FR 3004558 A1 20141017 FR 1353247 A 20130410 Procédés de simulation de l'écoulement d'un fluide dans une cuve d'un réacteur nucléaire et de calcul de la déformation mécanique d'assemblages d'un coeur de réacteur nucléaire, et produits programme d'ordinateur associés La présente invention concerne un procédé de simulation de l'écoulement d'un fluide à l'intérieur d'une cuve d'un réacteur nucléaire. L'invention concerne également un procédé de calcul d'une déformation mécanique d'au moins un assemblage de combustible nucléaire d'un coeur disposé à l'intérieur de la cuve du réacteur nucléaire. L'invention concerne également un produit programme d'ordinateur pour la mise en oeuvre d'un tel procédé de simulation et un produit programme d'ordinateur pour la mise en oeuvre d'un tel procédé de calcul de la déformation mécanique. L'invention s'applique aux réacteurs disposant d'un fluide de refroidissement, notamment aux réacteurs utilisant un gaz ou un liquide de refroidissement : eau légère, eau lourde, sel ou métal fondu... Dans la suite, l'invention va être décrite pour une application aux réacteurs à eau légère, par exemple aux réacteurs à eau pressurisée, et le fluide circulant à l'intérieur de la cuve est alors de l'eau sous pression. De manière classique, le réacteur nucléaire d'un réacteur à eau pressurisée comprend une cuve et un coeur disposé à l'intérieur de la cuve. Le coeur comporte des assemblages de combustible nucléaire, chaque assemblage s'étendant suivant une direction axiale, de préférence verticalement. Chaque assemblage comporte des crayons de combustible nucléaire et des grilles destinées à maintenir le positionnement des crayons et/ou à assurer le mélange du fluide de refroidissement, et est espacé d'un autre assemblage par un jeu suivant une direction transversale perpendiculaire à la direction axiale. Les crayons comportent chacun une gaine renfermant des pastilles de combustible nucléaire. Le fluide, tel que de l'eau sous pression, circule à l'intérieur de la cuve, par exemple en remontant à l'intérieur de celle-ci au travers du coeur, pour y être réchauffé en assurant la réfrigération et la modération dans le coeur. Un besoin récurrent est de simuler par ordinateur aussi précisément que possible l'écoulement du fluide à l'intérieur de la cuve, par exemple pour améliorer le calcul d'une déformation mécanique des assemblages du coeur lors du fonctionnement du réacteur, tout en ne nécessitant pas une puissance de calcul trop importante. Les déformations des assemblages sont en effet susceptibles de perturber le fonctionnement et la performance du réacteur : risque d'insertion incomplète des grappes de commande qui permettent de régler la réactivité du coeur du réacteur nucléaire ou d'accroissement inacceptable de leur temps de chute, risque de variation locale de la modération du coeur... En manutention, par exemple lors des opérations de déchargement et de rechargement du coeur pour maintenance, ces déformations augmentent les risques d'accrochage entre les assemblages de combustible. Une meilleure modélisation de ces déformations est donc recherchée afin d'y remédier ou a minima de définir des palliatifs. Le document KR 100 957 066 B1 décrit un procédé de modélisation d'un coeur de réacteur nucléaire mettant en oeuvre un calcul de mécanique des fluides numérique, également appelé CFD (de l'anglais Computational Fluid Dynamics). Le modèle du coeur est basé sur un modèle poreux. Le document KR 100 957 061 B1 décrit un procédé d'analyse de sécurité d'un réacteur nucléaire mettant en oeuvre des calculs hydrauliques à partir de coefficients de perte de charge. Toutefois, la simulation de l'écoulement du fluide à l'intérieur de la cuve n'est pas optimale, la modélisation homogène du coeur ne permettant pas de déterminer les déformations des assemblages de combustible. Par ailleurs cette modélisation nécessite une puissance de calcul trop importante pour pouvoir être mise en oeuvre avec les moyens de calcul actuels. Un but de l'invention est donc de proposer un procédé de simulation de l'écoulement du fluide à l'intérieur de la cuve du réacteur offrant une meilleure modélisation de l'écoulement, notamment pour améliorer le calcul de la déformation mécanique des assemblages du coeur, tout en ne nécessitant pas une puissance de calcul trop importante. A cet effet, l'invention a pour objet un procédé de simulation de l'écoulement d'un fluide à l'intérieur d'une cuve d'un réacteur nucléaire, le réacteur nucléaire comprenant la cuve et un coeur disposé à l'intérieur de ladite cuve, le coeur comportant des assemblages de combustible nucléaire, chaque assemblage s'étendant suivant une direction axiale et comportant des crayons de combustible nucléaire et au moins une grille de maintien des crayons, chaque assemblage étant espacé d'un autre assemblage par un jeu entre les grilles suivant une direction transversale perpendiculaire à la direction axiale, le fluide étant propre à circuler à l'intérieur du coeur, le procédé comprenant les étapes suivantes : - i) déterminer des coefficients de pertes de charge dans le coeur, - ii) calculer la pression du fluide et la ou les composantes de la vitesse du fluide dans le coeur et à l'aide de l'équation suivante : VP -KxV où V est l'opérateur nabla de dérivation spatiale du premier ordre, P est la composante de la pression du fluide, K est une matrice comportant les coefficients de pertes de charge déterminés lors de l'étape i), et V est un vecteur comportant la ou les composantes de la vitesse du fluide, procédé dans lequel, lors de l'étape i), un coefficient de perte de charge transverse dans les assemblages est déterminé en fonction d'un nombre de Reynolds transverse suivant la direction transversale, et un coefficient de perte de charge axiale dans le jeu est déterminé en fonction de la dimension du jeu suivant la direction transversale. Suivant d'autres aspects avantageux de l'invention, le procédé de simulation comprend une ou plusieurs des caractéristiques suivantes, prises isolément ou suivant toutes les combinaisons techniquement possibles : - lors de l'étape i), le coefficient de perte de charge transverse est déterminé, pour une valeur du nombre de Reynolds transverse, par comparaison d'une grandeur, telle qu'une force hydraulique selon la direction transversale, calculée pour une partie de l'assemblage à l'aide d'un premier modèle, avec ladite grandeur calculée pour ladite partie de l'assemblage à l'aide d'un second modèle, distinct du premier modèle ; - la relation du coefficient de perte de charge transverse en fonction du nombre de Reynolds transverse est calculée par interpolation de plusieurs valeurs du coefficient de perte de charge transverse déterminées pour une pluralité de comparaisons effectuées ; - au moins une première grille parmi les grilles comprend en outre des moyens additionnels de mélange propres à générer un écoulement présentant au moins une vitesse transverse suivant la direction transversale, et au moins une deuxième grille parmi les grilles ne comporte pas de moyen additionnel de mélange, et une première relation du coefficient de perte de charge transverse en fonction du nombre de Reynolds transverse est calculée pour une première partie de l'assemblage comportant la première grille, et une deuxième relation du coefficient de perte de charge transverse en fonction du nombre de Reynolds transverse est calculée pour une deuxième partie de l'assemblage comportant la deuxième grille ; - lors de l'étape i), le coefficient de perte de charge axiale dans le jeu est déterminé, pour une valeur de la dimension du jeu, par comparaison d'une grandeur, telle qu'une force hydraulique selon la direction transverse, calculée pour une partie de l'assemblage à l'aide d'un premier modèle, avec ladite grandeur calculée pour ladite partie de l'assemblage à l'aide d'un second modèle, distinct du premier modèle ; - la relation du coefficient de perte de charge axiale dans le jeu en fonction de ladite dimension du jeu est calculée par interpolation de plusieurs valeurs du coefficient de perte de charge axiale dans le jeu entre les grilles, déterminées pour une pluralité de comparaisons effectuées ; - lors de l'étape i), les coefficients de perte de charge autres que le coefficient de perte de charge transverse dans les assemblages et le coefficient de perte de charge axiale dans le jeu entre les grilles présentent chacun une valeur prédéterminée, de préférence une valeur constante prédéterminée ; - la cuve comporte un orifice d'entrée du fluide et un orifice de sortie du fluide, le coeur comporte une plaque inférieure et une plaque supérieure, les assemblages s'étendant entre les plaques inférieure et supérieure, le coeur présentant un volume délimité par des première et seconde interfaces suivant la direction axiale, les première et seconde interfaces correspondant respectivement aux plaques inférieure et supérieure, et le procédé comprend en outre les étapes suivantes : + déterminer au moins un volume additionnel à l'intérieur de la cuve, le volume additionnel étant externe au volume du coeur et situé à une extrémité de celui-ci suivant la direction axiale, le volume additionnel étant délimité par deux interfaces suivant la direction axiale, une des deux interfaces du volume additionnel étant la première interface ou la seconde interface, + calculer, pour le volume additionnel et à l'aide d'équations de bilan de la masse du fluide, de bilan de la quantité de mouvement du fluide et de bilan de l'énergie du fluide, la pression du fluide et la ou les composantes de la vitesse du fluide, à partir d'une valeur initiale de la vitesse ou de la pression en l'une des interfaces du volume additionnel et d'une valeur initiale de la vitesse ou de la pression en l'autre des interfaces du volume additionnel, + calculer, pour le volume du coeur, la pression du fluide et la ou les composantes de la vitesse du fluide, à partir d'une valeur initiale de la vitesse ou de la pression du fluide en la première interface et d'une valeur initiale de la vitesse ou de la pression du fluide en la seconde interface et selon l'étape ii), et le calcul de la pression du fluide et de la ou des composantes de la vitesse du fluide est d'abord effectué pour un premier volume parmi le volume additionnel et le volume du coeur et notamment en l'interface parmi les