FR 2852139 A1 20040910 FR 0313045 A 20031106 w SYSTEME DE REDUCTION DE CHARGE THERMIQUE POUR CUVE DE REACTEUR NUCLEAIRE La présente invention concerne un système de 5 réduction de charge thermique destiné à une cuve de réacteur nucléaire, disponible pour réduire la charge thermique à proximité d'une surface de liquide caloporteur d'une cuve de réacteur, et pour réduire la charge thermique à proximité d'une couche stratifiée de températures 10 dans une cuve de réacteur. Une cuve de réacteur située dans un réacteur surgénérateur rapide est supportée à son extrémité supérieure par un mur en béton, qui doit être maintenu à une température de 100'C ou moins. Du fait de la présence 15 d'un caloporteur haute-température à 550'C ou plus dans un collecteur situé au-dessus du noyau de réacteur, un gradient de température à forte pente apparaît dans la direction verticale à partir de la surface de liquide caloporteur vers l'extrémité supérieure supportée. En par20 ticulier, pendant une opération de démarrage, la température et le niveau de liquide augmentent en même temps, et la pente du gradient devient plus forte. En résultat, une contrainte thermique élevée se développe, en principe, sur la paroi de réacteur à proximité de la surface de li25 quide là o le gradient de température s'incurve. Pour surmonter ce problème, on a effectué dans le passé des tentatives pour empêcher la montée de niveau de liquide en utilisant un dispositif de commande de niveau de liquide, afin de refroidir la paroi de réacteur 30 de manière régulière en utilisant un système de refroidissement de paroi de réacteur, et de réduire la contrainte de flexion en concevant une structure à paroi mince. Un procédé de réduction du gradient de température à proximité de ladite surface de liquide a également été 35 proposé, en agençant un revêtement intérieur pour former un espace isolé thermiquement à partir de la paroi de cuve de réacteur en dessous de la surface de liquide caloporteur jusque directement en dessous du bouchon d'étanchéité, en association avec la cuve de réacteur, et 5 en remplissant l'espace isolé thermiquement d'un matériau d'isolation thermique (Numéro de Publication Japonais JP-A-57-80 594). Comme décrit ci-dessus, le procédé habituel pour réduire la charge thermique a pour buts principaux 10 d'empêcher la montée du niveau de liquide en utilisant un dispositif de commande de niveau de liquide, de refroidir de manière régulière la paroi de réacteur en utilisant un système de refroidissement de paroi de réacteur, et de diminuer la contrainte de flexion en concevant une struc15 ture à paroi mince. Le dispositif de commande de niveau de liquide et le système de refroidissement de paroi de réacteur ont pour résultat un coût plus élevé du fait de l'ajout de composants du système. En ce qui concerne la conception du système dans une structure à paroi mince, 20 il existe une limitation due à la possibilité d'avoir d'autres types de défaillance. Le procédé décrit dans le brevet référencé ci-dessus mène également à un coût plus élevé du fait de l'ajout de composants du système. Le but de la présente invention est de procurer 25 des fonctionnements sûrs, et de contribuer, sans avoir un impact important sur le coût de construction, à la sécurité accrue des réacteurs et à l'économie améliorée de l'usine en réduisant la charge thermique elle-même, qui est la cause générant la contrainte. Pour cette raison, dans un système de réduction de charge thermique destiné à réduire une contrainte à proximité d'une surface de liquide caloporteur d'une cuve de réacteur, la présente invention est caractérisée en ce qu'un élément conducteur de chaleur est installé à l'ex35 térieur de la cuve de réacteur dans la zone située au- dessus et en dessous de la surface de liquide caloporteur, sans contact avec la paroi de cuve