermique très élevée, la faible puissance volumique et la très haute température de fusion en améliorent la sûreté par rapport aux réacteurs au sodium. On pourra se référer au brevet FR2956773B1 ou à la publication [3]. Pour refroidir le combustible, un gaz sous pression est utilisé, ce qui permet d’éviter les risques liés à l’ébullition d’un caloporteur liquide en cas d’accident. En plus, le fait d’utiliser un gaz permet de monter à des températures très élevées dès lors que les matériaux de structure sont compatibles, typiquement jusqu’à 1000 °C en sortie cœur, et d’atteindre des rendements importants. Parmi les gaz qui ont été considérés comme fluides caloporteurs, l’hélium a souvent été retenu comme le principal candidat par ses propriétés thermiques (conductivité et chaleur spécifique plus importants par rapport aux autres gaz) et son inertie chimique. Cependant, le fait d’avoir un gaz (hélium) comme fluide caloporteur implique les différents inconvénients suivants: la faible puissance volumique du combustible oblige à augmenter le volume de la cuve primaire qui contient le combustible nucléaire ; afin d’accroitre le transfert de chaleur du gaz et le rendement de l’installation, une pressurisation du circuit primaire est nécessaire. Cela implique un dimensionnement de la cuve primaire conséquent, c’est-à-dire une augmentation de son épaisseur de paroi ; l’hélium est un fluide compliqué à utiliser car il peut pénétrer les barrières solides trois fois plus facilement que l’air : [4]. Aussi, une perte de l’inventaire d’hélium est à considérer pendant l’exploitation d’un réacteur VHTGR ; à ce jour, l’hélium est un matériau qui n’est pas très abondant sur terre et dont le coût est élevé : [5] ; un risque d’exploitation lié à la dépressurisation du circuit primaire. Afin de résoudre les problèmes dérivant de l’utilisation d’un métal liquide ou d’un gaz comme caloporteur, un sel liquide peut être utilisé comme fluide caloporteur. Une architecture de réacteur nucléaire utilisant un sel liquide en tant que fluide caloporteur, de faible puissance, d’environ 120 MWth, très compacte est décrite dans la publication [6], et illustrée principalement à la de cette publication. Cette architecture de réacteur refroidi au sel liquide avec combustible solide résout tous les problèmes liés à l’utilisation de l’hélium énoncés précédemment. Même si la température de fonctionnement évoquée dans la publication [6] est d’environ 500-550°C, la température d’ébullition/dissociation du sel est suffisamment élevée (> 1000°C) pour permettre de fonctionner à des températures plus hautes sans risque d’ébullition. Cependant, l’architecture de réacteur selon la publication [6] présente les inconvénients suivants : la présence d’un circuit intermédiaire au sein de la cuve primaire du réacteur, ce qui implique : la nécessité d’avoir des traversées de la dalle au-dessus de la cuve primaire et des contraintes supplémentaires liées au respect de l’étanchéité de la chaudière ; un risque d’entraînement de bulles de gaz dans le cœur qui, lorsqu’il est à spectre neutronique rapide, peut entraîner un pic de puissance ; une activation potentielle du fluide intermédiaire ; une taille de cuve plus importante, une fiabilité globale amoindrie du fait de l’ajout de composants et système et de part une configuration plus complexe, une constructibilité plus complexe donc plus longue et/ou plus coûteuse, une structure de redan à l’intérieur de la cuve primaire qui doit permettre l’implantation d’un échangeur intermédiaire entre circuit primaire en sel et circuit secondaire en sel, ce qui probablement complique sa fabrication ; et plus largement des internes de cuves primaires non remplaçables soumis à des contraintes réglementaires de fabricabilité et d’inspection et pouvant avoir un impact sur la durée de vie de l’installation du fait de leur caractère non remplaçable, la zone d'écoulement descendant du sel caloporteur dans la cuve primaire, usuellement appelée « Downcomer » doit être suffisamment large pour permettre l’insertion d’un échangeur intermédiaire. De fait, ce dernier est nécessairement un composant de grandes dimensions du fait qu’un sel liquide est un mauvais fluide caloporteur, de conductivité thermique très faible, typiquement de l’ordre de 0,5 à 1 W/mK, par rapport aux métaux liquides, comme celle du sodium qui est égale à environ 60 W/mK. Or, une cuve primaire large est plus difficilement fabricable en usine et transportable ; l’absence de systèmes de sûreté dédiés à l’Evacuation de la Puissance Résiduelle (EPuR) en cas d’accident ; la manutention du combustible se fait en enlevant la dalle réacteur sous atmosphère inerte, ce qui nécessite des temps d’arrêts importants de l’installation, ainsi que des vérifications de l’étanchéité du réacteur avant le redémarrage. Il existe donc un besoin d’améliorer les réacteurs nucléaires à combustible solide refroidis au métal liquide ou au(x) sel(s) liquide(s), notamment afin de pallier les inconvénients précités. De manière générale, il existe un besoin d’améliorer la sûreté des réacteurs nucléaires à combustible solide refroidis au métal liquide ou au(x) sel(s) liquide(s), en répondant à l’ensemble des points d’un cahier des charges que l’on peut définir comme suit: - un fonctionnement avec convection naturelle au circuit primaire sur des gammes de puissances inférieures à 20 MWth suivant les modes de fonctionnement, - un garantie de la fonction d’EPuR par un système passif, de préférence compact, - une simplification des structures internes de la cuve primaire par rapport à celles connues, - une limitation des traversées de la cuve primaire, - une simplification globale de la fonction d’évacuation de la puissance en fonctionnement normal du réacteur, - un fonctionnement à pression atmosphérique sans risque chimique d’interaction exothermique avec l’eau et l’air, - une protection radiologique au plus près des matières nucléaires, assurant la fonction de 3 ème barrière de confinement. Le but de l’invention est de répondre au moins en partie à ce(s) besoin(s). Pour ce faire, l’invention concerne, sous l’un de ses aspects, un réacteur nucléaire refroidi par métal liquide ou un (des) sel(s) liquide(s) inerte(s), comprenant : - une cuve, dite cuve primaire, axisymétrique autour d’un axe central (X), remplie d’un premier fluide caloporteur à au moins un métal liquide ou au moins un sel liquide inerte en tant que fluide caloporteur du circuit primaire du réacteur, comprenant : un cœur constitué d’assemblages contenant de la matière nucléaire combustible à l’état solide, confinée dans au moins une enveloppe; une structure formant un redan, d’axe central confondu avec celui de la cuve primaire, la structure étant agencée dans la cuve primaire