première et seconde interfaces qui est commune au volume additionnel et au volume du coeur, puis le calcul de la pression du fluide et de la ou les composantes de la vitesse du fluide est effectué pour le second volume parmi le volume additionnel et le volume du coeur, la valeur initiale de la vitesse ou de la pression en l'interface commune au volume additionnel et au volume du coeur et pour cette étape de calcul associée au second volume étant alors la valeur de la grandeur correspondante parmi la vitesse et la pression calculée précédemment en ladite interface pour le premier volume ; - les équations de bilan de la masse, de bilan de la quantité de mouvement et de bilan de l'énergie sont respectivement les suivantes : 5aV(pV)- Sn, ()917) +V - (pV OV)- -VP+V-r+pF+Si at a(pE) +V -(pE+P)xV)]=V -(r-V)+ pF -V -V -Q+R+Se at où V est l'opérateur nabla de dérivation spatiale du premier ordre, P est la composante de la pression du fluide, V est un vecteur comportant la ou les composantes 10 de la vitesse du fluide, p est la masse volumique du fluide, t est le temps, z est le tenseur des contraintes visqueuses, F est un vecteur comportant la ou les composantes de la résultante des forces massiques s'exerçant dans le fluide, E est une énergie totale par unité de masse, Q est un vecteur comportant la ou les composantes du flux de chaleur perdue par conduction thermique, R est la perte de chaleur volumique due au 15 rayonnement, Sm est la source de masse, Si est la source de quantité de mouvement, et Se est la source d'énergie ; - l'étape de calcul pour le premier volume est réitérée avec, comme valeur initiale de la vitesse ou de la pression en ladite interface commune et pour cette réitération de l'étape de calcul associée au premier volume, la valeur de la grandeur correspondante 20 parmi la vitesse et la pression calculée lors de l'étape effectuée précédemment en ladite interface pour le second volume, et l'étape de calcul pour le second volume est réitérée avec, comme valeur initiale de la vitesse ou de la pression en ladite interface commune et pour cette réitération de l'étape de calcul associée au second volume, la valeur de la grandeur correspondante 25 parmi la vitesse et la pression calculée précédemment en ladite interface pour le premier volume lors de la réitération ; - deux volumes additionnels sont déterminés lors de l'étape de détermination : un volume additionnel amont situé en amont du volume du coeur suivant le sens de circulation du fluide et un volume additionnel aval situé en aval du volume du coeur 30 suivant le sens de circulation du fluide, la première interface du volume du coeur étant commune avec le volume additionnel amont et la seconde interface du volume du coeur étant commune avec le volume additionnel aval, et le calcul de la pression du fluide et de la ou les composantes de la vitesse du fluide est effectué : a) en la première interface, d'abord pour un premier volume parmi le volume additionnel amont et le volume du coeur, puis pour un deuxième volume parmi le volume additionnel amont et le volume du coeur, la valeur initiale de la vitesse ou de la pression en la première interface pour l'étape de calcul associée au deuxième volume étant la grandeur correspondante parmi la vitesse et la pression calculée précédemment en la première interface lors l'étape de calcul associée au premier volume, et b) en la seconde interface, d'abord pour un troisième volume parmi le volume additionnel aval et le volume du coeur, puis pour un quatrième volume parmi le volume additionnel aval et le volume du coeur, la valeur initiale de la vitesse ou de la pression en la seconde interface pour l'étape de calcul associée au quatrième volume étant la grandeur correspondante parmi la vitesse et la pression calculée précédemment en la seconde interface lors l'étape de calcul associée au troisième volume. L'invention a également pour objet un produit programme d'ordinateur comportant des instructions logicielles qui, lorsqu'elles sont mises en oeuvre par un ordinateur, met en oeuvre un procédé de simulation tel que défini ci-dessus. L'invention a également pour objet un procédé de calcul d'une déformation mécanique d'au moins un assemblage d'un coeur d'un réacteur nucléaire, le réacteur nucléaire comprenant une cuve et le coeur disposé à l'intérieur de la cuve, la déformation mécanique du ou de chaque assemblage étant fonction de l'écoulement d'un fluide à l'intérieur de la cuve, dans lequel l'écoulement du fluide est simulé avec un procédé de simulation tel que défini ci-dessus. L'invention a également pour objet un produit programme d'ordinateur comportant des instructions logicielles qui, lorsqu'elles sont mises en oeuvre par un ordinateur, met en oeuvre un procédé de calcul de la déformation mécanique tel que défini ci-dessus. Ces caractéristiques et avantages de l'invention apparaîtront à la lecture de la description qui va suivre, donnée uniquement à titre d'exemple non limitatif, et faite en référence aux dessins annexés, sur lesquels : - la figure 1 est une représentation schématique d'un réacteur nucléaire à eau pressurisée, comportant une cuve et un coeur disposé à l'intérieur de ladite cuve, le coeur comportant des assemblages de combustible nucléaire, - la figure 2 est une vue en coupe horizontale, au niveau du coeur, du réacteur de la figure 1, - la figure 3 est une vue schématique de deux assemblages du coeur de la figure 1, les assemblages s'étendant suivant une direction axiale, à savoir la direction verticale, chaque assemblage comportant des crayons de combustible nucléaire et des grilles de maintien des crayons, les deux assemblages étant espacés l'un de l'autre, suivant une direction transversale perpendiculaire à la direction axiale, par un premier jeu entre les grilles respectives des deux assemblages et par un deuxième jeu entre les crayons respectifs des deux assemblages, - la figure 4 est une vue schématique d'un crayon de la figure 3, - la figure 5 est une représentation schématique en vue de dessus des premier et deuxième jeux de la figure 3, - la figure 6 est un organigramme du procédé de simulation selon un premier aspect de l'invention, - la figure 7 est une vue du débit du fluide en entrée du coeur calculé à l'aide d'un procédé de simulation de l'état de la technique, - la figure 8 est une vue analogue à celle de la figure 7, obtenue à l'aide du procédé de simulation selon le premier aspect de l'invention, - la figure 9 est un organigramme du procédé de simulation selon un deuxième aspect de l'invention, - les figures 10 et 11 sont des vues de la vitesse transverse, respectivement de la vitesse axiale, du fluide à l'intérieur du coeur et en aval de la première grille des assemblages à partir d'une plaque inférieure du coeur, calculées à l'aide du procédé de simulation selon le deuxième aspect de l'invention, - les figures 12 et 13 sont des représentations schématiques en vue de dessus des déformations des assemblages obtenues, d'une part, à l'aide d'un procédé de calcul de déformation mettant en oeuvre les premier et deuxième aspects du procédé de simulation selon l'invention, et d'autre part, à l'aide de mesures effectuées, pour la troisième grille des assemblages à partir d'une plaque inférieure du coeur, et respectivement pour la huitième grille à partir de ladite plaque inférieure, et - les figures 14 et 15 sont des représentations schématiques en vue de côté des déformations des assemblages obtenues à l'aide du procédé de calcul de déformation mettant en oeuvre les premier et deuxième aspects du procédé de simulation selon l'invention, et respectivement à l'aide de mesures effectuées, pour une rangée d'assemblages du coeur. Sur la figure 1, un réacteur nucléaire 10 comprend, comme connu en soi, une cuve 11 et un coeur 12 disposé à l'intérieur de la cuve 11. Le réacteur nucléaire 10 comprend également un ou plusieurs générateurs de vapeur 14, une ou plusieurs turbines 16 chacune couplée à un générateur 18 d'énergie électrique, et un ou plusieurs condenseurs 20, un seul de chacun de ces éléments étant représenté sur la figure 1. Le réacteur nucléaire 10 comprend en outre un circuit primaire 22 équipé de pompes 24 et dans lequel circule un fluide, selon le trajet matérialisé par les flèches sur la figure 1. Ce fluide remonte notamment à l'intérieur de la cuve 11 au travers du coeur 12 pour y être réchauffé en assurant la réfrigération et la modération dans le coeur 12. Le circuit primaire 22 comprend en outre un pressuriseur 26 permettant de réguler la pression du fluide circulant dans le circuit primaire 22. Le réacteur nucléaire 10 est, par exemple, un réacteur à eau pressurisée, également appelé réacteur PWR (de l'anglais Pressurized Water Reactor), et le fluide circulant dans le circuit primaire 22 est alors de l'eau sous pression. En variante, le réacteur nucléaire 10 est un réacteur à eau bouillante, également appelé réacteur BWR (de l'anglais Boiling Water Reactor), et le fluide circulant dans le circuit primaire est alors également de l'eau sous pression, sous forme de vapeur dans la partie supérieure du coeur, la pression étant généralement inférieure à celle de l'eau circulant dans le circuit primaire du réacteur à eau pressurisée. En variante, le réacteur nucléaire 10 est un réacteur refroidi au sodium, aux sels fondus ou au gaz. Le réacteur nucléaire 10 comprend un circuit secondaire 34 relié au générateur de vapeur 14. L'eau du circuit primaire 22 alimente le générateur de vapeur 14 où elle est refroidie en assurant la vaporisation d'eau, la vapeur produite par le générateur de vapeur 14 étant canalisée par le circuit secondaire 34 vers la turbine 16, puis vers le condenseur 20 où cette vapeur est condensée par échange de chaleur indirect avec de l'eau de refroidissement circulant dans le condenseur 20. Le circuit secondaire 34 comprend, en aval du condenseur 20, une pompe 35 et un réchauffeur 36. Le réacteur nucléaire 10 comprend un écran thermique 37, une enveloppe du coeur 38 et un réflecteur 28, visibles sur la figure 2 et disposés à l'intérieur de la cuve 11. La cuve 11 comporte un orifice 39A d'entrée du fluide et un orifice 39B de sortie du fluide, les orifices d'entrée et de sortie 39A, 39B étant connectés au circuit primaire 22. De manière classique également, le coeur 12 comprend des assemblages 40 de combustible nucléaire qui