de réacteur. De plus, la présente invention est caractérisée en ce que l'élément conducteur de chaleur mentionné ci5 dessus est une plaque supportée par une cuve de sécurité. De plus, la présente invention est caractérisée en ce que l'élément conducteur de chaleur mentionné cidessus est la paroi de la cuve de sécurité. De plus, la présente invention est caractérisée 10 en ce que l'élément conducteur de chaleur mentionné cidessus est constitué d'un matériau qui conduit mieux la chaleur que celui de la cuve de réacteur. De plus, la présente invention est caractérisée en ce que le matériau bon conducteur de chaleur mentionné 15 ci-dessus est un acier à haute teneur en chrome. De plus, la présente invention est caractérisée en ce que le matériau bon conducteur de chaleur mentionné ci-dessus est du graphite. La présente invention va maintenant être dé20 crite plus en détail, en se reportant aux dessins annexés, sur lesquels: - la figure 1 est une vue d'un exemple de mode de réalisation d'un système de réduction de charge thermique pour réduire une contrainte à proximité de la sur25 face de liquide d'une cuve de réacteur, - la figure 2 est une vue destinée à illustrer le principe de réduction de charge thermique à proximité d'une surface de liquide caloporteur d'une cuve de réacteur, - la figure 3 est une vue pour montrer la relation entre le coefficient de transfert thermique équivalent dû au rayonnement et à la température, en utilisation, - la figure 4 est une vue d'un modèle de 35 maillage d'analyse, - la figure 5 est une vue d'un modèle de maillage d'analyse à plus grande échelle au niveau de la partie de plaque conductrice de chaleur, - la figure 6 est une vue pour montrer la dif5 férence entre des contraintes générées, obtenue en tant que résultat de l'analyse entre les cas avec ou sans plaque conductrice de chaleur, - la figure 7 est une vue pour montrer un autre exemple de mode réalisation du système de réduction 10 de charge thermique pour réduire une contrainte à proximité de la surface de liquide de la cuve de réacteur, - la figure 8 est une vue pour illustrer le principe de réduction de charge thermique à proximité de la surface de liquide caloporteur de la cuve de réacteur, 15 - la figure 9 est une vue pour montrer la relation entre le coefficient de transfert thermique équivalent dû au rayonnement et à la température en utilisation, - la figure 10 est une vue pour montrer un mo20 dèle de maillage d'analyse, - la figure 11 est une vue pour montrer un modèle de maillage d'analyse à plus grande échelle au niveau de la partie située à proximité de la surface de liquide, et - la figure 12 est une vue pour montrer la différence entre des contraintes générées, obtenue en tant que résultat de l'analyse. On va décrire ci-dessous un mode de réalisation de la présente invention, en se reportant aux dessins. La figure 1 est un exemple de mode de réalisation d'un système de réduction de charge thermique pour réduire une contrainte à proximité de la surface de liquide d'une cuve de réacteur. A l'extérieur de la paroi de la cuve de réac35 teur 1, on fournit une cuve de sécurité 2 pour capturer le caloporteur dans le cas improbable d'une fuite de caloporteur. On remplit un espace annulaire 3 ayant une largeur d'environ 150 mm, situé entre la paroi de cuve de réacteur et la cuve de sécurité, d'un gaz inerte de pro5 tection de la cuve de réacteur. Sur la paroi extérieure de la cuve de sécurité, on fournit un isolant thermique 8 pour maintenir la température du béton constante. La paroi intérieure de cuve de réacteur située au-dessus de la surface de caloporteur 9, recouverte d'un isolant thermi10 que 10, est isolée thermiquement vis-à-vis d'une température élevée du caloporteur, et cette partie de la paroi de réacteur est maintenue à une température basse. Par conséquent, une