pour séparer l’intérieur de celle-ci en une zone centrale et une zone périphérique de sorte qu’en fonctionnement du réacteur, le caloporteur à métal liquide ou sel(s) liquide inerte(s), circule par convection naturelle, selon une boucle depuis le bas de la zone centrale où est agencé le cœur de réacteur au sein duquel les réactions de fission se produisent, à partir duquel il s’élève par échauffement jusqu’au haut de la zone centrale où il est dévié vers le haut de la zone périphérique pour descendre vers le bas de la zone périphérique où il est dévié vers le cœur du réacteur ; - une cuve dite cuve secondaire, agencée autour de la cuve primaire; - un puits de cuve, agencé autour de la cuve secondaire; une dalle de fermeture, pour enfermer le premier fluide caloporteur à l’intérieur de la cuve primaire ; - un système d’évacuation de la puissance thermique à la fois en fonctionnement nominal et dans les situations d’arrêt du réacteur nucléaire, le système comprenant : une virole agencée entre la cuve primaire et la cuve secondaire, délimitant un volume avec la cuve primaire remplie de métal liquide ; un circuit fermé, dit circuit secondaire, rempli d’un deuxième fluide caloporteur et adapté pour évacuer la chaleur elle-même évacuée par conduction à travers la cuve primaire et transférée par le métal liquide, vers un système de conversion d’énergie et/ou un réseau de chaleur; un système d’évacuation de la puissance thermique résiduelle (EPuR) dans les situations accidentelles du réacteur nucléaire, le système comprenant : au moins un matériau à changement de phase (MCP) de type solide/liquide agencé à l’intérieur de l’espace délimité entre la virole et la cuve secondaire, le(s) matériau(x) MCP étant adapté(s) pour fondre en emmagasinant par chaleur latente au moins une partie de préférence la totalité, de la puissance résiduelle émise par le cœur dans les situations accidentelles, pendant une durée prédéterminée. Avantageusement, l’inventaire du(des) matériau(x) MCP permet, par l’énergie requise pour le changement de phase (chaleur latente) d’absorber toute la puissance résiduelle du cœur pendant une durée prédéterminée de 3 jours. Il existe donc une marge de dimensionnement liée à la chaleur sensible du sel fondu à l’état liquide qui permettrait, bien avant son ébullition, d’absorber de la chaleur résiduelle complémentaire et donc de laisser un délai de grâce avant intervention supérieur à 3 jours. Par « chaleur sensible », on entend la chaleur que la matière, dans un état donné, peut absorber sans changer de phase. Par « dans les situations d’arrêt », on comprend ici et dans le cadre de l’invention un arrêt normal du réacteur et non pas en cas d’accident (situations accidentelles). Par « sel liquide inerte », on entend un sel liquide caloporteur ne comprenant ni élément fissile, ni élément fertile et qui ne réagit pas chimiquement avec l’eau et l’air. Avantageusement, la hauteur de matériau(x) MCP entre la virole et la cuve secondaire est supérieure à la hauteur de sel(s) liquide(s) inerte(s) entre la cuve primaire et la virole. On s’assure ainsi de limiter ou empêcher la fuite de sel liquide caloporteur par la cuve primaire en cas d’accident. De préférence, également, la hauteur du métal liquide entre la cuve primaire et la virole est supérieure à la hauteur de sel(s) liquide(s) inerte(s) entre la cuve primaire et la virole. Selon une variante de construction avantageuse, les cuves primaire et secondaire ainsi que la virole sont des cylindres droits agencés de manière concentrique entre eux. De préférence, le sel liquide inerte est choisi parmi des sels à base de chlore, enrichi éventuellement en Chlore 37 pour diminuer la formation de Cl36 radioactif, de préférence encore NaCl, KCl, MgCl 2 , CaCl 2 , ZnCl 2 ou un mélange de ceux-ci, notamment un mélange de sels fondus NaCl-MgCl2, NaCl-MgCl2- KCl ou encore le NaCl-MgCl2- KCl-ZnCl 2 . Selon une variante de réalisation avantageuse, le circuit fermé comprend un serpentin, dont la périphérie est de préférence munie d’ailettes de dissipation thermique; le serpentin étant agencé entre la cuve primaire et la virole, en hélice autour de cette dernière. De préférence, le serpentin peut être fixé, notamment par soudage à la virole. Le métal liquide du bain entre la cuve primaire et la virole est avantageusement un alliage d’aluminium, de préférence de type A0850.0, comme divulgué dans [7]. De préférence, le(s) matériau(x) MCP entre la virole et la cuve secondaire est(sont) sous la forme d’une poudre. De préférence encore, le(s) matériau(x) MCP entre la virole et la cuve secondaire est(sont) choisi(s) parmi l’aluminium pur ou un alliage d’aluminium, de préférence de type A0850.0. De préférence encore, la cuve primaire est réalisée en acier inoxydable AISI 316L ou en alliage base nickel ou en carbure de silicium (SiC). De préférence encore, la cuve secondaire et la virole sont chacune réalisées en acier inoxydable AISI 316L ou en alliage base Nickel ou en carbure de silicium (SiC), selon les conditions d’exploitation prévues. Le réacteur nucléaire selon l’invention peut être à spectres thermiques, épithermiques ou à neutrons rapides. Ainsi, selon une première alternative, la cuve primaire est dénuée de matériau modérateur de sorte à ce que le fonctionnement du réacteur soit à neutrons rapides. Selon une deuxième alternative, le cœur de réacteur logeant au moins un matériau modérateur de sorte à ce que le fonctionnement du réacteur soit à neutrons thermiques ou à neutrons épithermiques. Le fluide caloporteur peut avantageusement jouer le rôle de modérateur (sel de chlorure contenant du lithium ou encore sel fluorure). Dans le cadre de l’invention, on entend par « matériau modérateur », tout matériau qui permet de ralentir les neutrons. Au sens usuel, l’énergie cinétique d’un neutron rapide est supérieur à 1eV, tandis que celle d’un neutron thermique est inférieure à 1eV, typiquement de l’ordre de 0,025eV. On pourra se référer à la publication [8], et en particulier à la , qui indique, pour plusieurs types de réacteurs, la fraction thermique et la fraction rapide du flux neutronique. On pourra se référer au brevet FR3025650B1 qui décrit l’insertion de matériaux modérateurs dans un assemblage combustible d’un réacteur à neutrons rapides. Selon un mode de réalisation avantageux, les combustibles nucléaires solides sont des assemblages combustibles nucléaires et/ou des particules de combustible, dites TRISO, et/ou des pastilles de combustible logées individuellement dans des alvéoles séparées d’une plaque. Les combustibles nucléaires solides peuvent être à base de dioxyde d'uranium (UO 2 ) appauvri, faiblement enrichi, de préférence avec un enrichissement 2 ), ou à base d’uranium enrichi U 235 (HALEU, acronyme anglo-saxon pour « High-Assay Low-Enriched Uranium »), de préférence avec un enrichissement entre 5 % et 20 %. De préférence, le réacteur nucléaire comprend un système de contrôle de la réactivité constitué soit par des barres de contrôle internes à la cuve primaire, soit par des tambours rotatifs externes à la cuve primaire. Le réacteur nucléaire qui vient d’être décrit est particulièrement destiné à avoir une puissance inférieure à 20 MWth. L’invention consiste donc essentiellement à réaliser un réacteur nucléaire à combustible solide et caloporteur au primaire à métal liquide ou sel(s) fondu(s) qui garantisse à la fois : une extraction exclusivement passive, par convection naturelle au circuit primaire, de la puissance thermique en modes de fonctionnement normal et accidentel et ce, à l’arrêt à travers la cuve primaire du réacteur, c’est-à-dire au-delà de la deuxième barrière de confinement; en cas d’incident ou d’accident, la mise en œuvre d’un système passif d’évacuation de la puissance résiduelle qui est compact et capable d’assurer la fonction de sûreté jusqu’à une durée prédéterminée, typiquement de 3 jours, sans aucune intervention d’un opérateur, grâce à la présence d’un(de) matériau(x) MCP qui stocke(nt) la chaleur résiduelle produite dans le cœur et évacuée par la cuve primaire; une réduction drastique du risque d’entrainement de gaz en cœur, du fait de l’absence d’échangeur intermédiaire au sein de la cuve primaire; la simplification de l’architecture du circuit primaire, du puits de cuve et de la cuve du réacteur sans aucune traversée, avec un circuit fluide d’évacuation de la puissance thermique, ce qui : améliore sa fiabilité et son inspectabilité, permet le remplacement des composants primaires, ce qui augmente considérablement la durée de vie globale de l’installation, simplifie sa constructibilité, contribue à simplifier et donc rendre plus robuste la démonstration de sûreté, simplifie toutes les opérations de maintenance et de manutention notamment la manutention combustible, une seconde barrière extrêmement simplifiée et sans point singulier, qui passe exclusivement par les limites de la cuve primaire, du fait de la localisation à l’extérieur de la cuve primaire de l’échangeur de chaleur, constitué par le circuit fermé, la possibilité d’effectuer les opérations de maintenance et d’inspectabilité de manière simplifiée en étant au-delà de la seconde barrière de confinement. Les avantages de l’invention sont nombreux parmi lesquels on peut citer : un fonctionnement avec écoulement passif, i.e. exclusivement par convection naturelle, du fluide caloporteur du circuit primaire pour des réacteurs de puissance thermique de quelques dizaines de MWth, en fonctionnement normal/nominal et/ou en évacuation de puissance résiduelle, par la réduction des pertes de charges du fait de l’absence d’échangeur intermédiaire au sein de la cuve primaire ; une sûreté améliorée car les traversées de la seconde barrière de confinement (cuve primaire) se limitent aux dispositifs de contrôle de la réactivité, c’est-à-dire aux traversées des barres de contrôle, qui sont des traversées en partie supérieure de la cuve primaire, à travers la dalle de fermeture, et donc au-dessus du volume liquide du fluide primaire, et aux dispositifs d’instrumentation usuels. Des dispositifs de contrôle de la réactivité en cuve, par exemple sous la forme de réflecteurs neutroniques tournant autour de la cuve primaire, peuvent également être envisagés à l’extérieur de la cuve primaire pour réduire encore les traversées de dalle ; une simplification du design de la cuve primaire du fait de l’absence de traversées pour l’évacuation de puissance ce qui limite les points singuliers et permet d’augmenter la durée de vie de la cuve ; une simplification de la structure formant le redan, car, contrairement aux solutions selon l’état de l’art, elle n’a plus à intégrer d’échangeurs intermédiaires, au niveau du supportage mécanique et au niveau de l’hydraulique ; la suppression d’un circuit intermédiaire ; un choix plus important de fluide du circuit secondaire fermé et donc, de modalités de valorisation énergétique, du fait de l’évacuation de la puissance au-delà de la deuxième barrière (cuve primaire). Par exemple, il est possible d’envisager un fluide sous pression (gaz ou CO 2 supercritique) sans risque de devoir considérer, dans la démonstration de sûreté, les conséquences de l’entraînement d’une bulle de gaz dans le cœur de réacteur. Les applications privilégiées de l’invention sont les réacteurs de petite taille de la filière GenIV, notamment les réacteurs refroidis au sodium, au plomb et au sel liquide. D’autres avantages et caractéristiques de l’invention ressortiront mieux à la lecture de la description détaillée d’exemples de mise en œuvre de l’invention faite à titre illustratif et non limitatif en référence aux figures suivantes. la est une vue schématique en coupe transversale d’un réacteur nucléaire refroidi au sel liquide selon l’invention, avec un système d’évacuation de la puissance nominale et résiduelle en cas d’arrêt à travers la cuve primaire et d’un système d’EPuR en situation accidentelle. la est une vue de détail de la . la est une vue en coupe longitudinale et en perspective d’un réacteur nucléaire selon l’invention. la est une vue de détail de la selon une variante de réalisation du circuit fermé secondaire du réacteur. Description détaillée Dans l’ensemble de la présente demande, les termes « vertical », « inférieur », « supérieur», « bas », « haut », « dessous » et « dessus » sont à comprendre par référence par rapport à une cuve primaire remplie de sel liquide inerte d’un réacteur nucléaire à neutrons rapides selon l’invention, telle qu’elle est en configuration verticale de fonctionnement. On a représenté en figures 1 à 4, un réacteur nucléaire 1 à neutrons rapides refroidi au sel liquide, selon l’invention. Un tel réacteur 1 comporte une cuve primaire 10 ou cuve de réacteur remplie de sel liquide inerte, dit sel primaire S, et à l’intérieur de laquelle est présent le cœur 11 où sont implantés une pluralité d’assemblages combustibles, non représentés, qui génèrent l’énergie thermique par les fissions du combustible. Le sel liquide inerte S est donc le caloporteur du circuit primaire : il emmagasine et transporte la chaleur du cœur 11 et échange de la chaleur à travers la paroi de la cuve primaire 10. Le sel primaire est doté des caractéristiques physico-chimiques permettant de garantir un maintien à l’état liquide à pression atmosphérique sur la gamme de températures en fonctionnement normal et accidentel du cœur 11. Il est inerte d’un point de vue radioactif, car ne contient ni élément fertile ni élément fissile et il est également inerte