一种无人水下航行器用核反应堆电源概念设想

郭键,俞荣君,安伟健,王傲,李来冬,高剑,李晓慧

(中国原子能科学研究院,北京,102413)

0 引言

小型、高航速、大航程的无人水下航行器在侦察、跟踪、攻击和战略打击等领域有广阔的应用前景,而要实现这一设想,小型核动力系统或许是一种可行的选择。

一般来说,核动力系统体积质量庞大、维护复杂、成本高昂,核动力系统小型化需要克服许多困难。不仅如此,还希望这种核动力系统成熟简单、使用维护方便、价格低廉、适合批量生产。这就必须解放思想,加强总体方案设计。

文中介绍了一种适用于无人水下航行器的小型核反应堆电源的概念设想。经初步研究,认为下列设想是有望实现的:

1) 核能转化为电能来使用,电功率达到100 kW的水平。一方面输出电能可以使航行器具备使用各种大功率用电设备的能力,拓展任务范围,另一方面电力推进有利于降低噪声水平。100 kW 的功率水平则兼顾了航速和技术可实现性。

2) 核反应堆电源舱段尺寸不超过ϕ533 mm×3000 mm,不含艇壳和注入海水的核动力系统净重不超过750 kg。这样可以使无人水下航行器具备从533 mm 鱼雷发射管投放的能力。

3) 核燃料装量和辐射防护水平应满足满功率运行200 h 的需求,使无人水下航行器可高速奔袭上万公里。当然,降功率运行可延长使用时间,牺牲一定航速以达到更高的航程。

4) 具有足够低的成本。核动力系统最好一次性使用,这是为核动力小型化做出的牺牲。核反应堆在首次启动前几乎没有放射性,可以由普通舰艇携带,但启动运行时会产生很强的放射性,停堆后仍有较强的残留放射性。如果要求核动力装置回收再使用,那么辐射屏蔽材料的质量和体积会大大增加,使方案变得不可行。为了弥补这一缺陷,核动力系统必须足够廉价。

1 技术路线选择

为了使核动力系统小型化,要求反应堆具备较高的功率密度,可选择液态金属冷却反应堆或水冷反应堆。

液态金属冷却反应堆一般适用于更大型的无人水下航行器,特别是使用密度较大的铅铋合金冷却剂的核反应堆。钠钾合金虽然密度低,但比热容较小,在小体积反应堆中不容易实现较大的功率。锂比热容高,但锂冷反应堆技术尚不成熟,成本很高。铅铋和锂在室温时为固态,在启动反应堆前需首先解冻,维护保养复杂。而钠、钾、锂等碱金属化学性质活泼,还需考虑安全问题。

水冷反应堆是常见的核反应堆类型,技术成熟,难点在于小型化。核电站用水冷堆的冷却剂平均温度一般约300℃,通常采用蒸汽轮机发电。但对该方案来说,蒸汽发电系统过大且过重。

采用斯特林循环发电机或者温差发电技术,可由高温水直接加热,不需要将热水转换为蒸汽。对于斯特林循环发电机,300℃的温度有些低,发电效率不高,且发电机本身体积质量也较大,缩小到目标尺寸质量有困难。温差发电虽然效率较低,但有匹配300℃温度的成熟发电器件。例如日本Komatsu 公司生产的碲化铋温差发电器件在高温端280℃,低温端30℃时,热电转换效率7.2%,器件尺寸为50 mm×50 mm×4.2 mm,质量47 g,输出功率24 W[1]。温差发电器件尺寸较小,可灵活组成各种形状的模块,整体尺寸质量也可控制在目标范围内。

因此,用于无人水下航行器的核反应堆电源建议选择水冷反应堆与温差发电技术相结合的技术路线。

使用水冷反应堆而非液态金属反应堆,还有助于节省核燃料装量。水冷反应堆一般为热中子反应堆,液态金属冷却反应堆一般为快中子反应堆,少量为超热中子反应堆。核动力系统实际裂变消耗掉的U-235 仅占总装量的很小一部分,大部分核燃料仅仅是用来使反应堆保持临界,热中子反应堆仅需快中子反应堆5%左右的核燃料即可临界,因此可以大大降低成本。

2 方案构想

在总的技术路线的指引下,对核反应堆电源进行进一步的方案构想。

2.1 系统复杂度的简化

为了将水冷堆压缩到鱼雷壳体能装入的体积,首先需要大幅简化系统。

1) 舰艇携带未使用过的干净核反应堆电源,几乎没有放射性,因此航行器自身不需要进行生物屏蔽,仅满足自身设备仪器的辐射防护即可。航行器入水后可由蓄电池提供动力,离开舰艇一定距离后再开启核反应堆,以保护舰艇人员。