répartition de température a lieu dans la direction verticale entre la paroi de réacteur à tempéra15 ture élevée située en dessous de la surface de caloporteur et la paroi de réacteur à température basse située au-dessus de la surface de caloporteur, entraînant une contrainte thermique. Dans le présent mode de réalisation, à l'exté20 rieur de la paroi de cuve de réacteur et dans la zone au-dessus et en dessous de la surface de caloporteur, on positionne un élément conducteur de chaleur constitué d'un matériau bon conducteur de chaleur, tel que du graphite etc., stable dans le temps. Dans cet exemple, le 25 présent mode de réalisation est caractérisé en ce que la plaque conductrice de chaleur 20, en tant qu'élément conducteur de chaleur, est positionnée sans contact, pour activer la conduction thermique dans la direction verticale de la paroi de cuve de réacteur, et pour réduire la 30 contrainte thermique. La plaque conductrice de chaleur 20, telle que représentée sur le dessin, est supportée par des structures situées à l'extérieur de la cuve de réacteur, comme la cuve de sécurité. Par exemple, les dimensions de la plaque conductrice de chaleur doivent être 35 d'approximativement 30 mm en épaisseur, et 1500 mm en longueur, et elle doit être positionnée à la distance d'environ 60 mm, mesurée à partir de la paroi de cuve de réacteur jusqu'à la surface de la plaque, en étant verticalement plus longue en dessous du niveau de liquide 5 qu'au-dessus du niveau de liquide, par exemple ayant une longueur d'environ 500 mm au-dessus du niveau de liquide et une longueur d'environ 1000 mm en dessous du niveau de liquide. La figure 2 est une vue pour illustrer le prin10 cipe de réduction de charge thermique à proximité de la surface de liquide caloporteur de la cuve de réacteur; la figure 2(a) représente le cas sans plaque conductrice de chaleur et la figure 2(b) représente le cas avec plaque conductrice de chaleur. Comme mentionné précédemment, 15 la cuve de réacteur d'un réacteur surgénérateur rapide est supportée par une structure en béton, dont l'extrémité supérieure doit être maintenue à la température de 100'C ou moins. Pendant l'opération de démarrage, la température du caloporteur contenu monte de 200'C à 550'C. 20 Un gradient de température local dans la direction verticale, développé pendant ce processus, génère une contrainte thermique élevée sur la paroi de réacteur. De manière spécifique, dans le cas o on laisse la répartition de température pendant le démarrage de la cuve de 25 réacteur avoir lieu librement (figure 2(a)), un gradient de température à forte pente, c'est- à-dire un bord de flexion de la courbe de température, apparaît entre la partie venant en contact avec le caloporteur à haute température et la partie venant en contact avec du gaz à 30 basse température, au moment o la température cesse d'augmenter. En conséquence, une contrainte maximale apparaît sur la surface extérieure de la paroi de réacteur (le point S sur la figure 2(a)) à proximité de la surface de liquide, au moment o la température cesse d'augmen35 ter. Pour diminuer ce problème, comme représenté sur la figure 2(b), la plaque conductrice de chaleur est chauffée à l'aide du rayonnement thermique provenant de la paroi de réacteur à haute température située en dessous du niveau de liquide, et à son tour la paroi de réacteur à 5 basse température située au-dessus du niveau de liquide est chauffée à l'aide du rayonnement thermique provenant de la plaque conductrice de chaleur. Ceci permet de réduire le gradient de température qui provoque la contrainte dans la direction verticale. En résultat, le 10 gradient de température au point S o la contrainte maximale a lieu est lissé au moment T o la contrainte maximale est générée, et la charge thermique est réduite. Ce mode de réalisation est caractérisé