chimiquement vis-à-vis des matériaux MCP et bain de métal liquide détaillés ci-après, et vis-à-vis de l’ensemble des structures du réacteur. Le sel primaire S est choisi pour avoir de bonnes propriétés thermiques et physiques pour favoriser la convection naturelle, les échanges thermiques avec le cœur 11 et à travers la paroi de la cuve primaire 10. Le sel primaire est ainsi avantageusement choisi parmi NaCl, KCl, MgCl2, CaCl2, ZnCl2 enrichis en Chlore 37 ou un mélange de ceux-ci, notamment un mélange de sels fondus NaCl-MgCl2, NaCl-MgCl2- KCl ou encore le NaCl-MgCl2- KCl-ZnCl2. Par exemple, le NaCl–KCl–MgCl2, qui présente un point de fusion inférieur à 500 °C, une bonne capacité thermique (Cp) et un bon coefficient de dilatation thermique sont avantageux pour améliorer la convection naturelle. Les combustibles nucléaires solides peuvent être à base de dioxyde d'uranium appauvri, faiblement enrichi, de préférence avec un enrichissement Les assemblages combustibles peuvent comprendre une gaine du combustible en SiC, afin de tenir à de très hautes températures. Les gaines des assemblages constituent la première barrière de confinement tandis que la cuve 10 constitue la deuxième barrière de confinement pour les matières radioactives contenues dans le cœur 11. La cuve primaire 10 soutient le poids du sel liquide du circuit primaire ainsi que des composants internes. Le supportage du cœur 11 est assuré par une structure mécano-soudée appelée sommier 12 dans laquelle sont positionnés les pieds des assemblages combustibles 11. Le cœur 11 est entouré d’une enveloppe de séparation 13 munie d’un réflecteur neutronique périphérique destiné à assurer le maintien du flux neutronique dans le cœur. Cette enveloppe de séparation 13 du cœur 11 permet de séparer le sel primaire, dans ses températures dites froide et chaude. Ainsi, le sel primaire à température froide entoure le cœur 11 à l’intérieur entre de la cuve primaire, tandis que le sel primaire à température chaude, échauffée en circulant de façon ascensionnelle dans le cœur 11, se retrouve dans la portion centrale supérieure du cœur. Typiquement, le sommier 12 est réalisé en acier inoxydable AISI 316L ou en alliage base nickel ou en carbure de silicium (SiC) selon les conditions d’exploitation. Comme représenté, la cuve primaire 10 est un cylindre droit d’axe central X. Typiquement, la cuve primaire 10 est réalisée en acier inoxydable AISI 316L avec de préférence une teneur en bore très faible afin de se prémunir des risques de fissuration à haute température. Sa surface externe est de préférence rendue hautement émissive par un traitement de pré-oxydation, effectué pour faciliter le rayonnement de la chaleur vers l’extérieur pendant la phase d’évacuation de la puissance résiduelle. La cuve primaire 10 peut également être en en alliage base Nickel ou en carbure de Silicium (SiC) selon les conditions d’exploitation. La cuve de réacteur 10 est séparée en deux zones distinctes par une structure de séparation constituée d’au moins une virole 14 agencée à l’intérieur de la cuve réacteur 10. Ce dispositif de séparation est également connu sous l’appellation de redan. Tel qu’illustré en , le redan 14 d’axe central X peut comprendre trois viroles 140, 141, 142 soudées entre elles, dont : la virole 140 du haut, sous la forme d’un cylindre droit ; la virole 141 du centre, sous la forme d’un tronc de cône, la virole 142 du bas, qui entoure l’enveloppe de séparation 13, sous la forme d’un cylindre droit. Le redan 14, plus précisément sa virole 142 du bas, peut être soudé au sommier 12 comme montré en et est posé et soudé contre le fond de la cuve primaire 10. Le redan 14 comprend en outre des ouvertures débouchantes 143 réalisées à travers la virole 142 du bas. Comme symbolisé par les flèches en , le redan 14 est agencé dans la cuve primaire 10 en formant une cheminée centrale, pour séparer l’intérieur de la cuve primaire 10 en une zone centrale et une zone périphérique de sorte qu’en fonctionnement du réacteur, le sel liquide inerte circule par convection naturelle selon une boucle depuis le bas de la zone centrale où est agencé le cœur de réacteur 11, à partir duquel il s’élève par échauffement jusqu’au haut de la zone centrale où il est dévié vers le haut de la zone périphérique pour descendre vers le bas de la zone périphérique où il est dévié vers le cœur 11. Typiquement, le redan 14 est réalisé en acier inoxydable AISI 316L ou en alliage base Nickel ou en carbure de Silicium (SiC) selon les conditions d’exploitation. Avantageusement, comme montré à la , le redan 14 peut comprendre dans sa partie haute un déflecteur 144 agencé autour de la virole 140 du haut pour réduire la section de passage du sel liquide inerte S dans la zone périphérique lorsqu’il descend vers le bas. Cela permet d’augmenter vitesse du sel liquide S, notamment dans cette zone d’écoulement descendante, que l’on désigne usuellement par « downcomer ». Cela permet également d’améliorer avantageusement le transfert de chaleur par convection du sel S vers la paroi de la cuve primaire 10. La forme de cheminée centrale du redan 14 améliore la circulation par convection naturelle du sel liquide S. Un bouchon amovible 15, dit bouchon-couvercle cœur, est agencé à l’aplomb du cœur 11 et vient fermer la cuve primaire 10 pour contenir le sel liquide S, assurer le rôle de barrière entre le sel liquide S et le milieu extérieur, et également constituer avec la cuve primaire la seconde barrière de confinement pour les matières contenues dans le cœur 11. A l’instar de la cuve primaire 10, le bouchon-couvercle 15 est inerte chimiquement vis-à-vis des matériaux MCP et bain de métal liquide détaillés ci-après, et vis-à-vis de l’ensemble des structures du réacteur. Le bouchon-couvercle 15 est muni de traversées pour les composants des barres de contrôle 16 et pour les éléments de contrôle et de surveillance du cœur 11 et de l’inventaire en sel liquide S, non représentés. Le bouchon-couvercle cœur 15 est donc un bouchon, amovible sous atmosphère inerte, qui embarque tous les systèmes de manutention ainsi que toute l’instrumentation nécessaire à la surveillance du cœur comprenant les barres de contrôle dont le nombre dépend du type de cœur et de sa puissance, ainsi que les thermocouples et les autres dispositifs de surveillance. Un système de maintien en température du bouchon sera prévu afin de limiter les risques de dépôts d’aérosols de sel. Typiquement, le bouchon-couvercle 15 est réalisé en acier inoxydable AISI 316L ou en alliage base nickel ou en carbure de silicium (SiC) selon les conditions d’exploitation. Typiquement également, le matériau utilisé pour les barres de contrôle est du B4C. Dans une variante, à la place des barres de contrôle, également