2) 使用温差发电技术,不需要将水转化为水蒸气,因此不需要蒸汽发生器。

3) 反应堆工作时间短,核燃料燃耗低,裂变产物可以很好地包容在核燃料内部[2],冷却水被活化的程度也较低,可以只用一个冷却剂回路联通反应堆和发电模块,也不用设置具有除气功能的稳压器,仅设置结构简单的体积补偿器。

4) 核动力装置在无人环境工作,可简化安全系统。

5) 通过优化布置方案尽量降低屏蔽材料质量。

系统示意图如图1 所示。

图1 小型核反应堆电池系统示意图Fig.1 Schematic diagram of small nuclear reactor battery

2.2 核反应堆方案

核反应堆使用“蜂窝煤”状的氢化锆作为主要的中子慢化剂,水同时作为冷却剂和慢化剂。“蜂窝煤”孔道内为核燃料元件,氢化锆中H/Zr 比为1.8,直径240 mm。

核燃料中U-235 富集度为19.75%,是高富集度的低浓缩铀,有效压缩了反应堆的体积质量。核燃料使用铀合金燃料(例如U-2.5Mo 合金铀密度高,抗肿胀能力强,U-5Zr-1.5Nb 合金在300～350℃水中有令人满意的耐腐蚀性,曾用于美国试验性沸水堆等[3]),铀合金燃料有比二氧化铀陶瓷燃料更高的铀密度和高得多的热导率,有利于提高功率密度,缩小堆芯尺寸。当使用U-2.5Mo 合金和铍反射层时,U-235 核燃料的装载量仅1680 g。

铍是综合性能最好的反射层材料,但价格较贵。与铍相比,石墨反射层的成本几乎可忽略不计,但需要增加U-235 的装量至4000 g。可采用内侧铍,外侧石墨的混合反射层方案,使整体的价格最低。

核反应堆被放置在铝合金的外壳内,两者间有隔热层,反射层外径420 mm 时,铝合金壳体外径不大于440 mm,壳体与艇体之间的间隙为海水流道。艇内的海水和艇外的海水也作为反射层的一部分提高了核反应堆的剩余反应性。

为了节约空间,反应性控制方式采用空间核反应堆上常见的控制鼓。6 个控制鼓布置在反射层内,主体材料为铍,侧面镶嵌碳化硼陶瓷作为中子吸收体,由伺服电机和齿轮组驱动旋转。每2 个控制鼓为一组,由一台电机驱动。

核反应堆运行一段时间后,裂变产物的积累和核燃料的消耗,使反应堆功率产生下降的趋势。为了降低控制系统的负担,在堆芯内布置0.26 g 的天然钆作为可燃毒物,以降低核反应性的下降幅度。

控制系统同时兼做安全系统,保证反应堆在关闭情况下不出现临界事故。在保证寿期末有足够剩余反应性的情况下,可燃毒物降低了寿期初的剩余反应性。控制鼓全部旋转至内侧时,即使艇壳破裂,内部充满水,整体掉入海底湿沙中,反应堆也不会出现临界事故,保证了安全性。

核反应堆的各组成部分如图2 所示。

图2 核反应堆横截面图Fig.2 Cross section of nuclear reactor

核燃料元件采用管状结构,为了提高堆芯的功率密度,核燃料元件内部又分为内外2 层,冷却水从2 层之间的环状区域流入,然后掉头从中心区域流出,堆芯内共有253 根燃料元件,如图3 所示。外圈管道外径7.1 mm,管壁厚度0.55 mm,其中铀合金厚0.2 mm。内圈管道外径4.6 mm,管壁厚度0.5 mm,其中铀合金厚0.4 mm。核燃料元件全长340 mm,其中燃料段长200 mm。双层设计使换热面积显著增加,可以提高堆芯热功率水平。

图3 核燃料元件横截面图Fig.3 Cross section of nuclear fuel element

2.3 冷却剂回路方案

该反应堆本质上是一个小型的压水堆,当反应堆满功率运行时,回路中水的温度会升温至300℃以上,与核电站压水堆相当。为了保证安全,参考商用压水堆,回路内压力设计为15.5 MPa,因而需要压力容器承压。