non seulement par un faible coût, puisqu'on n'ajoute rien de plus qu'une sim15 ple plaque conductrice de chaleur, mais également par un fonctionnement sûr, puisque la plaque est une structure sans contact et statique. La figure 3 est une vue destinée à montrer la relation entre le coefficient de transfert thermique 20 équivalent dû au rayonnement et à la température, en utilisation. La quantité de rayonnement thermique/conduction entre les plans parallèles est exprimée par la formule 1 suivante. [Formule 1] q =úeqCu(T( - T2 (T;) +2 T23 = (Tl - T2) g (Tl - T2) ci _ eq 1 1 61 ú2 o, ú1 et s2 constituent un taux d'émission fonction des matériaux (rapport de quantité de chaleur reçue sur cha30 leur rayonnée), entre une paroi de réacteur fabriquée en acier inoxydable et un acier à haute teneur en chrome, par exemple un acier à 12 % de Cr, valeur qui est supérieure à 0,1, valeur qui est supérieure à 0,8 dans le cas du graphite, et a est la constante de Stephan-Boltzmann. On va obtenir la figure 3 en supposant que la paroi de réacteur est fabriquée en acier inoxydable et la paroi conductrice de chaleur en graphite, on attribue les va5 leurs minimales de taux d'émission en estimant l'effet de la plaque conductrice de chaleur au minimum, El = 0,1 et ú2 = 0,8 dans la Formule 1, et on calcule la relation entre le coefficient de transfert thermique équivalent heq et T (OC) = Tl = T2 (état thermiquement égal), Sur la fi10 gure 3, l'axe horizontal indique la température (T) de la paroi de réacteur ou de la plaque conductrice de chaleur (graphite), et l'axe vertical indique le coefficient de transfert thermique équivalent (heq). Lorsque la température de la paroi de réacteur et de la plaque conductrice 15 de chaleur augmente, le coefficient de transfert thermique augmente brusquement. Et autour de 600'C, le chauffage par rayonnement semble effectuer un transfert thermique proche d'un transfert thermique gazeux par convection forcée (approximativement 5 W/m2K). Afin de vérifier l'effet de la réduction de la charge thermique à proximité du niveau de liquide de cuve de réacteur par l'intermédiaire d'une plaque conductrice de chaleur, dans les cas avec et sans plaque conductrice de chaleur, les contraintes maximales générées au démar25 rage du fonctionnement du réacteur ont été calculées par l'intermédiaire d'une expérimentation numérique en utilisant la méthode des éléments finis, et ont été comparées. Ici, on a analysé des cas dans lesquels on utilise du graphite ou de l'acier à 12 % de Cr comme matériau conducteur de chaleur. Cependant, puisque le graphite a un coefficient de transfert thermique très différent du fait de la différence des structures cristallines, on a utilisé un coefficient de transfert thermique légèrement inférieur, rendant l'effet de la plaque conductrice de 35 chaleur sous-estimé. Le Tableau 1 indique des valeurs physiques d'une paroi de réacteur fabriquée en acier inoxydable. [Tableau 1] 15 20 25 30 Température ( C) Coefficient de Young (N/mm**2) Rapport de Poisson Coefficient de dilatation thermique transitoire (10E 6mm/m/0m/ C) Densité (xE+3 kg/m**3) Coefficient de transfert thermique (xE-6 kcal/mm s C) Chaleur spécifique (kcal/ kg/ C) 1,54E+05 0,3 15,15 7,97 3,5556 0,114 1,54E+05 0,3 15,65 7,97 3,6389 0,117 1,54E+05 0,3 16,07 7,97 3,7500 0,118 1,54E+05 0,3 16,48 7,97 3,8611 0,120 1,54E+05 0,3 16,86 7,97 3,9722 0,122 1,54E+05 0,3 17,22 7,97 4,0556 0,123 1,54E+05 0,3 17,55 7,97 4,1667 0,125 1,54E+05 0,3 17,85 7,97 4,2778 0,127 225 1,54E+05 0,3 18,12 7,97 4,3611 0,127 250 1,54E+05 0,3 18,36 7,97 4,4722 0,128 275 1,54E+05 0,3 18,58 7,97 4,5556 0,129 300 1,54E+05 0,3 18,79 7,97 4,6111 0,130 325 1,54E+05 0,3 18,99 7,97 4,7222 0,130 350 1,54E+05 0,3 19,19 7,97 4,8056 0,132 375 1,54E+05 0,3 19,39 7,97 4,8888 0,133 400 1,54E+05 0,3 19,57 7,97 4,9722 0,133 425 