sont chargés dans la cuve 11 et s'étendent suivant une direction axiale, telle que la direction verticale Z. Le coeur 12 comprend typiquement plus d'une centaine d'assemblages 40. Dans l'exemple d'un réacteur de 900 MWe illustré en figure 2, le coeur 12 comprend 157 assemblages 40. La figure 2 montre en vue de dessus un exemple de répartition de ces différents assemblages 40 au sein du coeur 12. Chaque carré y matérialise un assemblage 40. Le coeur 12 comprend également, comme connu en soi, une plaque inférieure 41A et une plaque supérieure 41 B disposées de part et d'autre des assemblages 40 suivant la direction axiale lorsque le réacteur 10 est en fonctionnement, les assemblages 40 étant déposés sur la plaque inférieure 41A et la plaque supérieure 41B étant disposée au- dessus des assemblages 40, en contact avec leur extrémité supérieure, comme représenté sur la figure 1. Le coeur 12 présente un volume Vole délimité suivant la direction axiale par des première et seconde interfaces, les première et seconde interfaces correspondant respectivement aux plaques inférieure et supérieure 41A, 41 B, et selon la direction latérale par le réflecteur 28. La cuve 11 comporte deux volumes additionnels externes au volume du coeur Vole et situés de part et d'autre de celui-ci suivant la direction axiale Z, à savoir un volume additionnel amont Volp, situé en amont du volume du coeur Vole suivant le sens de circulation du fluide, correspondant dans l'exemple décrit à une zone PI située au-dessous du coeur 12 selon la direction axiale Z, ladite zone étant également appelée plenum inférieur, et un volume additionnel aval Volps situé en aval du volume du coeur Vole suivant le sens de circulation du fluide, correspondant dans l'exemple décrit à une zone PS située au-dessus du coeur 12 selon la direction axiale Z, ladite zone étant également appelée plenum supérieur, comme représenté sur la figure 1. Chaque volume additionnel Volpi, Volps est délimité par deux interfaces suivant la direction axiale Z, une des deux interfaces du volume additionnel Volpi, Volps étant la première interface ou la seconde interface. Dans l'exemple de réalisation décrit, l'interface commune entre le volume additionnel amont Volp, et le volume du coeur Vole est la première interface, et l'interface commune entre le volume du coeur Vole et le volume additionnel aval Volps est la seconde interface. Le volume du coeur Vole comporte la première interface avec le volume additionnel amont Volp, et la seconde interface avec le volume additionnel aval Volps. Le volume additionnel amont Volp, est traversé par le fluide circulant depuis l'orifice d'entrée 39A vers le coeur 12, et le volume additionnel aval Volps est traversé par le fluide circulant depuis le coeur 12 vers l'orifice de sortie 39B. Chaque interface du volume du coeur Vole et des volumes additionnels amont et aval Volpi, Volps est également appelée frontière, étant donné que chaque interface forme une frontière avec l'extérieur pour le volume suivant la direction considérée. Chaque interface est par exemple en forme d'une surface perpendiculaire à la direction axiale Z. Dans l'exemple de réalisation décrit, le volume du coeur Vole et les volumes additionnels amont et aval Volpi, Volps sont chacun en forme d'un cylindre avec une génératrice parallèle à la direction axiale Z. Chaque interface du volume du coeur Vol, est, par exemple, en forme d'un disque plan dans un plan perpendiculaire à la direction axiale Z. Le coeur 12 comprend des grappes de commande 42, visibles sur la figure 1, qui sont disposées dans la cuve 11 au-dessus de certains assemblages 40. Une seule grappe 42 est représentée sur la figure 1. Les grappes 42 sont déplaçables par des mécanismes 44 pour venir s'insérer dans les assemblages 40 qu'elles surplombent, ou en être extraites. Classiquement, chaque grappe de commande 42 comprend des crayons absorbants qui comportent un ou plusieurs matériaux absorbant les neutrons et éventuellement des crayons inertes, c'est-à-dire qui n'ont pas de capacité spécifique d'absorption des neutrons. Le déplacement vertical des grappes 42 permet de régler la réactivité dans le coeur 12 et autorise des variations de la puissance globale P fournie par le coeur 12 depuis la puissance nulle jusqu'à la puissance nominale PN, en fonction de l'enfoncement des grappes de commande 42 dans les assemblages 40. Comme illustré par la figure 3, chaque assemblage 40 comprend de manière classique un réseau de crayons 46 de combustible nucléaire et un squelette 48 de support des crayons 46. Le squelette 48 comprend classiquement un embout inférieur 50, un embout supérieur 52, des tubes-guides 54 reliant les deux embouts 50, 52 et destinés à recevoir les crayons des grappes de commande du réacteur 10, et des grilles 56 de maintien des crayons 46. Sur la figure 3 sont représentés deux assemblages 40 adjacents, c'est-à-dire deux assemblages 40 correspondant à des carrés voisins selon une direction transversale X ou Y, perpendiculaire à la direction axiale Z, sur la représentation de la figure 2. Les deux assemblages adjacents 40 sont disposés successivement et espacés l'un de l'autre, suivant ladite direction transversale, par un premier jeu BP1 entre les grilles 56 respectives des deux assemblages 40 et par un deuxième jeu BP2 entre les crayons 46 respectifs des deux assemblages 40, comme représenté sur les figures 3 et 5. Sur la figure 2, les assemblages 40 sont sensiblement alignés suivant deux directions X, Y respectives dans le plan horizontal perpendiculaire à la direction verticale Z, et l'homme du métier comprendra que lorsque les deux assemblages 40 successifs sont alignés suivant la direction X, alors la direction transversale associée aux premier et deuxième jeux BP1, BP2 correspond à cette direction X. De manière analogue, lorsque les deux assemblages 40 successifs sont alignés suivant la direction Y, alors la direction transversale associée aux premier et deuxième jeux BP1, BP2 correspond à cette direction Y. La dimension du premier jeu BP1 est égale à la distance entre des faces externes des grilles 56 respectives des deux assemblages 40 suivant la direction transversale, pour une position donnée suivant la direction axiale Z. Par convention, la dimension du deuxième jeu BP2 est égale à la distance entre les centres des deux crayons 46 périphériques respectifs des deux assemblages, pour une position donnée suivant la direction axiale Z. comme représenté sur la figure 5. Comme illustré par la figure 4, chaque crayon 46 comprend, de manière classique, une gaine 58 sous forme d'un tube fermé à son extrémité inférieure par un bouchon inférieur 60 et à son extrémité supérieure par un bouchon supérieur 62. Le crayon 46 comprend une série de pastilles 64 de combustible nucléaire empilées dans la gaine 58 et prenant appui contre le bouchon inférieur 60. Un ressort de maintien 66 est disposé dans le tronçon supérieur de la gaine 58 pour prendre appui sur le bouchon supérieur 62 et sur la pastille 64 supérieure. Classiquement, les pastilles 64 sont à base d'oxyde d'uranium ou d'un mélange d'oxydes d'uranium et de plutonium et la gaine 58 en alliage de zirconium. Un procédé de simulation de l'écoulement du fluide à l'intérieur de la cuve 11 du réacteur nucléaire 10 selon un premier aspect de l'invention va désormais être décrit à l'aide de l'organigramme de la figure 6. Le procédé de simulation selon le premier aspect est destiné à être mis en oeuvre par un ordinateur comportant un processeur et une mémoire associée au processeur, la mémoire étant apte à stocker un premier produit programme d'ordinateur. Le premier produit programme d'ordinateur comporte des instructions logicielles et met en oeuvre le procédé de simulation selon le premier aspect lorsque lesdites instructions logicielles sont exécutées par l'ordinateur. Lors de l'étape initiale 100, le volume du coeur Vole délimité suivant la direction axiale Z par les plaques inférieure et supérieure 41A, 41B, correspondant aux première et seconde interfaces est déterminé. Au moins un volume additionnel Volpi, Volps est également déterminé à l'intérieur de la cuve 11, le volume additionnel Vol% Volps étant externe au volume du coeur Vole et situé à une extrémité de celui-ci suivant la direction axiale Z. Le volume additionnel Vol% Volps est délimité par deux interfaces suivant la direction axiale Z, une des deux interfaces du volume additionnel Vol% Volps étant la première interface ou la seconde interface. Autrement dit, le volume du coeur Vole comporte une interface avec le volume additionnel Vol% Volps, le volume additionnel Vol% Volps étant traversé par le fluide circulant entre le coeur 12 et un orifice parmi l'orifice d'entrée 39A et l'orifice de sortie 39B. Dans l'exemple de réalisation décrit, deux volumes additionnels sont déterminés lors de cette étape initiale, à savoir les volumes additionnels amont et aval Volpi, Voles. Lors de l'étape suivante 110, la ou les composantes de la vitesse V et la pression P du fluide sont calculées pour le volume additionnel amont Volpi, à partir d'une valeur initiale de la vitesse V ou de la pression P en l'une des interfaces du volume additionnel Volpi, Volps et d'une valeur initiale de la vitesse V ou de la pression P en l'autre des interfaces du volume additionnel Volpi, Volps. La ou les composantes de la vitesse et la pression sont calculées à partir des équations de bilan, utilisées en mécanique des fluides, c'est-à-dire à partir de : - l'équation de bilan de la masse du fluide, ou équation de continuité, - l'équation de bilan de la quantité de mouvement du fluide, et - l'équation de bilan de l'énergie du fluide. Ces valeurs initiales sont également appelées conditions initiales, et sont prédéterminées au début de chaque étape de calcul de la pression et de la ou des composantes de la vitesse associée à un volume considéré parmi le volume du coeur Vole et les volumes additionnels amont et aval Vol% Volps. Dans l'exemple de réalisation décrit, les valeurs initiales prédéterminées sont les composantes de la vitesse V en entrée dudit volume Vol% Volps et la composante, également appelée valeur, de la pression P du fluide en sortie dudit volume Volpi, Volps. En variante, les valeurs initiales prédéterminées sont la valeur de la pression P du fluide en entrée dudit volume et les composantes de la