为了降低压力容器的质量,回路在堆芯(如图4 所示)和发电模块(如图5 所示)处都采用了压力管式结构,管道直径小,因而较薄的管壁就可以提供很好的承压能力。

图4 堆芯压力管示意图Fig.4 Schematic diagram of core pressure pipe

图5 发电单元示意图Fig.5 Schematic diagram of power generation unit

核燃料元件的外层同时是压力管,是锆合金和铀合金的三明治结构,锆与铀的相容性好,扩散开始温度大于750℃[3]。铀合金有很高的强度,加强了管道承压能力,铀合金管道外侧还有一层锆合金薄壁管,进一步降低了裂变产物泄漏的可能性。这种结构还减少了堆芯内燃料包壳材料的份额,有助于节省核燃料。在堆芯外的部分,压力管上的铀合金为贫铀合金。

燃料元件与一号联箱的连接见图4。一号联箱结构材料为1Cr13 不锈钢,与铍和氢化锆的热膨胀系数接近。压力管与氢化锆之间预留了0.1 mm的间隙来补偿膨胀系数之间的轻微差异。

在回路的另一端,为了适应压力管式结构,温差发电器件可制成圆管状,套在散热段压力管外,见图5。温差发电器件外侧再套一层套管,套管外是从外界引入艇内的冷却用海水。压力管、温差发电器件和外套管共同承担反应堆冷却水的高压。假设国产温差发电器件与Komatsu 公司的碲化铋器件技术水平相当,但改为圆管型,内侧为高温端,外侧为低温端,其结构形式可参考法国一型空间反应堆发电器件的设计[4]。同样发电24 W时,圆管形器件的尺寸换算为内径7.2 mm,外径15.6 mm,长90 mm(换算时考虑了绝缘陶瓷板和密封树脂的体积)。9 个发电器件串联为1 个发电单元,套在与二号联箱连接的压力管上。压力管为316 不锈钢,内径6.2 mm,外径7 mm。发电器件低温端由海水冷却,中间有内径15.8 mm,壁厚0.5 mm的薄壁铝合金套管相隔。发电器件与内外套管间隙可用导热硅脂或硅胶垫填充。压力管还可考虑采用4J33 等牌号的可伐合金,其热膨胀系数与陶瓷相近,可与发电器件钎焊连接。

内径500 mm 的冷却海水箱内可集成559 根发电单元,共5031 个发电器件,水箱内有导流隔板对海水进行流量分配,以均匀冷却每根发电单元。二号联箱主体部分考虑由4J40 合金制造,在300℃内热膨胀系数很小,与铝合金制造的冷却海水箱匹配。

燃料元件压力管与发电模块压力管之间由2 个联箱和管道连接,体积补偿器与高温侧水管连接,水泵与低温侧水管连接,如图6 所示。

图6 冷却剂回路示意图Fig.6 Schematic diagram of coolant circuit

压力管式的结构还降低了回路内冷却剂的容积,可以使用小型的体积补偿器。体积补偿器内部有由弹簧支撑、波纹管密封的活塞式结构。反应堆功率上升,冷却水升温,体积膨胀,压缩弹簧,压力升高。回路内水的体积与压力一一对应。为了保证安全,在常温时就使回路处于一定的预设压力下,保证在高温时由于流量突变或负载突变时,回路压力始终高于反应堆热通道内的冷却水的饱和压力。如有必要,体积补偿器可通过阀门连接高压气瓶与低压气瓶,弹簧采用气体弹簧,构成一种简易的气罐式稳压器[5],使其具备小幅度的压力调节能力。

2.4 设备布置方案

在前期设计时考虑了3 种布置方案,分别为:

1) 常规布局,推进电机布置在反应堆后端,螺旋桨推进,代价是反应堆前后两侧需增加共90 kg的钨来屏蔽γ 射线,使系统质量过大;

2) 贯穿主轴布局,电机布置在反应堆前端,以降低钨的用量,但需从核反应堆中心贯穿一根主轴,驱动尾部螺旋桨,该布局的缺点是需要用中子吸收截面较小的金属铍制作主轴,技术风险较大;

3) 喷水推进布局,即图1 所示布局,代价是内部流道会损失一部分能量,使航速略有降低,且质心后移,造成航行器总体设计上的一些困难。

经综合考虑,推荐选择喷水推进布局。采用喷水推进布局时,可以将回路管道和安全棒驱动机构的连杆从驱动电机中空的轴内穿过,以增大叶轮外径。从发电模块流入的海水,在冷却完发电器件和各个电机后,与从叶轮前端流入的海水汇合,从反应堆外壳与艇壳间的涵道流向艇尾排出。在航行时,冷却海水可以由推进电机泵取,但建议单独增加一台冷却海水电机,使航行器不运动时也能发电。