1,54E+05 0,3 19,75 7,97 5,0278 0,133 450 1,54E+05 0,3 19,93 7,97 5,1389 0,134 475 1,54E+05 0,3 20,11 7,97 5,2222 0,136 500 1,54E+05 0,3 20,28 7,97 5,3056 0,136 525 1,54E+05 0,3 20,45 7,97 5,3889 0,137 550 1,54E+05 0,3 20,80 7,97 5,5000 0,137 575 1,54E+05 0,3 20,74 7,97 5,5556 0,138 600 1,54E+05 0,3 20,87 7,97 5,6389 0,138 De plus, le Tableau 2 indique des valeurs physiques d'une plaque conductrice de chaleur fabriquée en graphique, et le Tableau 3 indique la même chose, mais avec une plaque fabriquée en acier à 12 % de Cr, respectivement. [Tableau 2] 15 20 25 Densité Chaleur Coefficient (xE+3 kg/m**3) spécifique de transfert (kcal/kg/ C) thermique (kcal/mm s C) 2,25 0,165 0,0033+00 [Tableau 3] Température Densité Chaleur Coefficient spécifique de transfert thermique ( C) (xE+3 (kcal/kg/ (kcal/mm s C) kg/m**3) C) 0 7,860 0,1061 5,422E-06 400 7,860 0,1746 7,452E-06 450 7,860 0,1873 7,643E-06 500 7,860 0,1999 7,810E-06 550 7,860 0,2174 8,049E-06 600 7,860 0,2348 8,264E-06 650 7,860 0,2695 8,192E-06 700 7,860 0,3039 8,096E-06 On a supposé que les taux d'émission étaient de 0,1 pour le cas d'une paroi de réacteur fabriquée en acier inoxy3O dable et un acier à 12 % de Cr, et de 0,8 pour le cas du graphite, et ils ont été adoptés respectivement comme représenté dans le Tableau 4. il [Tableau 4] Facteur Taux Constante de de forme d'émis- Stephansion Boltzmann (kcal/m2hrk4) Paroi de réacteur (en 1,0 0,1 4,88E-08 acier inoxydable) Plaque conductrice de 0,8 chaleur (en graphite) Plaque conductrice de 0,1 chaleur (en acier à 12 % de Cr) En simulant la charge thermique ayant lieu au démarrage du réacteur, on a réalisé l'analyse avec une température 15 de sodium interne élevée de 2000C jusqu'à 6000C. La vitesse de chauffage était à un taux de 150C/h à partir de 2000C jusqu'à 4000C, et de 20'C/h à partir de 400'C jusqu'à 600'C. On a également pris en considération la montée du niveau de liquide par rapport à la montée de la 20 température du sodium. On a supposé que la montée du sodium liquide contre la montée de température était de 880 mm pour la plage de température allant de 2000C à 4000C, et ensuite de 350 mm pour la plage allant de 400'C à 600 C, respectivement. Afin de développer un modèle 25 analytique, on a utilisé un programme de création de maillage pour une analyse des éléments finis Femap v7.1 et pour outil analytique, un système d'analyse structurelle non linéaire d'usage général FINAS v14. La figure 4 représente le modèle de maillage 30 d'analyse réalisé à partir de la figure 1, et la figure 5 représente le même modèle à plus grande échelle sur la plaque conductrice de chaleur, respectivement. De plus, le Tableau 5 indique la liste des éléments utilisés pour l'analyse. [Tableau 5] Eléments utilisés pour développer un modèle des éléments finis Analyse de trans5 fert thermique 15 Elément axisymétrique quadrilatère à 8 noeuds conducteur de chaleur (HQAX8) Elément axisymétrique à 3 noeuds conducteur de chaleur (FCAX3) Elément axisymétrique quadrilatère à 6 noeuds de liaison de rayonnement (RALINK6) Analyse de contrainte Elément axisymétrique quadrilatère à 8 noeuds (QAX8) Eléments utilisés pour développer un modèle des éléments finis Analyse de Transfert Thermique Elément axisymétrique quadrilatère à 8 noeuds (HQAX8) Elément axisymétrique à 3 noeuds conducteur de chaleur (FCAX3) Elément axisymétrique quadrilatère à 6 noeuds de liaison de rayonnement (RALINK6) Analyse de Contrainte Elément axisymétrique quadrilatère à 8 noeuds (QAX8). La figure 6 est une vue destinée à montrer la différence entre des contraintes générées, obtenue en résultat de l'analyse entre les trois motifs d'analyse; un 30 cas sans réduction de contrainte thermique par l'intermédiaire d'une plaque conductrice de chaleur, un cas avec plaque conductrice de chaleur en graphite et un cas avec plaque conductrice