en matériau B4C,des tambours rotatifs peuvent être agencés externes à la cuve primaire 10, de façon à éliminer avantageusement les traversées du couvercle 15 et donc les risques de grippage associés aux aérosols de sels. La cuve de réacteur 10 comprend un ciel, usuellement appelé ciel de pile, rempli d’un gaz inerte, tel que de l’argon ou encore de l’hélium, au-dessus du liquide combustible à sel(s) fondu(s). Ce ciel permet d’une part d’absorber la dilatation thermique du liquide au sein de la cuve de réacteur, lorsqu’il subit une variation de niveau, et d’autre part, de récupérer les produits de fission gazeux générés par les fissions nucléaires au sein des combustibles. Un ensemble de support, de confinement et isolement thermique entre la cuve primaire et l’environnement extérieur E, est agencé autour de la cuve primaire 10. Plus précisément, comme montré en figures 1 et 3, cet ensemble 2 comprend un puits de cuve 20, à l’intérieur duquel sont insérées de l’extérieur vers l’intérieur une couche en matériau isolant thermique 21, une cuve secondaire 22 et la cuve primaire 10 du réacteur. Le puits de cuve 30 est un bloc de forme générale extérieure cylindrique qui soutient le poids de tous les composants en son sein. Le puits de cuve 30 a pour fonctions de fournir une protection biologique et contre les agressions externes, et également d’assurer un refroidissement de l’environnement externe pour maintenir des faibles températures. Typiquement, le puits de cuve 20 est un bloc de béton. La couche de matériau isolant thermique 21 garantit l’isolation thermique du puits de cuve 20. Typiquement, la couche 21 est en mousse polyuréthane ou à base de silicates. La cuve secondaire 22 garantit la rétention du sel liquide S en cas de fuite par la cuve primaire 10 et la protection du puits de cuve 30. Également, la cuve secondaire 22 contient un volume 23 de matériau(x) à changement de phase (MCP) de type solide/liquide. Le volume 23 de matériau(x) (MCP), de préférence sous la forme de poudre, est adapté pour fondre en emmagasinant par chaleur latente au moins une partie de la puissance résiduelle émise par le cœur dans les situations accidentelles, pendant une durée prédéterminée. Ainsi, les caractéristiques physico-chimiques du(des) matériau(x) MCP permettent de garantir un maintien à l’état solide à pression atmosphérique sur la gamme de température en fonctionnement normal du cœur et un changement de phase lors du passage en situation accidentelle du cœur 11 et ce, pendant une durée prédéterminée. Comme montré à la , l’inventaire du volume total 23 de matériau(x) (MCP), permet de garantir une hauteur H supérieure à celle du sel liquide inerte S dans la cuve primaire 10. Une telle hauteur contribue à maintenir la totalité du sel primaire S à l’intérieur de la cuve primaire 10 en cas de fuite au niveau de la paroi de cette dernière. Le(s) matériau(x) MCP est(sont) inerte(s) chimiquement vis-à-vis du bain de métal liquide et de l’ensemble des structures du réacteur. Typiquement, le matériau MCP est un alliage d’aluminium pur ou un alliage d’aluminium de type A0850.0. En variante, le MCP métal peut-être remplacé par un MCP de type sel, par exemple du MgCl2. La cuve secondaire 22 est en appui contre le puits de cuve 20 et sa partie haute est soudée à la dalle de fermeture 17. Typiquement, la cuve secondaire 22 peut être en acier inoxydable AISI 316L ou en alliage base Nickel ou en carbure de Silicium (SiC) selon les conditions d’exploitation. Un couvercle amovible 24 de forme annulaire autour du bouchon couvercle 15 ferme la cuve secondaire 22 pour contenir le volume 23 de(s) matériau(x) MCP, assurer le rôle de barrière entre ce volume 23 et le milieu extérieur E. A l’instar de la cuve secondaire 20, le couvercle 24 est inerte chimiquement vis-à-vis des matériaux MCP et bain de métal liquide détaillés ci-après, et vis-à-vis de l’ensemble des structures du réacteur. Le couvercle 24 est muni de traversées pour les éléments de contrôle et de surveillance de l’inventaire en matériau(x) MCP, non représentés, et répond aux requis d’étanchéité de la seconde barrière de confinement. En phase de manutention, les opérations nécessitant de retirer ce couvercle doivent se dérouler sous atmosphère inerte. Typiquement, le couvercle 24 peut être en acier inoxydable AISI 316L ou en alliage base Nickel ou en carbure de Silicium (SiC) selon les conditions d’exploitation. Le réacteur nucléaire 1 comprend en outre un système 3 d’évacuation de la puissance thermique, à la fois en fonctionnement nominal et dans les situations d’arrêt du réacteur nucléaire. Ce système 3 comprend tout d’abord une virole 30 de forme cylindrique agencée de manière concentrique entre la cuve primaire 10 et la cuve secondaire 22. Cette virole 30 délimite ainsi un volume avec la cuve primaire 10 remplie d’un bain de métal liquide 31. Typiquement, la virole 30 peut être en acier inoxydable AISI 316 ou en alliage base nickel ou en carbure de silicium (SiC) selon les conditions d’exploitation et est conçue pour résister chimiquement et mécaniquement au bain de métal liquide 31 et du volume de MCP 23. Un circuit fermé 32, dit circuit secondaire, est rempli d’un fluide caloporteur et est adapté pour évacuer la chaleur évacuée par conduction à travers la cuve primaire 10 et transférée par le bain de métal liquide 31, vers un système de conversion d’énergie et/ou un réseau de chaleur, non représenté. Le bain de métal liquide 31 améliore ainsi le transfert de chaleur par conduction de la cuve primaire 10 vers le circuit secondaire 32. Typiquement, le bain de métal liquide est en alliage d’aluminium A0850.0 sous forme liquide, de composition chimique de préférence différente du A0850.0 utilisé comme MCP. Le métal liquide est inerte chimiquement vis-à-vis du sel liquide S, des matériaux MCP et vis-à-vis de l’ensemble des structures du réacteur. Le circuit fermé 32 est de préférence constitué par un serpentin, agencé en hélice autour de la cuve primaire 10, de préférence en étant soudé à la paroi interne de la virole 30. Le serpentin 32 a un diamètre qui est fonction du diamètre de la cuve primaire 10 et une hauteur suffisante pour avoir la surface nécessaire à l’évacuation de la chaleur recherchée. Autrement dit, le nombre total de spires, l’écartement et le diamètre de ces spires qui composent le serpentin 32 dépendent du diamètre de la cuve primaire 10 et de la puissance du cœur 11 du réacteur nucléaire. Par exemple, le pas des spires du serpentin 32 peut être égal à 10 cm, ce qui est un bon compromis pour la fabrication et l’absorption de la chaleur par conduction par le bain de métal liquide. Par exemple également, le diamètre externe du serpentin 32 est de l’ordre de 5 à 10 cm avec un pas de spires de