在核反应堆电源系统外,应当增加一个蓄电池。除了用于启动反应堆外,蓄电池还可以与核反应堆电源共同为推进电机供能,使无人水下航行器短暂达到更高的航速。核反应堆被放置在艇体后端,因此可以在必要的情况下抛弃核反应堆舱段,完全由蓄电池给推进电机供能。被抛掉的核反应堆应保证可靠停堆。

紧凑的布置方案使核反应堆电源主体部分(即反应堆、回路、发电模块、电控模块)的有效长度(不含与推进系统的共用部分)约2.4 m,各组成部分长度见图1。

3 可行性分析

初步估算关键参数,以分析方案的可行性。

3.1 核反应堆寿命

该核反应堆具有负的反应性温度系数,从常温升温至额定工作温度时,反应性有所下降。图7 给出了在额定功率和工作温度下反应性随时间下降的曲线。在前40 h,快速积累的裂变产物吸收一部分中子,造成反应性快速下降。在40～150 h,中子吸收截面最大裂变产物的产生与嬗变趋于平衡,再加上可燃毒物的消耗释放了一部分反应性,使反应性曲线趋于平缓。在150 h 以后,大部分可燃毒物已被消耗,在未平衡的裂变产物继续生成和核燃料U-235 继续消耗的共同作用下,反应性再次下降,直至400 h 时反应性降为0。

理论上讲,直到400 h 时,反应堆仍能够维持在额定工作温度运行,400 h 以后,反应堆可降低温度来释放一些反应性,在降低的温度下继续运行。在现实中,通常需要预留0.005 左右的反应性来保证控制系统有效调节,因而将满功率寿命设定为200 h 是相对合理的。

需要说明的是,实际上在控制系统作用下,稳定运行时反应堆反应性应始终为0,若大于0,则反应堆功率随时间上升,反之则下降。图7 数据体现的是反应堆能够在额定工况维持运行的潜力。当然,降低功率运行可显著延长反应堆的寿命。

图7 反应性随时间变化曲线Fig.7 Variation of reactivity with time

3.2 热工水力

假设在最新的智能电控系统和良好的流量分配支持下,温差发电器件间的内耗被控制在较低水平,再加上航天级多层箔隔热材料降低热量泄漏,使系统发电效率达到6%,热功率1.67 MW。

当反应堆进出口水温差设定为20 ℃,平均温度为300℃时,回路水的流量为14.56 kg/s。

利用Gnilinski 提出的计算管内强迫对流换热公式[6]可得,回路水与燃料元件压力管内表面的平均温差约29℃,与内圈燃料内外表面温差约20℃,与发电单元压力管内表面温差约13℃。该公式同时可计算各主要管道压降值,并经计算流体力学(computational fluid dynamics,CFD)局部仿真核算,估算得回路总压降约0.3 MPa,进而得到泵消耗的电功率约为4.7 kW。

反应堆回路压力参考商用压水堆,设定为15.5 MPa,以确保安全。经计算,反应堆热通道的功率是平均功率的1.2 倍(即径向功率峰因子),若经合理的流量分配,热通道内水的流量同样为平均流量的1.2 倍时,可由压水堆W-3 公式[7]计算得临界热流密度为3420 kW/m2,或由Barnett 提出的环形通道公式[7]计算得临界热流密度为3741 kW/m2。在寿期初,燃料元件局部热流密度达到最大值,是平均热流密度的1.42 倍(即局部最大功率峰因子),为2623 kW/m2,临界热流密度与局部最大热流密度之比(MDNBR)满足大于1.3 的基本要求。随着运行时间延长,中心区域燃耗更快,且控制鼓中子吸收体向外侧旋转,堆芯内功率分布趋向更均匀,局部最大热流密度会下降。

由于该反应堆燃料元件形制和尺寸不同于商用压水堆,超出了上述2 个公式的实验值标定范围,因此误差可能略大。如果需要继续增大临界热流密度的值,可采用以下手段:

1) 增大回路流量,即降低堆芯进出口温差,代价是需增大泵功率;

2) 提高回路压力,代价是需增加作为压力边界的管道的质量;