de chaleur en acier à 12 % de Cr. Sur le dessin, l'axe horizontal indique la contrainte générée Sn (en MPa) et l'axe vertical indique la coordonnée verticale (en mm). En ce qui concerne le résultat d'analyse, on a calculé et indiqué la plage d'intensité de contrainte (Sn) sur la paroi extérieure de réacteur, qui est utili- sée en tant que paramètre d'étude de résistance. Le résultat du calcul prouve que Sn varie selon la différence entre le taux d'émission et le coefficient de transfert thermique de la plaque conductrice de chaleur. Le résultat d'une analyse en utilisant du graphite qui a une bonne émission en tant que plaque conductrice de chaleur a montré que la valeur maximale de Sn était réduite d'approximativement 590 MPa à approximativement 430 MPa, ou d'environ 27 %. De même, en ce qui concerne le résultat de l'utilisation d'acier à 12 % de Cr en tant que plaque conductrice de chaleur, on a confirmé que la valeur maximale de Sn avait été réduite à approximativement 500 MPa, ou d'environ 15 %. Ceci a confirmé qu'une simple installation utilisant une plaque conductrice de chaleur réduisait de manière importante la contrainte thermique ayant lieu sur la paroi de réacteur. Ensuite, on décrit un exemple par lequel une contrainte thermique de cuve de réacteur est réduite uniquement en utilisant un matériau différent, à nouveau sans ajouter des éléments quelconques. La figure 7 représente un autre exemple de mode de réalisation du système de réduction de charge thermique pour réduire une contrainte à proximité du niveau de liquide d'une cuve de réacteur. Habituellement, la cuve de sécurité est fabri10 quée à l'aide du même matériau que la cuve de réacteur. Cependant, dans ce mode de réalisation, le matériau de la cuve de sécurité 2 a été remplacé par un matériau ayant un meilleur coefficient de conduction thermique que celui de la cuve de réacteur. Ce mode de réalisation est carac15 térisé en ce que la cuve de sécurité 2 devient un élément conducteur de chaleur, et la cuve de sécurité est combinée thermiquement par rayonnement avec la paroi de réacteur, en activant la conduction thermique dans la direction verticale vers la paroi de cuve de réacteur, on ré- duit la contrainte thermique à proximité du niveau de liquide. La composition de la cuve de réacteur est identique à celle de la figure 1, sauf qu'il n'y a pas de plaque conductrice de chaleur. La figure 8 est une vue destinée à expliquer le principe de réduction de charge thermique à proximité de la surface de liquide caloporteur d'une cuve de réacteur; la figure 8(a) concernant le cas sans cuve de sécurité, et la figure 8(b) concernant le cas avec une cuve 10 de sécurité fabriquée en un matériau bon conducteur de chaleur. Comme cela a été illustré sur la figure 2, pendant l'opération de démarrage, la température du caloporteur contenu monte de 200'C à 550'C, un gradient de tem15 pérature local dans la direction verticale se développe pendant ce processus et entraîne une contrainte thermique élevée sur la paroi de réacteur (figure 8 (a)) . Un gradient de température à forte pente, c'est-à-dire un bord de flexion de la courbe de température, apparaît entre la 20 partie venant en contact avec le caloporteur à haute température et la partie venant en contact avec le gaz à basse température, au moment o la température cesse d'augmenter. En conséquence, la contrainte la plus élevée est générée sur la surface extérieure de la paroi de ré25 acteur (le point S sur la figure 8(a)), à proximité de la surface de liquide au moment o la température cesse d'augmenter. Pour diminuer ce problème, comme représenté sur la figure 8(b), la cuve de sécurité fabriquée en un matériau bon conducteur de chaleur est chauffée à l'aide 30 du rayonnement thermique provenant de la paroi de réacteur à haute température située en dessous