vitesse V en sortie dudit volume. En variante encore, les valeurs initiales prédéterminées sont les composantes de la vitesse V en entrée dudit volume et les composantes de la vitesse V en sortie dudit volume. Dans l'exemple de réalisation décrit, les composantes de la vitesse en entrée du volume additionnel amont Volp, et de la pression P en sortie du volume additionnel aval Volps sont des conditions aux limites imposées par le réacteur : la vitesse en entrée du volume additionnel amont Volp, est déterminée par le débit des pompes 24, et la pression P en sortie du volume additionnel aval Volps est celle mesurée à l'entrée du générateur de vapeur 14. Ces deux valeurs sont fixes tout au long du calcul. Les équations de bilan prennent différentes formes selon les approximations choisies et les opérateurs différentiels utilisés. Par exemple, la formulation différentielle générale de ces équations (équations de Navier-Stokes) s'écrit respectivement : bilan de la masse du fluide : -ap + V(pV)- S', at (1) bilan de la quantité de mouvement du fluide : a(I)V)+V -(pVCDV)=-VP+V -T-E pF +St bilan de l'énergie du fluide : a(IJE) +V -[(pE+P)xV)]=V - ( r -V)+ pF -V -V - Q+ R+ Se at où V est l'opérateur nabla de dérivation spatiale du premier ordre, P est la pression du fluide, V est un vecteur comportant la ou les composantes de la vitesse du fluide, p est la masse volumique du fluide, t est le temps, est le tenseur des contraintes visqueuses, F est un vecteur comportant la ou les composantes de la résultante des forces massiques s'exerçant dans le fluide, E est une énergie totale par unité de masse, Q est un vecteur comportant la ou les composantes du flux de chaleur perdue par conduction thermique, R est la perte de chaleur volumique due au rayonnement, Sm est la source de masse, Si est la source de quantité de mouvement, et Se est la source d'énergie. En coordonnées cartésiennes orthonormées ces équations s'écrivent, par exemple, de la manière suivante pour un calcul sans prise en compte des effets thermiques (hydraulique pur) : équation de conservation de la masse : (4) équation de conservation de la quantité de mouvement (pour j = 1, 2, 3) : (Pv ) a a + -e- +S (5) at ax, où t est le temps, p est la masse volumique du fluide, xi est la coordonnée selon la direction i (i = 1, 2, 3), vi est la vitesse du fluide dans la direction i at (2) (3) ap at axe s. P est la pression du fluide, Sin est la source de masse, Si est la source de quantité de mouvement 2 aU (6) ri. est la contrainte visqueuse, avec 21usii 3 axk où it désigne la viscosité dynamique du fluide et Su le delta de Kronecker. A ces équations viennent d'ajouter les équations de fermeture qui fournissent les caractéristiques du fluide : masse volumique, viscosité, chaleur spécifique, conductivité et compressibilité en tout point du volume étudié. Le modèle de calcul associé aux équations précitées de bilan de la masse, de bilan de la quantité de mouvement et de bilan de l'énergie est également appelé modèle détaillé. En variante, la ou les composantes de la vitesse V et la pression P du fluide sont calculées en supposant par exemple que le fluide est newtonien et incompressible : p et p sont alors constantes. Par ailleurs, les transitoires hydrauliques dans les réacteurs nucléaires en fonctionnement normal étant relativement lents, ils peuvent être négligés et les calculs hydrauliques sont alors réalisés comme une succession d'états permanents ponctuels et les équations de Navier Stokes s'écrivent alors : V(pV)=S', p(V .V)V = -V P + 2 1 + pF +Se (7) V V ±-3V(V - V) (8) où p désigne la viscosité dynamique du fluide, supposée par exemple constante. Le modèle de calcul associé à l'équation de Navier Stokes est également appelé modèle semi-détaillé, car l'équation de Navier Stokes est obtenue à partir des équations précitées de bilan de la masse, de bilan de la quantité de mouvement et de bilan de l'énergie en effectuant les hypothèses précitées vérifiées par les fluides newtoniens. Lors de l'étape 110, la ou les composantes de la vitesse V et la pression P du fluide sont calculées sur l'ensemble du volume additionnel amont VolPI, et en particulier pour la première interface afin d'effectuer un couplage de calcul avec la ou les composantes de la vitesse V et la pression P du fluide qui seront calculées pour le volume du coeur VoIC lors de l'étape suivante 120. Le fluide circulant du volume additionnel amont Volp, vers le volume du coeur Vole, le calcul effectué pour le volume additionnel amont Volp, permet notamment de prédéterminer la ou des composantes d'une grandeur parmi la vitesse V et la pression P du fluide en sortie dudit volume additionnel Volpi, c'est-à-dire en la première interface qui correspond aussi à l'entrée du volume du coeur Vole. Dans l'exemple de réalisation décrit, on calcule donc notamment la ou les composantes de la vitesse V du fluide en sortie du volume additionnel amont Volpi, c'est- à-dire du volume du plenum inférieur, à partir de la vitesse du fluide en entrée du volume additionnel amont Volp, et en imposant une valeur prédéterminée de la pression P du fluide en sortie. Autrement dit, on calcule une répartition du débit du fluide en sortie du volume additionnel amont Volp, en imposant une répartition de la pression P du fluide en sortie dudit volume additionnel amont Volpi. Lors de l'étape 110, le calcul de la pression P du fluide et de la ou des composantes de la vitesse V est effectué de préférence à l'aide du modèle semi-détaillé, c'est-à-dire à l'aide des équations de Navier Stokes (7) et (8). Ce modèle semi-détaillé fournit en effet une très bonne modélisation de l'écoulement du fluide tout en nécessitant une puissance de calcul moindre que le modèle détaillé. La ou les composantes de la vitesse V et la pression P du fluide sont alors calculées lors de l'étape 120, pour tout le volume du coeur Vole à partir de la ou des composantes d'une grandeur parmi la vitesse V et la pression P du fluide prédéterminée en sortie dudit volume, l'autre grandeur parmi la vitesse V et la pression P du fluide prédéterminée en entrée dudit volume étant alors la grandeur calculée précédemment à l'étape 110 pour le volume situé en amont, i.e. pour le volume additionnel amont Volpi. Autrement dit, la ou les composantes de la vitesse V et la pression P du fluide sont alors calculées lors de l'étape 120, pour tout le volume du coeur Vole à partir d'une valeur initiale de la vitesse V ou de la pression P du fluide en la première interface et d'une valeur initiale de la vitesse V ou de la pression P du fluide en la seconde interface. Dans l'exemple de réalisation décrit, on calcule donc notamment la pression P du fluide dans tout le volume du coeur Vole et donc en particulier en entrée du volume du coeur Vole, c'est-à-dire en la première interface qui correspond aussi à la sortie du volume additionnel amont Volpi, en utilisant les valeurs de la ou des composantes de la vitesse V du fluide calculées lors de l'étape précédente en cette même première interface. Autrement dit, dans cet exemple, on calcule une répartition de la pression P du fluide en entrée du volume du coeur à partir de la répartition du débit du fluide calculée précédemment en sortie du volume du plenum inférieur. Dans l'exemple de réalisation décrit, les valeurs connues sont les composantes de la vitesse V en entrée dudit volume Vole, calculées lors de l'étape 110, et la valeur de la pression P du fluide en sortie dudit volume Vole. Lors de l'étape 120, pour le volume du coeur Vole, le calcul de la pression P et de la ou des composantes de la vitesse V du fluide sont, par exemple, effectués à l'aide du modèle semi-détaillé. En variante, le calcul de la pression P et de la ou des composantes de la vitesse V du fluide sont effectués à l'aide d'un modèle poreux particulier qui sera décrit plus en détail par la suite à l'aide de l'organigramme de la figure 9. A l'issue de l'étape 120, le procédé retourne à l'étape 110, afin de réitérer les calculs en la première interface, ou bien le procédé passe à l'étape 130 afin d'effectuer les calculs en la seconde interface. Lorsque le procédé retourne à l'étape 110, les calculs effectués pour le volume additionnel amont Volp, sont couplés, en la première interface, aux calculs effectués pour le volume du coeur Vole : l'étape de calcul 110 pour le volume situé en amont suivant le sens de circulation du fluide, i.e. pour le volume additionnel amont Volpi, est réitérée avec, comme valeur de l'autre grandeur, par exemple de la pression P du fluide en sortie dudit volume Volpi, la valeur calculée lors de l'étape 120 effectuée précédemment pour le volume situé en aval, i.e. pour le volume du coeur Vole. Après réitération de l'étape 110, le procédé passe à l'étape 120 afin de réitérer l'étape de calcul pour le volume du coeur Vole situé en aval, avec comme valeur de l'autre grandeur, par exemple de la ou les composantes de la vitesse V en entrée dudit volume Vole, la nouvelle valeur calculée pour le volume additionnel amont Volp, situé en amont. Autrement dit, l'étape de calcul 110 pour le volume additionnel amont Volp, est réitérée avec, comme valeur initiale de la vitesse V ou de la pression P en l'interface commune avec le volume du coeur Vole et pour cette réitération de l'étape de calcul 110 associée au volume additionnel amont Volpi, la valeur de la grandeur correspondante parmi la vitesse V et la pression P calculée lors de l'étape 120 effectuée précédemment en ladite interface commune pour le volume du coeur Vole. L'étape de calcul 120 pour le volume du coeur Vole est réitérée avec, comme valeur initiale de la vitesse V ou de la pression P en ladite interface commune avec le volume additionnel amont Volp, et pour cette réitération de l'étape de calcul 120 associée au volume du coeur Vole, la valeur de la grandeur correspondante parmi la vitesse V et la pression P calculée précédemment en ladite interface pour le volume additionnel amont Volp, lors de la réitération de l'étape de calcul 110. La réitération des étapes 110 et 120 est effectuée jusqu'à obtenir une solution convergée en la première interface, c'est-à-dire jusqu'à ce que le ratio de la valeur précédente d'une grandeur divisée par la nouvelle valeur de ladite grandeur soit inférieur à une valeur prédéfinie, par exemple 10-5. L'homme du métier choisira de préférence d'appliquer