l’ordre de 10 à 15 cm, afin de minimiser les pertes de charge, réduire l’encombrement des tuyaux et maximiser la surface exposée à la cuve primaire 10. L’épaisseur du serpentin 32 dépend des contraintes mécaniques exercées par le métal liquide interne et par son poids. Le matériau du serpentin 32 doit présenter des caractéristiques de bonne émissivité Typiquement, le matériau du serpentin est choisi parmi l’acier inoxydable AISI 316L, les aciers ferritiques, les alliages à base Nickel. Ce matériau dépend du fluide interne utilisé pour le circuit fermé 32. Ce fluide interne caloporteur qui circule dans le serpentin 32 est un métal liquide, stable chimiquement, de faible viscosité, bon conducteur et caloporteur thermique, compatible chimiquement avec toute la tuyauterie du circuit 3 et apte à fonctionner en convection naturelle ou forcée dans un intervalle de température entre 150-600 °C. Typiquement, le métal liquide du circuit 3, peut être choisi parmi un alliage NaK, Pb-Bi, le sodium ou un des alliages ternaires des métaux liquides, … Afin d’améliorer l’échange thermique entre le bain de métal liquide 31 et le tube formant le serpentin 32, on peut munir ce dernier d’ailettes de dissipation thermique 33, notamment de forme droite qui s’étendent radialement au tube, comme montré à la . Le fonctionnement du réacteur nucléaire 1 est maintenant décrit en relation avec les différentes situations normales, d’arrêts provoqués et accidentelles. En fonctionnement normal du réacteur, toute la chaleur générée par les réactions de fission du cœur 11 est évacuée par échange thermique lors de la traversée du cœur par le sel S à l’état liquide et uniquement en convection naturelle. Le sel liquide S échange cette chaleur à travers la paroi de la cuve primaire 10 lors de sa redescente entre le redan 14 et la cuve primaire 10. Cette chaleur est alors transférée par le bain de métal liquide 31 pour être évacuée par le circuit secondaire 32 vers un réseau de chaleur et/ou un système de conversion d’énergie. Pendant ce fonctionnement normal, le volume 23 de MCP reste à l’état solide. En cas d’arrêt provoqué par un opérateur, les mêmes échanges thermiques se produisent. Ainsi, la chaleur résiduelle du cœur 11 à l’arrêt est également évacuée par échange thermique lors de la traversée du cœur 11 par le sel inerte S à l’état liquide et uniquement en convection naturelle. Puis, le sel S échange cette chaleur à travers la paroi de la cuve primaire 10 lors de sa redescente entre le redan 14 et la cuve primaire 10. Cette chaleur est alors transférée par le bain de métal liquide 31 pour être évacuée par le circuit secondaire 32 vers un réseau de chaleur et/ou un système de conversion d’énergie. Pendant cet arrêt provoqué, le volume 23 de MCP reste à l’état solide. En fonctionnement accidentel, notamment en cas de Manque de Tension Généralisée (MdTG), qui correspond à une perte totale d’alimentation électrique, comme le scénario de l’accident de Fukushima, la chaleur résiduelle du cœur 11 à l’arrêt est évacuée par échange thermique lors de la traversée du cœur par le sel S à l’état liquide et uniquement en convection naturelle. Puis, le sel S échange cette chaleur à travers la paroi de la cuve primaire 10 lors de sa redescente entre le redan 14 et la cuve primaire 10. Cette chaleur est absorbée par le MCP initialement solide, qui subit une transition de l’état solide à l’état liquide. L’inventaire du volume 23 de MCP permet, par l’énergie requise pour le changement de phase (chaleur latente) d’absorber toute la puissance résiduelle du cœur pendant une durée prédéterminée, typiquement de 3 jours. Les inventeurs ont réalisé des études de dimensionnement pour démontrer la faisabilité d’un réacteur nucléaire 1 tel qu’il vient d’être décrit et proposer des ordres de grandeurs sur ses éléments caractéristiques. Les études réalisées permettent de couvrir la gamme de 1 à 20 MWth avec un fonctionnement normal et accidentel, avec circulation du sel primaire S exclusivement par convection naturelle. La température froide du sel liquide inerte S, en tant que fluide primaire, est fixée à 600 °C. Le chemin hydraulique du sel S est déterminé par l’étude analytique présentée dans les tableaux ci-après. On définit la plage de puissance thermique dans laquelle le réacteur nucléaire 1 est destiné à fonctionner uniquement en convection naturelle, c’est-à-dire sans pompes ni échangeurs au sein de la cuve primaire. Les caractéristiques afférentes sont résumées dans le tableau 1 ci-après. Caractéristiques/données d’entrée Unité Valeur Puissance thermique nominale du réacteur 1 MWth entre 1 et 20 Hauteur de la cuve primaire 10 m 20 Diamètre de la cuve primaire 10 m 1,6 Largeur de l’espace annulaire entre redan 14 et cuve primaire 10 m 0,063 Température entrée cœur 11 °C 600 Diamètre équivalent du cœur 11 au niveau du déflecteur 144 m 1 m Type de sel primaire S - NaCl-KCl-MgCl2 en proportions respectives 30-20-50 On précise ici que les caractéristiques du sel considéré ont été celles indiquées dans la publication [11]. Ces données d’entrée, pour une puissance variable entre 1 et 20 MWth ont été utilisées par les inventeurs pour réaliser les calculs préliminaires au moyen d’un logiciel de calcul thermique, tel que le logiciel COPERNIC: [9], [10]. Ces calculs de dimensionnement ont été faits selon deux étapes séquentielles, comme suit. Etape 1/ : une configuration de cœur moins résistive possible d’un point de vue thermo hydraulique est retenue. Un premier dimensionnement de cœur est nécessaire pour calculer les pertes de charge totales du circuit hydraulique primaire. Le résultat de ce calcul constitue la charge résistive que la circulation devra vaincre pour permettre un écoulement uniquement par convection naturelle du sel caloporteur S. Etape 2 / : un écoulement du sel primaire S uniquement par convection naturelle au sein de la cuve primaire 10 et un transfert de chaleur qui se fait uniquement par convection naturelle à travers la paroi de la cuve primaire 10. Dans l’étape 1/, une préconception de cœur avec assemblages de combustible nucléaire à aiguilles a été déterminée pour un intervalle de puissance de 1 à 20 MWth. Dans ce calcul, la surface hydraulique a été maximisée en imposant les grandeurs physiques indiquées dans le tableau 2. Grandeurs physiques du cœur 11 Unité Valeur Distance entre les aiguilles de combustible mm 3,08 Diamètre du cœur 11 m 1 Puissance thermique linéique W/cm ~100 Hauteur équivalente d’une aiguille m 2 Diamètre externe d’une aiguille mm 6,55 Epaisseur d’une gaine de combustible mm 0,45 En prenant en compte ces grandeurs physiques du tableau 2, la surface hydraulique de passage du sel S est maximisée par des valeurs de hauteur fissile du combustible et un nombre