de la surface de liquide, et à son tour la paroi de réacteur à basse température située au-dessus de la surface de liquide est chauffée à l'aide du rayonnement thermique provenant de 35 la cuve de sécurité fabriquée en un matériau bon conduc- teur de chaleur. Ceci permet de réduire le gradient de température qui entraîne la contrainte dans la direction verticale. En résultat, le gradient de température au point S o la contrainte maximale a lieu est lissé au mo5 ment T o la contrainte maximale est générée, et la charge thermique est réduite. Ce mode de réalisation est caractérisé en ce que le procédé évite non seulement un effet quelconque sur le coût de construction, aucun nouvel élément n'étant ajouté, mais garantit également le 10 fonctionnement du fait de sa structure sans contact et statique. La figure 9 est une vue destinée à montrer la relation entre le coefficient de transfert thermique équivalent dû au rayonnement et à la température, en uti15 lisation, l'axe horizontal indiquant la température (T) de la paroi de réacteur et de la cuve de sécurité (fabriquée en un acier à haute teneur en chrome tel qu'un acier à 12 % de Cr), alors que l'axe vertical indique un coefficient de transfert thermique équivalent (heq). Dans ce mode de réalisation, en supposant une valeur classique de taux d'émission entre la paroi de cuve de réacteur et la cuve de sécurité en acier à 12 % de Cr, et en fixant 1=O,l et s2=0,1, on calcule la relation entre le coefficient de transfert thermique équiva25 lent heq et T (OC) = Tl = T2 (état thermiquement égal). Lorsque la température de la paroi de réacteur et de la cuve de sécurité (en acier à haute teneur en chrome tel qu'un acier à 12 % de Cr) augmente, le coefficient de transfert thermique augmente brusquement. Et autour de 30 6000C, le rayonnement chauffant semble effectuer un bon transfert thermique par l'intermédiaire de la cuve de sécurité. En ce qui concerne la structure de réacteur d'une cuve de réacteur en acier inoxydable 316FR simple 35 sans mesure spéciale pour la réduction de contrainte thermique et sans cuve de sécurité, on a calculé une différence entre des contraintes maximales générées pendant la montée en température jusqu'à 6000C, au démarrage du fonctionnement de réacteur, et on l'a comparée à travers 5 une expérimentation numérique à des cas qui sont respectivement sans considérer le rayonnement chauffant de la cuve de sécurité, avec une cuve de sécurité fabriquée en acier inoxydable 316FR identique à la cuve de réacteur, et avec une cuve de sécurité fabriquée en acier à 12 % de 10 Cr, un matériau bon conducteur de chaleur. Les valeurs physiques de la paroi de réacteur utilisée pour l'analyse sont celles indiquées dans le Tableau 1, et celles du matériau bon conducteur de chaleur utilisé pour la cuve de sécurité sont celles indiquées 15 dans le Tableau 2 (acier à 12 % de Cr) . En ce qui concerne le taux d'émission susceptible d'incertitude, on a attribué respectivement à El et ú2 les valeurs 0,1 et 0,1 afin d'estimer de manière modeste l'effet de réduction de contrainte thermique. En ce qui concerne l'état 20 de charge, le développement des modèles analytiques et de l'outil analytique sont identiques au cas de la plaque conductrice de chaleur. La figure 10 est une vue d'un modèle de maillage d'analyse réalisé à partir de la figure 7, et la fi25 gure 11 est une vue d'un modèle de maillage d'analyse à plus grande échelle au niveau de la partie de surface de liquide. La figure 12 (correspondant à la figure 6) est une vue pour montrer la différence entre les contraintes 30 générées, obtenue en résultat de l'analyse. L'axe horizontal indique une contrainte générée Sn (en MPa), et l'axe vertical indique une coordonnée verticale (en mm), montrant les résultats d'analyse selon 3 motifs qui sont, respectivement, sans considérer