le critère de convergence à la grandeur convergeant le moins rapidement. Dans le cas particulier de l'application de l'invention au calcul de la déformation latérale des assemblages de combustible 40, un effort hydraulique latéral selon la direction transversale X, Y est, par exemple, calculé pour chaque assemblage 40, à partir de la pression P et de la ou des composantes de la vitesse V calculées lors de l'étape 120 pour le volume du coeur Vole. L'effort hydraulique latéral est calculé à chaque itération de l'étape 120, et le calcul de la pression P et de la ou les composantes de la vitesse V est arrêté lorsque le ratio de la valeur précédente de l'effort hydraulique latéral divisée par la nouvelle valeur de l'effort hydraulique latéral est inférieur à une valeur prédéfinie, par exemple 10-5. L'homme du métier observera qu'il est préférable de définir un critère d'arrêt en fonction des valeurs de l'effort hydraulique latéral, étant donné que la vitesse V ou la pression P convergent plus rapidement que l'effort hydraulique latéral. Lors de l'étape 130, la ou les composantes de la vitesse V et la pression P du fluide sont calculées, pour le volume du coeur Vole, et en particulier en la seconde interface, à partir de la ou des composantes d'une grandeur parmi la vitesse V et la pression P du fluide prédéterminée en entrée dudit volume et de l'autre grandeur parmi la vitesse V et la pression P du fluide prédéterminée en sortie dudit volume. Lors de l'étape 130, de manière analogue à l'étape 120, pour le volume du coeur Vole, les calculs de la ou des composantes de la vitesse V et de la pression P du fluide sont, par exemple, effectués à l'aide du modèle semi-détaillé. En variante, les calculs de la ou des composantes de la vitesse V et la pression P du fluide sont effectués à l'aide du modèle poreux particulier. Dans l'exemple de réalisation décrit, la ou les composantes de la vitesse V et la pression P du fluide sont calculées lors de l'étape 130 en imposant une valeur initiale prédéterminée de la ou des composantes de vitesse en entrée et une valeur initiale prédéterminée de la pression P du fluide en sortie. On calcule donc notamment la ou les composantes de la vitesse V du fluide en sortie du volume du coeur Vole, à partir de la vitesse du fluide en entrée du volume du coeur Vole et en imposant une valeur initiale prédéterminée de la pression P du fluide en sortie. Autrement dit, on calcule une répartition du débit du fluide en sortie du volume du coeur Vole en imposant une répartition de la pression P du fluide en sortie dudit volume du coeur Vole. Lors de l'étape 140, la ou les composantes de la vitesse V et la pression P du fluide sont calculées sur l'ensemble du volume additionnel aval Volps, et en particulier pour la seconde interface, afin d'effectuer un couplage de calcul avec la ou les composantes de la vitesse V et la pression P du fluide qui ont été calculées précédemment lors de l'étape 130 pour le volume du coeur Vole. La ou les composantes de la vitesse V et la pression P du fluide sont calculées lors de l'étape 140, pour le volume additionnel aval Volps, à partir de la ou des composantes d'une grandeur parmi la vitesse V et la pression P du fluide prédéterminée en sortie dudit volume, l'autre grandeur parmi la vitesse V et la pression du fluide prédéterminée en entrée dudit volume étant la grandeur calculée précédemment lors de l'étape 130 pour le volume situé en amont, i.e. pour le volume du coeur Vole. Autrement dit, la pression P du fluide et la ou les composantes de la vitesse V du fluide, sont calculées lors de l'étape 140, pour le volume additionnel aval Volps à partir d'une valeur initiale de la vitesse V ou de la pression P en l'une des interfaces du volume additionnel aval Volps et d'une valeur initiale de la vitesse V ou de la pression P en l'autre des interfaces du volume additionnel aval Vol Dans l'exemple de réalisation décrit, la pression P du fluide est calculée lors de l'étape 140 en utilisant notamment les valeurs de la ou des composantes de la vitesse V du fluide calculées lors de l'étape 130 précédente en la même seconde interface. Autrement dit, dans cet exemple, on calcule une répartition de la pression P du fluide en entrée du volume additionnel aval Volps à partir de la répartition du débit du fluide calculée précédemment en sortie du volume du coeur Vole. Lors de l'étape 140, pour le volume additionnel aval Volps, les calculs de la pression P et de la ou des composantes de la vitesse V du fluide sont, par exemple, effectués à l'aide du modèle semi-détaillé. En variante, les calculs de la pression P et de la ou des composantes de la vitesse V du fluide sont effectués à l'aide du modèle détaillé. A l'issue de l'étape 140, le procédé retourne à l'étape 130, afin de réitérer les calculs en la seconde interface, ou bien le procédé retourne à l'étape 110 afin de réitérer les calculs en la première interface, ou encore s'arrête si une solution convergée a été obtenue. De manière analogue à ce qui a été décrit pour la première interface, lorsque le procédé retourne à l'étape 130, les calculs effectués pour le volume additionnel aval VolPS sont couplés, en la seconde interface, aux calculs effectués pour le volume du coeur Vole : l'étape de calcul 130 pour le volume situé en amont suivant le sens de circulation du fluide, i.e. pour le volume du coeur Vole, est réitérée avec, comme valeur de l'autre grandeur, par exemple de la pression P du fluide en sortie dudit volume Vole, la valeur calculée lors de l'étape 140 effectuée précédemment pour le volume situé en aval, i.e. pour le volume additionnel aval Volps. Après réitération de l'étape 130, le procédé passe à nouveau à l'étape 140 afin de réitérer l'étape de calcul pour le volume additionnel aval Volps situé en aval, avec comme valeur de l'autre grandeur, par exemple de la ou les composantes de la vitesse V en entrée dudit volume Volps, la valeur calculée précédemment pour le volume du coeur Vole situé en amont. La réitération des étapes 130 et 140 est effectuée jusqu'à obtenir une solution convergée en la seconde interface, c'est-à-dire jusqu'à ce que le ratio de la valeur précédente d'une grandeur divisée par la nouvelle valeur de ladite grandeur est inférieur à une valeur prédéfinie, par exemple 10-5. De manière analogue, l'homme du métier choisira de préférence d'appliquer le critère de convergence à la grandeur convergeant le moins rapidement. Dans le cas particulier de l'application de l'invention au calcul de la déformation latérale des assemblages de combustible 40, un effort hydraulique latéral selon la direction transversale X, Y est, par exemple, calculé pour chaque assemblage 40, à partir de la pression P et de la ou des composantes de la vitesse V calculées lors de l'étape 130, pour le volume du coeur Vole. L'effort hydraulique latéral est calculé à chaque itération de l'étape 130 et le calcul de la pression P et de la ou les composantes de la vitesse V est arrêté lorsque le ratio de la valeur précédente de l'effort hydraulique latéral divisée par la nouvelle valeur de l'effort hydraulique latéral est inférieur à une valeur prédéfinie, telle que 10-5. Le procédé décrit suit le sens de circulation du fluide et propage la vitesse V du fluide imposée par le débit des pompes 24 à travers la cuve 11 pour obtenir en sortie la pression P du circuit primaire mesurée à l'entrée du générateur de vapeur 14. En variante, le procédé est inversé et suit le sens inverse à la circulation du fluide et propage à travers la cuve 11 la pression P du circuit primaire mesurée à l'entrée du générateur de vapeur 14 pour obtenir la vitesse V du fluide imposée par le débit des pompes 24. En variante encore, le procédé combine avantageusement les deux méthodes comme décrit plus loin. L'homme du métier notera que les étapes 120 et 130 correspondent à une même étape de calcul de la pression P et de la ou des composantes de la vitesse V du fluide dans le volume du coeur Vole. En variante et de manière préférentielle, les étapes de calcul sont avantageusement réalisées dans l'ordre suivant : - étape 100 de calcul des volumes ; - étape 110 en utilisant, comme valeurs initiales, en vitesse d'entrée la vitesse correspondant au débit délivré par les pompes 24 (condition aux limites invariable tout au long du calcul) et en pression de sortie une pression initiale quelconque qui sera convergée au cours des étapes ; - étape 140 en utilisant, comme valeurs initiales, en pression de sortie la pression du primaire 22 mesurée à l'entrée du générateur de vapeur 14 (condition aux limites invariable tout au long du calcul) et en vitesse d'entrée une vitesse initiale quelconque qui sera convergée au cours des étapes ; - étape 120, 130 de calcul du volume du coeur, en utilisant comme valeurs initiales, en vitesse d'entrée la vitesse calculée à la première interface à l'étape 110 et en pression de sortie la pression calculée à la seconde interface à l'étape 140 ; et - réitération des étapes 110, 140 et 120, 130 jusqu'à la convergence du calcul. Les étapes 110 et 140 à partir de la première itération sont réalisées en injectant respectivement en sortie du volume additionnel amont Volp, la pression calculée lors de l'étape précédente 120, 130 de calcul pour le volume du coeur et en entrée du volume additionnel aval Volps la vitesse calculée lors de l'étape précédente 120, 130 de calcul pour le volume du coeur. Les étapes 110 et 140 sont réalisables simultanément. Pour le couplage en l'interface commune, les modèles de calcul utilisés pour le volume situé en aval et pour le volume situé en amont suivant le sens de circulation du fluide sont de préférence distincts, les modèles utilisés étant, par exemple, le modèle semi-détaillé pour le volume additionnel Volpi, Volps correspondant et le modèle poreux particulier pour le volume du coeur Vole. En variante, les modèles de calcul utilisés pour le volume situé en aval et pour celui situé en amont sont identiques, à savoir par exemple le modèle semi-détaillé. Le procédé de simulation selon le premier aspect de l'invention permet alors d'offrir une meilleure modélisation de l'écoulement, comme le montre la comparaison des figures 7 et 8, représentant une vue 180 du débit du fluide en entrée du coeur calculé à l'aide d'un procédé de simulation de l'état de la technique, et respectivement une