d’aiguilles combustible en cœur. Le fait d’avoir une surface hydraulique maximisée améliore l’écoulement du fluide en régime de convection naturelle car plus la surface est élevée à débit imposé, plus on réduit les pertes de charge en cœur. Les calculs de prédimensionnement du cœur 11 sont synthétisés dans le tableau 3, pour des puissances thermiques respectives de 10 et 20MWth. On précise que les assemblages de combustible considérés sont à tube hexagonal. Grandeurs physiques du cœur 11 Unité Valeur Puissance thermique nominale MWth 10 20 Puissance thermique linéique W/cm 100,6 100 Hauteur du cœur 11 mm 129,93 261,4 Hauteur équivalente d’une aiguille m 2 2 Diamètre externe d’une aiguille mm 6,55 6,55 Diamètre trou central d’une aiguille mm 0 0 Distance entre les aiguilles de combustible mm 3,08 3,08 Echauffement du sel S au sein d’un assemblage °C 26,428 41,10 Nombre d’aiguilles - 7651 7651 Diamètre interne d’une gaine mm 5,65 5,65 Diamètre externe d’une pastille combustible mm 5,42 5,42 Température au centre d’une pastille combustible °C 1947,76 1842,04 Vitesse du sel S m/s 0,44 0,56 Perte de charge au sein d’un faisceau bars 0,03 0,04 Surface occupée par le cœur 11 m² 0,78 0,78 Diamètre équivalent m 1 1 Surface hydraulique du cœur 11 m² 0,509 0,509 Rapport hauteur/diamètre du cœur 11 - 0,130 0,262 Volume fissile du cœur 11 m 3 0,023 0,046 Les résultats du tableau 3, fournissent la donnée d’entrée pour le calcul de dimensionnement du circuit primaire. Ce dernier détermine la différence de température à la paroi interne de la cuve primaire 10 nécessaire à évacuer la chaleur transportée par le sel primaire S. Le point de fonctionnement pour chaque valeur de puissance thermique du réacteur est retrouvé en imposant les pertes de charge égales à la force motrice fournie par la convection naturelle, ce qui équivaut à : avec la différence de densité entre le sel dans le collecteur froid et celui dans le collecteur chaud (sortie cœur) ; constante gravitationnelle ; H [m] hauteur de la cuve primaire 10; facteur de frottement à la paroi calculé dans toutes les surfaces mouillées par l’écoulement du fluide dans le circuit primaire; densité du sel primaire S, variable selon la température locale du fluide ; vitesse du sel primaire S dans les différentes surfaces hydrauliques du circuit primaire ; longueur de la portion de circuit hydraulique caractérisée par des pertes de charge ; diamètre équivalent de la portion de circuit hydraulique caractérisée par des pertes de charge. A ce stade, les pertes de charge par accélération et les pertes de charge singulières (car non connues à ce stade du dimensionnement) ne sont pas considérées. La résolution de l’équation précédente permet de calculer d’une part la différence de température ΔT du sel S, entre sa zone d’écoulement chaude et celle froide délimitées par le redan 14, qui est capable d’amorcer la circulation uniquement par convection naturelle au circuit primaire et d’autre part la différence de température minimale pour évacuer toute la chaleur produite à travers la paroi de la cuve primaire 10. Le tableau 4 ci-après indique les résultats de calculs de fonctionnement du réacteur à partir des calculs précédents. Conditions de fonctionnement Unité Valeur Puissance thermique nominale MWth 10 20 Section de passage m 2 0,51 0,51 ΔT entre la sortie et l’entrée cœur °C 26,43 41,10 Température entrée cœur 11 °C 600 600 Température sortie cœur 11 °C 626,43 641,10 Hauteur total cœur 11 m 2 2 Variation de pression dans le cœur 11 bar 0,01 0,016 Diamètre du cœur 11 avec redan 14 m 1,474 1,474 Diamètre chaudière m 1,6 1,6 Epaisseur espace annulaire (entre redan 14 et cuve primaire 10) m 0,06 0,06 Surface hydraulique de l’espace annulaire m 2 0,30 0,30 Diamètre hydraulique de l’espace annulaire m 0,18 0,18 Hauteur de l’espace annulaire m 20 20 Vitesse du sel S dans l'espace annulaire m/s 0,68 0,87 ΔT sel S/paroi interne cuve primaire 10 °C 106,7 171,5 Perte de charge de l’espace annulaire bar 0,009 0,015 Perte de charge totale bar 0,02 0,03 Température moyenne de l’espace annulaire °C 613,21 620,56 A partir des résultats du tableau 4, on peut constater que, pour des puissances thermiques jusqu’à 20 MWth, un fonctionnement en circulation uniquement par convection naturelle (sans pompes) est envisageable au circuit primaire et suffisant pour pouvoir transférer la puissance à la paroi de la cuve primaire, à condition d’avoir une température de la paroi de cuve primaire 10 qui soit au moins 171 °C plus faible que la température moyenne du sel à a sa température chaude car : avec surface interne de la cuve primaire 10 mouillée par le sel primaire S; coefficient de transfert de chaleur entre le sel primaire S et la paroi interne de la cuve primaire 10; différence de températures entre le sel primaire S et la paroi interne de la cuve primaire 10. Cette différence de températures impose la température du fluide caloporteur qui s’écoulera dans le serpentin 32, à l’extérieur de la cuve primaire 0. Plus la différence de températures entre le sel primaire S et la paroi interne de la cuve primaire 10 ( ) est élevée, plus la température du fluide caloporteur dans le serpentin 32 sera faible, avec une conséquente dégradation du rendement de conversion électrique du système de conversion d’énergie auquel est relié le serpentin 32. L’invention n’est pas limitée aux exemples qui viennent d’être décrits ; on peut notamment combiner entre elles des caractéristiques des exemples illustrés au sein de variantes non illustrées. D’autres variantes et modes de réalisation peuvent être envisagés sans pour autant sortir du cadre de l’invention. Liste des références citées [1]: H. OHSHIMA et al., “ Handbook of Generation IV Nuclear Reactors ”, chapter 5, Elsevier, 2016. [2]: M. TARANTINO et al., « Overview on Lead-Cooled Fast Reactor Design and Related Technologies Development in ENEA » MDPI Energies , vol. 14, p. 5157, 2021. [3]: M. A. FUTTERER et al., « Status of the very high temperature reactor system », Progress in Nuclear Energy, vol. 77, pp. 266-281, 2014. [4]: GLENN D. CONSIDINE ed., “ Van Nostrand's Encyclopedia of Chemistry ”, Wiley-Interscience, 5th edition, 2005. [5]: A. H. O. H. U. Sverdrup, « Assessing the Past and Future Sustainability of Global helium, » Biophysical Economics and Sustainability (2020), 2020. [6]: L. LIN et al., « Feasibility of an innovative long-life molten chloride-cooled reactor », Nuclear Science and Techniques, vol. 33, pp. 1-15, 2020. [7]: http://sme.vimaru.edu.vn/sites/sme.vimaru.edu.vn/files/volume_2_-_properties_and_selection_nonf.pdf [8]: Jiri Krepel et al. “ Self-Sustaining Breeding in Advanced Reactors: Characterization of Selected Reactors ”, Encyclopedia of Nuclear Energy 2021, Pages 