le rayonnement chauffant 35 de la cuve de sécurité, avec une cuve de sécurité fabri- quée en acier à 12 % de Cr, et avec une cuve de sécurité fabriquée en acier inoxydable 316FR. Les résultats d'analyse ont été indiqués conformément à la répartition verticale de la zone d'intensité de contrainte (Sn), le long 5 de la paroi extérieure du réacteur, que l'on utilise en tant que paramètre d'évaluation de résistance dans une étude respective. Pour le cas utilisant de l'acier à 12 % de Cr pour la cuve de sécurité, comparé au cas qui ne prend pas enconsidération le rayonnement chauffant par 10 l'intermédiaire de la cuve de sécurité, la valeur maximale de Sn est réduite d'approximativement 590 MPa à approximativement 519 MPa, ou d'environ 12 %. De même, pour le résultat d'analyse en utilisant de l'acier inoxydable 316FR comme cuve de sécurité, on a confirmé que la valeur 15 maximale de Sn avait été réduite jusqu'à approximativement 562 MPa, ou d'environ 4,7 %. Ceci a confirmé que changer le matériau de cuve de sécurité à partir d'un matériau ordinaire vers un matériau qui conduit bien la chaleur permet d'obtenir une réduction de charge thermi20 que notable. Comme détaillé ci-dessus, en appliquant la présente invention, on peut réduire la charge thermique à proximité du niveau de liquide caloporteur en plaçant un élément conducteur de chaleur à l'extérieur de la cuve de 25 réacteur, dans la zone située au-dessus et en dessous de la surface de caloporteur, sans contact avec la paroi de cuve de réacteur. En particulier, dans le cas o on place une plaque conductrice de chaleur en tant qu'élément conduc30 teur de chaleur, uniquement par ajout d'une simple plaque conductrice de chaleur, on peut réduire la charge thermique à proximité de la surface de caloporteur, non seulement avec un faible coût, mais également en garantissant le fonctionnement, puisque c'est une structure sans 35 contact et statique. De même, dans le cas o on utilise une cuve de sécurité comme élément conducteur de chaleur, on peut réduire la charge thermique à proximité de la surface de caloporteur, à nouveau sans ajouter un quelconque élément, sans affecter le coût de construction et 5 en garantissant le fonctionnement, puisque c'est une structure sans contact et statique. REVENDICATIONS 1. Système de réduction de charge thermique de cuve de réacteur à proximité du niveau de surface d'un caloporteur, ledit système étant caractérisé en ce qu'un 5 élément conducteur de chaleur (20) est installé à l'extérieur de la cuve de réacteur (1), dans la zone située audessus et en dessous de la surface de liquide caloporteur (9), sans contact avec la paroi de cuve de réacteur. 2. Système de réduction de charge thermique de 10 cuve de réacteur selon la revendication 1, caractérisé en ce que l'élément conducteur de chaleur (20) mentionné cidessus est une plaque supportée par la cuve de sécurité (2). 3. Système de réduction de charge thermique de 15 cuve de réacteur selon la revendication 1, caractérisé en ce que l'élément conducteur de chaleur (20) mentionné cidessus est la paroi de cuve de sécurité (2). 4. Système de réduction de charge thermique de cuve de réacteur selon la revendication 1, caractérisé en 20 ce que le matériau de l'élément conducteur de chaleur (20) mentionné ci-dessus est un matériau qui a un meilleur coefficient de conduction thermique que celui de la cuve de réacteur (1). 5. Système de réduction de charge thermique de 25 cuve de réacteur selon la revendication 4, caractérisé en ce que le matériau de l'élément bon conducteur de chaleur (20) mentionné ci-dessus est un acier à haute teneur en chrome. 6. Système de réduction de charge thermique de 30 cuve de réacteur selon la revendication 4, caractérisé en ce que le matériau de l'élément bon conducteur de chaleur (20) mentionné ci-dessus est du graphite.