vue 190 du débit du fluide en entrée du coeur calculé à l'aide du procédé de simulation selon le premier aspect de l'invention. Sur les vues 180 et 190, les différentes valeurs de débit au niveau des différents assemblages 40 en entrée du coeur sont représentées en pourcentage de variation par rapport à une valeur nominale du débit. La vue 190 montre alors une plus grande discrimination entre les valeurs du débit calculées selon l'assemblage 40 concerné. La modélisation obtenue avec le procédé de simulation selon le premier aspect de l'invention (figure 8) est donc plus précise que celle obtenue avec le procédé de simulation de l'état de la technique (figure 7) dans lequel les volumes additionnels ne sont pas modélisés. Le procédé de simulation de l'écoulement du fluide à l'intérieur de la cuve 11 du réacteur nucléaire 10 selon un deuxième aspect de l'invention, indépendant du premier aspect décrit précédemment, va désormais être décrit à l'aide de l'organigramme de la figure 9. Le procédé de simulation selon le deuxième aspect est destiné à être mis en oeuvre par un ordinateur comportant un processeur et une mémoire associée au processeur, la mémoire étant apte à stocker un deuxième produit programme d'ordinateur. Le deuxième produit programme d'ordinateur comporte des instructions logicielles, et met en oeuvre le procédé de simulation selon le deuxième aspect lorsque lesdites instructions logicielles sont exécutées par l'ordinateur. Le procédé de simulation selon le deuxième aspect concerne un modèle poreux particulier basé sur l'équation suivante : VP =-KxV (9) où P est la pression du fluide, K est une matrice comportant des coefficients de pertes de charge, et V est le vecteur comportant la ou les composantes de la vitesse du fluide Le procédé de simulation selon ce deuxième aspect vise à calculer la ou les composantes d'une grandeur parmi la vitesse V du fluide et la pression P du fluide, à partir de la ou des composantes de l'autre grandeur parmi la vitesse V du fluide et la pression P du fluide. Les coefficients de pertes de charge de la matrice K dépendent notamment d'un nombre de Reynolds transverse suivant la direction transversale X, Y et de la position X, Y, Z dans le coeur 12, par exemple parmi les positions suivantes : dans un assemblage 40, entre les crayons 46 périphériques de deux assemblages adjacents 40, ou encore entre les grilles 56 de deux assemblages adjacents 40. Par simplification, la matrice K est, par exemple, une matrice diagonale à 3 lignes et 3 colonnes pour simuler l'écoulement suivant les 3 directions X, Y, Z. Par convention, les termes diagonaux de la matrice sont notés les autres termes de la matrice K étant nuls. En variante, la matrice K n'est pas une matrice diagonale et tous les termes de la matrice sont pris en compte. Chaque terme diagonal vérifie l'équation suivante : K1xpxJ,,, V (10) où p est la masse volumique du fluide, Vi est la composante selon la direction X, Y, Z correspondante de la vitesse du fluide, et J,,, est un coefficient de perte de charge par unité de longueur. Par convention, chaque coefficient de perte de charge par unité de longueur est fonction d'un coefficient de perte de charge dit singulier associé à un phénomène de perte de charge locale et d'un coefficient de perte de charge dit régulier associé à un phénomène de perte de charge par frottement sur une paroi. Lors de l'étape initiale 200, un coefficient de perte de charge transverse dans les assemblages 40 est déterminé en fonction du nombre de Reynolds transverse Re. Le coefficient de perte de charge transverse est associé à une perte de charge singulière et correspond, par convention, à une perte de charge locale selon la direction transversale perpendiculaire à la direction axiale de l'écoulement du fluide. Le coefficient de perte de charge transverse est déterminé, pour une valeur d'un nombre de Reynolds transverse Re suivant la direction transversale X, Y, de préférence par comparaison de la valeur d'une grandeur, telle qu'une force hydraulique selon la direction transverse, calculée pour une partie de l'assemblage 40 à l'aide d'un premier modèle, avec la valeur de ladite grandeur calculée pour ladite partie de l'assemblage 40 à l'aide d'un second modèle, distinct du premier modèle. Dans l'exemple de réalisation décrit, la force hydraulique selon la direction transversale est calculée avec le premier modèle, tel que le modèle semi-détaillé décrit précédemment pour le premier aspect, pour une valeur du nombre de Reynolds transverse Re, puis la force hydraulique selon la direction transversale est calculée avec le second modèle, tel que celui vérifiant l'équation (8), pour la même valeur du nombre de Reynolds transverse. Lors du calcul à l'aide du second modèle, tous les coefficients de pertes de charge à l'exception du coefficient de perte de charge transverse sont fixés à une valeur prédéterminée, et la valeur du coefficient de perte de charge transverse déterminée pour ladite valeur du nombre de Reynolds transverse Re est alors la valeur pour laquelle la différence entre la grandeur calculée pour une partie de l'assemblage 40 à l'aide du premier modèle et ladite grandeur calculée pour la même partie d'assemblage à l'aide du second modèle est la plus faible. Plusieurs valeurs du coefficient de perte de charge transverse sont alors déterminées pour une pluralité de comparaisons effectuées pour différentes valeurs du nombre de Reynolds transverse Re. Dans l'exemple de réalisation décrit, des coefficients de perte de charge singuliers, notés Kb, sont déterminés lors de l'étape 200, les coefficients de perte de charge transverse étant sensiblement égaux aux coefficients de perte de charge singuliers divisés par une longueur caractéristique de l'écoulement dans l'assemblage 40. Lors de l'étape suivante 210, la relation du coefficient de perte de charge transverse en fonction du nombre de Reynolds transverse Re est calculée par interpolation de la pluralité de valeurs du coefficient de perte de charge transverse déterminées lors de l'étape 200 pour la pluralité de comparaisons effectuées. L'interpolation est une approximation mathématique, par exemple, par une fonction polynomiale, une fonction exponentielle, une fonction logarithmique, une fonction puissance... En complément, au moins une première grille parmi les grilles 56 comprend en outre des moyens de mélange, non représentés, propres à générer un écoulement présentant des vitesses transverses à l'écoulement axial et au moins une deuxième grille parmi les grilles 56 ne comporte aucun moyen de mélange. Une première relation du coefficient de perte de charge transverse en fonction du nombre de Reynolds transverse Re est alors calculée pour une première partie de l'assemblage 40 comportant la première grille. Une deuxième relation du coefficient de perte de charge transverse en fonction du nombre de Reynolds Re est calculée pour une deuxième partie de l'assemblage 40 comportant la deuxième grille, cette deuxième relation étant calculée indépendamment de la première relation. Lors de l'étape 220, un coefficient de perte de charge axiale dans le jeu entre les grilles 56 est déterminé en fonction de la dimension du jeu entre les grilles BP1 suivant la direction transversale. Le coefficient de perte de charge axiale dans le jeu entre les grilles 56 est associé à une perte de charge régulière et correspond à une perte de charge par frottement le long des assemblages 40, plus précisément le long des grilles 56 desdits assemblages 40, selon la direction axiale Z de l'écoulement du fluide. De manière analogue, le coefficient de perte de charge axiale dans le jeu entre les grilles 56 est déterminé, pour une valeur de la dimension du jeu entre les grilles BP1, de préférence par comparaison d'une valeur d'une grandeur, telle qu'une force hydraulique selon la direction transversale, calculée pour une partie de l'assemblage 40 à l'aide du premier modèle, avec la valeur de ladite grandeur calculée pour ladite partie de l'assemblage 40 à l'aide du second modèle, distinct du premier modèle. Dans l'exemple de réalisation décrit, la force hydraulique selon la direction transversale est calculée avec le premier modèle, tel que le modèle semi-détaillé, pour une valeur de la dimension du jeu BP1 entre les grilles 56, puis la force hydraulique selon la direction transversale est calculée avec le second modèle, tel que celui vérifiant l'équation (9), pour la même valeur de la dimension du jeu BP1. Lors du calcul à l'aide du second modèle, tous les coefficients de pertes de charge à l'exception du coefficient de perte de charge axiale dans le jeu BP1 entre les grilles 56 sont fixés à une valeur prédéterminée, et la valeur du coefficient de perte de charge axiale dans le jeu BP1 entre les grilles 56 déterminée pour ladite valeur de la dimension du jeu BP1 est alors la valeur pour laquelle la différence entre la grandeur calculée pour une partie de l'assemblage 40 à l'aide du premier modèle et ladite grandeur calculée pour la même partie d'assemblage 40 à l'aide du second modèle est la plus faible. Plusieurs valeurs du coefficient de perte de charge axiale dans le jeu BP1 entre les grilles 56 sont alors déterminées pour une pluralité de comparaisons effectuées pour différentes valeurs de la dimension du jeu BP1. Dans l'exemple de réalisation décrit, des coefficients de frottement le long de l'assemblage 40 suivant la direction axiale, notés XbpG, sont déterminés lors de l'étape 220, les coefficients de perte de charge axiale dans le jeu entre les grilles étant - sensiblement égaux aux coefficients de frottement XbpG divisés par la longueur hydraulique caractéristique entre deux assemblages 40 successifs. Lors de l'étape suivante 230, la relation du coefficient de perte de charge axiale dans le jeu entre les grilles en fonction de la dimension du jeu entre les grilles BP1est calculée par interpolation de la pluralité de valeurs du coefficient de perte de charge axiale dans le jeu entre les grilles, déterminées lors de l'étape 220 pour la pluralité de comparaisons effectuées. Comme précédemment l'interpolation est, par exemple, réalisée par une fonction polynomiale, une fonction exponentielle, une fonction logarithmique, une fonction puissance... En complément, les coefficients de perte de charge autres que le coefficient de perte de charge transverse