801-819. https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/B9780128197257001239?via%3Dihub [9]: F. MORIN et al., “ COPERNIC, A NEW TOOL BASED ON SIMPLIFIED CALCULATION METHODS FOR INNOVATIVE LWRs CONCEPTUAL DESIGN STUDIES ”, ICAPP 2017 Conference, 2017. [10]: P. GAUTHE et al., “ Innovative and inherently safe small SFR as a response to the dilemma 'safety vs cost' ”, ICAPP 2019 Conference, 2019. [11]: Y.LI et al., “ Survey and evaluation of equations for thermophysical properties of binary/ternary eutectic salts from NaCl, KCl, MgCl2, CaCl2, ZnCl2 for heat transfer and thermal storage fluids in CSP ”, Solar Energy, vol. 152, pages 57-79, 2017. Réacteur nucléaire (1) refroidi par métal liquide ou un (des) sel(s) liquide(s) inerte(s), comprenant : - une cuve (10), dite cuve primaire, axisymétrique autour d’un axe central (X), remplie d’un premier fluide caloporteur à au moins un métal liquide ou au moins un sel liquide inerte en tant que fluide caloporteur du circuit primaire du réacteur, comprenant : un cœur (11) constitué d’assemblages contenant de la matière nucléaire combustible à l’état solide, confinée, confinée dans au moins une enveloppe; une structure formant un redan (14), d’axe central confondu avec celui de la cuve primaire, la structure étant agencée dans la cuve primaire pour séparer l’intérieur de celle-ci en une zone centrale et une zone périphérique de sorte qu’en fonctionnement du réacteur, le caloporteur à métal liquide ou sel(s) liquide(s) inerte(s), circule par convection naturelle, selon une boucle depuis le bas de la zone centrale où est agencé le cœur de réacteur (C) au sein duquel les réactions de fission se produisent, à partir duquel il s’élève par échauffement, jusqu’au haut de la zone centrale où il est dévié vers le haut de la zone périphérique pour descendre vers le bas de la zone périphérique où il est dévié vers le cœur du réacteur ; - une cuve (22) dite cuve secondaire, agencée autour de la cuve primaire; - un puits de cuve (20), agencé autour de la cuve secondaire (22) ; un bouchon-couvercle de fermeture (15), pour enfermer le premier fluide caloporteur à l’intérieur de la cuve primaire ; un système (3) d’évacuation de la puissance thermique à la fois en fonctionnement nominal et dans les situations d’arrêt du réacteur nucléaire, le système comprenant : une virole (30) agencée entre la cuve primaire et la cuve secondaire, délimitant un volume avec la cuve primaire rempli de métal liquide (31) ; un circuit fermé (32), dit circuit secondaire, rempli d’un deuxième fluide caloporteur et adapté pour évacuer la chaleur elle-même évacuée par conduction à travers la cuve primaire et transférée par le métal liquide, vers un système de conversion d’énergie et/ou un réseau de chaleur; un système d’évacuation de la puissance thermique résiduelle (EPuR) dans les situations accidentelles du réacteur nucléaire, le système comprenant : au moins un matériau à changement de phase (MCP) de type solide/liquide (23) agencé à l’intérieur de l’espace délimité entre la virole et la cuve secondaire, le(s) matériau(x) MCP étant adapté(s) pour fondre en emmagasinant par chaleur latente au moins une partie, de préférence la totalité, de la puissance résiduelle émise par le cœur dans les situations accidentelles, pendant une durée prédéterminée. Réacteur nucléaire (1) selon la revendication 1, la hauteur de matériau(x) MCP entre la virole et la cuve secondaire étant supérieure à la hauteur de sel(s) liquide(s) inerte(s) entre la cuve primaire et la virole. Réacteur nucléaire (1) selon la revendication 1 ou 2, les cuves primaire et secondaire ainsi que la virole étant des cylindres droits agencés de manière concentrique entre eux. Réacteur nucléaire (1) selon l’une des revendications précédentes, le sel liquide inerte étant choisi parmi des sels à base de chlore, enrichi éventuellement en Chlore 37, de préférence NaCl, KCl, MgCl 2 , CaCl 2 , ZnCl 2 ou un mélange de ceux-ci, notamment un mélange de sels fondus NaCl-MgCl2, NaCl-MgCl2- KCl ou encore le NaCl-MgCl2- KCl-ZnCl 2 . Réacteur nucléaire (1) selon l’une des revendications précédentes, le circuit fermé comprenant un serpentin (40), dont la périphérie est de préférence munie d’ailettes de dissipation thermique; le serpentin étant agencé entre la cuve primaire et la virole, en hélice autour de cette dernière. Réacteur nucléaire (1) selon l’une des revendications précédentes, le métal liquide du bain entre la cuve primaire et la virole étant un alliage d’aluminium, de préférence de type A0850.0. Réacteur nucléaire (1) selon l’une des revendications précédentes, le(s) matériau(x) MCP entre la virole et la cuve secondaire étant sous la forme d’une poudre. Réacteur nucléaire (1) selon l’une des revendications précédentes, le(s) matériau(x) MCP entre la virole et la cuve secondaire étant choisi(s) parmi l’aluminium pur ou un alliage d’aluminium, de préférence de type A0850.0. Réacteur nucléaire (1) selon l’une des revendications précédentes, la cuve primaire étant réalisée en acier inoxydable AISI 316L ou en alliage base nickel ou en carbure de silicium (SiC). Réacteur nucléaire (1) selon l’une des revendications précédentes, la cuve secondaire et la virole étant chacune réalisée en acier inoxydable AISI 316L ou en alliage base nickel ou en carbure de silicium (SiC). Réacteur nucléaire (1) selon l’une des revendications précédentes, la cuve primaire étant dénuée de matériau modérateur de sorte à ce que le fonctionnement du réacteur soit à neutrons rapides. Réacteur nucléaire (1) selon l’une des revendications 1 à 10, le cœur de réacteur logeant au moins un matériau modérateur de sorte à ce que le fonctionnement du réacteur soit à neutrons thermiques ou à neutrons épithermiques. Réacteur nucléaire (1) selon l’une des revendications précédentes, les combustibles nucléaires solides étant des assemblages combustibles nucléaires et/ou des particules de combustible, dites TRISO, et/ou des pastilles de combustible logées individuellement dans des alvéoles séparées d’une plaque. Réacteur nucléaire (1) selon l’une des revendications précédentes, les combustibles nucléaires solides étant à base de dioxyde d'uranium (UO 2 ) appauvri, faiblement enrichi, de préférence avec un enrichissement 2 ), ou à base d’uranium enrichi U235 (HALEU, acronyme anglo-saxon pour « High-Assay Low-Enriched Uranium », de préférence avec un enrichissement entre 5 % et 20 %. Réacteur nucléaire (1) selon l’une des revendications précédentes, comprenant un système de contrôle de la réactivité constitué soit par des barres de contrôle internes à la cuve primaire, soit par des tambours rotatifs externes à la cuve primaire. Réacteur nucléaire (1) selon l’une des revendications précédentes, dont la puissance est inférieure à 20 MWth.