dans les assemblages 40 et le coefficient de perte de charge axiale dans le jeu BP1 entre les grilles 56 présentent chacun une valeur prédéterminée, par exemple constante. Les valeurs des autres coefficients de pertes de charge sont prédéterminées par exemple expérimentalement ou bien à l'aide de calculs de mécanique des fluides numériques, réalisés par ailleurs. Par exemple le coefficient de perte de charge axial dans le jeu entre deux crayons 46 périphériques de deux assemblages 40 adjacents est déterminé à l'aide du jeu BP2 entre les crayons 46 périphériques respectifs de deux assemblages 40 adjacents. Lors de l'étape suivante 240, la ou les composantes d'une grandeur parmi la vitesse V du fluide et la pression P du fluide, sont alors calculées à partir de la ou des composantes de l'autre grandeur parmi la vitesse V du fluide et la pression P du fluide, et selon l'équation (9) précédente. Le procédé de simulation selon le deuxième aspect de l'invention ne nécessite pas une puissance de calcul trop importante de par la simplification de ce modèle poreux en comparaison notamment avec le modèle détaillé, ou encore le modèle semi-détaillé décrit précédemment pour le premier aspect de l'invention. Le procédé de simulation selon le deuxième aspect de l'invention permet en outre d'offrir une meilleure modélisation de l'écoulement, comme le montre les figures 10 et 11, représentant une vue 270 de la vitesse transverse, et respectivement une vue 280 de la vitesse axiale, du fluide à l'intérieur du coeur 12 et en aval de la première grille 56, ces vitesses étant calculées à l'aide du procédé de simulation selon le deuxième aspect de l'invention. Sur les vues 270 et 280, les différentes valeurs de vitesse sont représentées en pourcentage de variation par rapport à une valeur nominale de la vitesse. Les vues 270 et 280 montrent alors une bonne précision et une bonne discrimination entre les valeurs de la vitesse calculées selon l'assemblage 40 concerné. On conçoit ainsi que le procédé de simulation selon le deuxième aspect offre une meilleure modélisation de l'écoulement, tout en ne nécessitant pas une puissance de calcul trop importante. L'homme du métier observera également que le procédé de simulation selon le deuxième aspect est indépendant du procédé de simulation selon le premier aspect, puisqu'il est susceptible d'être mis en oeuvre indépendamment du procédé de simulation selon le premier aspect. En complément, les premier et deuxième aspects sont combinés afin d'améliorer encore la modélisation de l'écoulement, tout en limitant la puissance de calcul nécessaire. A cet effet, les étapes 120 et 130 du procédé de simulation selon le premier aspect sont effectuées en mettant en oeuvre les étapes 200 à 240 du procédé de simulation selon le deuxième aspect, c'est-à-dire en utilisant le modèle poreux particulier. Pour les autres types de réacteurs disposant d'un fluide de refroidissement autre que l'eau pressurisée, notamment les réacteurs utilisant un gaz ou un liquide de refroidissement (eau légère, eau lourde, sel ou métal fondu), mais aussi pour les réacteurs à eau pressurisée, la connaissance fine des écoulements est utilisée pour évaluer par exemple le comportement vibratoire des assemblages 40 et de leurs composants. Le procédé de simulation selon le premier aspect, selon le deuxième aspect ou encore selon les premier et deuxième aspects combinés permet notamment d'améliorer le calcul de la déformation mécanique des assemblages 40 du coeur 12. Comme connu en soi, la déformation mécanique du ou de chaque assemblage 40 est fonction entre autres de l'effort hydraulique latéral selon la direction transversale X, Y produit par l'écoulement d'un fluide à l'intérieur de la cuve 11, c'est à dire est fonction des composantes de la vitesse V et de la pression P du fluide calculées à l'aide du procédé de simulation. L'effort hydraulique latéral selon la direction transversale X, Y est, par exemple, appliqué à un modèle structural d'un système mécanique présentant éventuellement des non-linéarités, afin de calculer la réponse dudit système à un chargement appliqué sous forme d'efforts ou de déplacements statiques ou dynamiques. Dans l'exemple de réalisation décrit, les déformations des assemblages 40 sont calculées par application des efforts hydrauliques latéraux calculés à l'aide du procédé de simulation à un modèle du coeur 12 de type « poutres » à deux et de préférence à trois dimensions. Les déformations mécaniques des assemblages 40 calculées à l'aide du procédé selon l'invention de calcul de la déformation sont représentées sur les figures 12 et 13. La vue 300 représente schématiquement en vue de dessus des déformations des assemblages obtenues, d'une part, à l'aide d'un procédé de calcul de déformation mettant en oeuvre les premier et deuxième aspects du procédé de simulation selon l'invention, et d'autre part, à l'aide de mesures effectuées, pour la troisième grille 56 à partir de la plaque inférieure 41A du coeur 12. La vue 310 est une vue analogue à la vue 300, mais pour la huitième grille 56 à partir de ladite plaque inférieure 41A. Sur les vues 300 et 310, les flèches en trait épais correspondent aux déformations des assemblages 40 calculées à l'aide du procédé de calcul selon l'invention, alors que les flèches en trait fin correspondent à des valeurs mesurées desdites déformations. La comparaison des vues 300 et 310 montre que, contrairement à l'état de la technique, les orientations des déformations obtenues par simulation et mesurées sont globalement en accord. Les différences sont relativement faibles entre les valeurs obtenues par simulation et les valeurs mesurées. L'homme du métier observera que même si les tailles des flèches en trait épais et en trait fin sont pour certains assemblages 40 assez différentes, il n'était avant pas possible de calculer l'orientation correcte des déformations des assemblages 40 à partir de simulations de l'écoulement du fluide dans le coeur 12 réalisées à l'aide des modèles de l'état de l'art. Sur les figures 14 et 15, une vue 350 représente, en vue de côté, les déformations des assemblages 40 obtenues pour une rangée d'assemblages du coeur 12 à l'aide du procédé de calcul de déformation mettant en oeuvre les premier et deuxième aspects du procédé de simulation selon l'invention, et une vue 360 représente, toujours en vue de côté, les déformations des assemblages 40 obtenues à l'aide de mesures effectuées, pour la même rangée d'assemblages du coeur 12. La comparaison des figures 14 et 15 montre que les différences sont relativement faibles entre les valeurs obtenues par simulation et les valeurs mesurées. L'homme du métier observera que même si les formes des déformations sont pour certains assemblages 40 un peu différentes, il n'était avant pas possible de déterminer la déformation des assemblages 40 à partir de simulation de l'écoulement du fluide dans le coeur 12 à l'aide des modèles de l'état de l'art. En complément, à un instant donné, l'état de déformation des assemblages 40 présents dans la cuve 11 calculé à l'aide du procédé de calcul de la déformation mécanique des assemblages est réintroduit dans le modèle de simulation de l'écoulement fluide au sein de la cuve 11 en prenant en compte les nouvelles déformations des assemblages 40, c'est-à-dire l'évolution des jeux BP1 entre les grilles 56 respectives des assemblages 40 et des jeux BP2 entre les crayons périphériques 46 respectifs des assemblages 40. Le procédé de simulation de l'écoulement du fluide calcule ensuite des efforts hydrauliques, notamment des efforts hydrauliques latéraux selon la direction transverse X, Y, pour les assemblages 40 du coeur 12. Ces efforts hydrauliques sont pris en compte dans le modèle mécanique du coeur 12, et par un calcul mécanique, on en déduit les déformations résultantes à l'instant suivant. De manière itérative, ces déformations sont ensuite réintroduites dans le modèle hydraulique. Le chaînage itératif du modèle hydraulique et du modèle mécanique permet d'améliorer encore la simulation de l'évolution des déformations des assemblages 40 par interaction fluide-structure. On conçoit ainsi que le procédé de simulation de l'écoulement du fluide à l'intérieur de la cuve 11 du réacteur 10 selon le premier aspect et/ou selon le deuxième aspect offre une meilleure modélisation de l'écoulement, notamment pour améliorer le calcul de la déformation mécanique des assemblages 40 du coeur 12, tout en ne nécessitant pas une puissance de calcul trop importante. REVENDICATIONS1.- Procédé de simulation de l'écoulement d'un fluide à l'intérieur d'une cuve (11) d'un réacteur nucléaire (10), le réacteur nucléaire (10) comprenant la cuve (11) et un coeur (12) disposé à l'intérieur de ladite cuve (11), le coeur (12) comportant des assemblages (40) de combustible nucléaire, chaque assemblage (40) s'étendant suivant une direction axiale (Z) et comportant des crayons (46) de combustible nucléaire et au moins une grille (56) de maintien des crayons, chaque assemblage (40) étant espacé d'un autre assemblage (40) par un jeu (BP1) entre les grilles (56) correspondantes suivant une direction transversale (X, Y) perpendiculaire à la direction axiale (Z), le fluide étant propre à circuler à l'intérieur du coeur (12), le procédé comprenant les étapes suivantes : - i) déterminer (200, 210, 220, 230) des coefficients de pertes de charge dans le coeur (12), - ii) calculer (240) la pression (P) du fluide et la ou les composantes de la vitesse (V) du fluide dans le coeur, et à l'aide de l'équation suivante : VP =-KxV où V est l'opérateur nabla de dérivation spatiale du premier ordre, P est la composante de la pression du fluide, K est une matrice comportant les coefficients de pertes de charge déterminés lors de l'étape i), et V est un vecteur comportant la ou les composantes de la vitesse du fluide, le procédé étant caractérisé en ce que, lors de l'étape i), un coefficient de perte de charge transverse dans les assemblages (40) est déterminé en fonction d'un nombre de Reynolds transverse (Re) suivant la direction transversale (X, Y), et un coefficient de perte de charge axiale dans le jeu (BP1) est déterminé en fonction de la dimension du jeu (BP1) suivant la direction transversale (X, Y). 2.- Procédé selon la revendication 1, dans lequel, lors de l'étape i), le coefficient de perte de charge transverse est déterminé, pour une valeur du nombre de Reynolds transverse (Re), par comparaison d'une grandeur, telle qu'une force hydraulique selon la direction transversale (X, Y), calculée pour une partie de l'assemblage (40) à l'aide d'un premier modèle, avec ladite grandeur calculée pour ladite partie de l'assemblage (40) à l'aide d'un second modèle, distinct du premier modèle.35 3.- Procédé selon la revendication 2, dans lequel la relation du coefficient de perte de charge transverse en fonction du nombre de Reynolds transverse (Re) est calculée par interpolation de plusieurs valeurs du coefficient de perte de charge transverse déterminées pour une pluralité de comparaisons effectuées. 4.- Procédé selon la revendication 2 ou 3, dans laquelle au moins une première grille parmi les grilles (56) comprend en outre des moyens additionnels de mélange propres à générer un écoulement présentant au moins une vitesse transverse suivant la direction transversale (X, Y), et au moins une deuxième grille parmi les grilles (56) ne comporte pas de moyen additionnel de mélange, et dans lequel une première relation du coefficient de perte de charge transverse en fonction du nombre de Reynolds transverse (Re) est calculée pour une première partie de l'assemblage (40) comportant la première grille, et une deuxième relation du coefficient de perte de charge transverse en fonction du nombre de Reynolds transverse (Re) est calculée pour une deuxième partie de l'assemblage (40) comportant la deuxième grille. 5.- Procédé selon l'une quelconque des revendications précédentes, dans lequel, lors de l'étape i), le coefficient de perte de charge axiale dans le jeu (BP1) est déterminé, pour une valeur de la dimension du jeu (BP1), par comparaison d'une grandeur, telle qu'une force hydraulique selon la direction transverse, calculée pour une partie de l'assemblage (40) à l'aide d'un premier modèle, avec ladite grandeur calculée pour ladite partie de l'assemblage (40) à l'aide d'un second modèle, distinct du premier modèle. 6.- Procédé selon la revendication 5, dans lequel la relation du coefficient de perte de charge axiale dans le jeu (BP1) en fonction de ladite dimension du jeu (BP1) est calculée par interpolation de plusieurs valeurs du coefficient de perte de charge axiale dans le jeu (BP1) entre les grilles (56), déterminées pour une pluralité de comparaisons effectuées. 7.- Procédé selon l'une quelconque des revendications précédentes, dans lequel lors de l'étape i), les coefficients de perte de charge autres que le coefficient de perte de charge transverse dans les assemblages (40) et le coefficient de perte de charge axiale dans le jeu (BP1) entre les grilles (56) présentent chacun une valeur prédéterminée, de préférence une valeur constante prédéterminée.35 8.- Procédé selon l'une quelconque des revendications précédentes, dans lequel la cuve (11) comporte un orifice (39A) d'entrée du fluide et un orifice (39B) de sortie du fluide, le coeur (12) comporte une plaque inférieure (41A) et une plaque supérieure (41B), les assemblages (40) s'étendant entre les plaques inférieure (41A) et supérieure (41 B), le coeur (12) présentant un volume (Vole) délimité par des première et seconde interfaces suivant la direction axiale (Z), les première et seconde interfaces correspondant respectivement aux plaques inférieure et supérieure (41A, 41B), et dans lequel le procédé comprend en outre les étapes suivantes : - déterminer (100) au moins un volume additionnel (Vol% Volps) à l'intérieur de la cuve (11), le volume additionnel (Volpi, Volps) étant externe au volume du coeur (Vole) et situé à une extrémité de celui-ci suivant la direction axiale (Z), le volume additionnel (Vol% Volps) étant délimité par deux interfaces suivant la direction axiale (Z), une des deux interfaces du volume additionnel (Vol% Volps) étant la première interface ou la seconde interface, - calculer (110, 140), pour le volume additionnel (Vol% Volps) et à l'aide d'équations de bilan de la masse du fluide, de bilan de la quantité de mouvement du fluide et de bilan de l'énergie du fluide, la pression (P) du fluide et la ou les composantes de la vitesse (V) du fluide, à partir d'une valeur initiale de la vitesse (V) ou de la pression (P) en l'une des interfaces du volume additionnel (Volpi, Volps) et d'une valeur initiale de la vitesse (V) ou de la pression (P) en l'autre des interfaces du volume additionnel (Volpi, Volps), - calculer (120, 130), pour le volume du coeur (Vole), la pression (P) du fluide et la ou les composantes de la vitesse (V) du fluide, à partir d'une valeur initiale de la vitesse (V) ou de la pression (P) du fluide en la première interface et d'une valeur initiale de la vitesse (V) ou de la pression (P) du fluide en la seconde interface et selon l'étape ii), et le calcul de la pression (P) du fluide et de la ou des composantes de la vitesse (V) du fluide est d'abord effectué pour un premier volume parmi le volume additionnel (Vol% Volps) et le volume du coeur (Vole) et notamment en l'interface parmi les première et seconde interfaces qui est commune au volume additionnel (Vol% Volps) et au volume du coeur (Vole), puis le calcul de la pression (P) du fluide et de la ou les composantes de la vitesse (V) du fluide est effectué pour le second volume parmi le volume additionnel (Vol% Volps) et le volume du coeur (Vole), la valeur initiale de la vitesse (V) ou de la pression (P) en l'interface commune au volume additionnel (Volpi, Volps) et au volume du coeur (Vole) et pour cette étape de calcul associée au second volume étant alors la valeur de la grandeurcorrespondante parmi la vitesse (V) et la pression (P) calculée précédemment en ladite interface pour le premier volume. 9. Procédé selon la revendication 8, dans lequel les équations de bilan de la masse, de bilan de la quantité de mouvement et de bilan de l'énergie sont respectivement les suivantes : a+ V(pV) s', a(p17)+V -(pVCDV)=-VP+V-r-FpF+S, a(tyE) +V -[(pE+P)xV)]=V - ( r -V)+ pF -V -V - Q+ R+ S at où V est l'opérateur nabla de dérivation spatiale du premier ordre, P est la composante de la pression du fluide, V est un vecteur comportant la ou les composantes de la vitesse du fluide, p est la masse volumique du fluide, t est le temps, z est le tenseur des contraintes visqueuses, F est un vecteur comportant la ou les composantes de la résultante des forces massiques s'exerçant dans le fluide, E est une énergie totale par unité de masse, Q est un vecteur comportant la ou les composantes du flux de chaleur perdue par conduction thermique, R est la perte de chaleur volumique due au rayonnement, Sm est la source de masse, Si est la source de quantité de mouvement, et Se est la source d'énergie. 10.- Procédé selon la revendication 8 ou 9, dans lequel - l'étape de calcul pour le premier volume est réitérée avec, comme valeur initiale de la vitesse (V) ou de la pression (P) en ladite interface commune et pour cette réitération de l'étape de calcul associée au premier volume, la valeur de la grandeur correspondante parmi la vitesse (V) et la pression (P) calculée lors de l'étape effectuée précédemment en ladite interface pour le second volume, et - l'étape de calcul pour le second volume est réitérée avec, comme valeur initiale de la vitesse (V) ou de la pression (P) en ladite interface commune et pour cette réitération de l'étape de calcul associée au second volume, la valeur de la grandeur correspondante parmi la vitesse (V) et la pression (P) calculée précédemment en ladite interface pour le premier volume lors de la réitération. at 11.- Procédé selon l'une quelconque des revendications 8 à 10, dans lequel deux volumes additionnels (Volpi, Volps) sont déterminés lors de l'étape de détermination (100) : un volume additionnel amont (Volpi) situé en amont du volume du coeur (Vole) suivant le sens de circulation du fluide et un volume additionnel aval (Volps) situé en aval du volume du coeur (Vole) suivant le sens de circulation du fluide, la première interface du volume du coeur (Vole) étant commune avec le volume additionnel amont (Volpi) et la seconde interface du volume du coeur (Vole) étant commune avec le volume additionnel aval (Volps), et dans lequel le calcul de la pression (P) du fluide et de la ou les composantes de la vitesse (V) du fluide est effectué : a) en la première interface, d'abord (110 ; 120) pour un premier volume parmi le volume additionnel amont (Volpi) et le volume du coeur (Vole), puis (120 ; 110) pour un deuxième volume parmi le volume additionnel amont (Volpi) et le volume du coeur (Vole), la valeur initiale de la vitesse (V) ou de la pression (P) en la première interface pour l'étape de calcul associée au deuxième volume étant la grandeur correspondante parmi la vitesse (V) et la pression (P) calculée précédemment en la première interface lors l'étape de calcul associée au premier volume, et b) en la seconde interface, d'abord (130 ; 140) pour un troisième volume parmi le volume additionnel aval (Volps) et le volume du coeur (Vole), puis (140 ; 130) pour un quatrième volume parmi le volume additionnel aval (Volps) et le volume du coeur (Vole), la valeur initiale de la vitesse (V) ou de la pression (P) en la seconde interface pour l'étape de calcul associée au quatrième volume étant la grandeur correspondante parmi la vitesse (V) et la pression (P) calculée précédemment en la seconde interface lors l'étape de calcul associée au troisième volume. 12.- Produit programme d'ordinateur comportant des instructions logicielles qui, lorsqu'elles sont mises en oeuvre par un ordinateur, met en oeuvre le procédé selon l'une quelconque des revendications précédentes. 13.- Procédé de calcul d'une déformation mécanique d'au moins un assemblage (40) d'un coeur (12) d'un réacteur nucléaire (10), le réacteur nucléaire (10) comprenant une cuve (11) et le coeur (12) disposé à l'intérieur de la cuve (11), la déformation mécanique du ou de chaque assemblage (40) étant fonction de l'écoulement d'un fluide à l'intérieur de la cuve (11), le procédé étant caractérisé en ce que l'écoulement du fluide est simulé avec un procédé de simulation selon l'une quelconque des revendications 1 à 11. 14.- Produit programme d'ordinateur comportant des instructions logicielles qui, lorsqu'elles sont mises en oeuvre par un ordinateur, met en oeuvre le procédé selon la revendication 13.5