3) 适当减少燃料元件外圈燃料的厚度,增大内圈燃料的厚度,使局部最大热流密度下降,代价是为了维持压力管的强度,需补偿更厚的锆合金,进而需要增加核燃料装量;

4) 在中心区域布置更多的可燃毒物,或降低中心区域燃料元件的核燃料量(如铀合金管厚度减薄或降低U-235 富集度),使径向功率峰因子降低,代价是整体需要更多的核燃料装量。

在海水冷却箱内,如图8 所示,559 根发电单元叉排形式密排,发电单元铝合金管外径16.8 mm,棒中心距19.5 mm。海水从艇体两侧的进水口流入后,穿过前端导流隔板的孔道,进入发电器件区域,从后端导流隔板孔道流出后,横向流动至径向外侧的数个出水口。

图8 海水箱内部结构和导流隔板Fig.8 Internal structure of seawater tank and flux distributor

为了使海水在各个发电单元流道均匀分配,导流隔板为多层孔板的构型,先由开有大孔的孔板进行初步的流量分配,再由对应每个发电元件流道的小孔孔板精细调节。

海水在前后两端均需横掠管束流动,前端接线管较细,流动阻力不大,由2 层孔板实现流量分配[8]。后端管束粗,间距窄,中心到边缘的压力差较大,故使用多层孔板将不同径向位置的海水引入不同的隔层,再调节不同隔层的流通阻力使流量分配得更均匀。孔板上大孔的尺寸可利用茹卡乌斯卡斯的理论[9]进行初步设计和优化。

在尽可能均匀分配流量的同时,还可增大孔板间距,增大海水流量,减小海水与管壁的温差,进而减小流量不均匀性的实际影响。

当海水进出口温差设计为10℃时,海水流量37.5 kg/s,海水与管壁的温差为24℃。整体压降主要由孔板间距决定,设计值在0.01～0.1 MPa 区间,对应的海水泵消耗功率在0.4～4 kW 范围内。

发电单元以叉排而非顺排的方式布置,可以在有限区域内放尽可能多的发电单元。当海水与管壳表面的温差相同时,叉排可布置559 根发电单元,顺排则是524 根,而且此时顺排的棒中心距更小,导致海水横掠管束时阻力略大。

3.3 压力管强度

压力管的厚度应满足在额定工作温度下,压力管上的应力低于寿期时间对应的持久强度。

应力计算方法参考了反应堆燃料元件包壳设计方法[10],压力管上应力由两部分组成,即由内压引起的周向应力和由内外表面温差引起的热应力。

由于热流方向不同,发电单元压力管上2 个应力相互叠加,燃料元件压力管上2 个应力有所抵消。

发电单元压力管内径6.2 mm,厚度0.4 mm。将300℃时316 L 不锈钢的数据代入计算,可得内压应力120 MPa,热应力10 MPa,总应力130 MPa,远低于其200 h 持久强度。

燃料元件压力管内径6.0 mm,厚度0.55 mm,计算得内压应力85 MPa。NZ2 锆合金375℃下屈服强度大于190 MPa,抗拉强度大于120 MPa[11],纯金属铀在400℃、100 MPa 应力下735 h 变形量0.7%,合金化后强度更高,因此推测燃料元件压力管满足强度要求。

3.4 辐射剂量

采用喷水推进的结构形式不需要额外增加屏蔽材料。

推进电机与控制鼓电机、水泵布置在一起,流入艇内的海水屏蔽了来自反应堆的中子,控制鼓驱动机构的齿轮、推进水泵的减速箱和叶轮等共同屏蔽了来自反应堆的伽马射线。经计算,所有电机中推进电机处辐照剂量最高,为9×105Gy。通过对普通电机的绝缘系统、润滑系统、电刷、永磁、胶黏剂和密封圈等部件进行更换改进,可获得耐受至少1×106Gy 辐照剂量的电机[12],因此不需要为电机额外添加屏蔽材料。

电控模块布置在发电模块的前端,发电单元内串联的发电器件的引线从接线管与电控模块连接。发电模块主要有水和碲化铋等材料构成,对中子和伽马射线都有一定的屏蔽能力。电控模块处的辐照剂量约1×102Gy,是可接受水平,也不需要额外增加屏蔽材料。

3.5 启动流程和启动速度

为了保证安全,核反应堆一般采用稳妥的方式启动,需花费较长时间。即便具备快速启动能力的潜艇反应堆,从冷态启动也需要10 h 以上[5]。不过,无人水下航行器用的反应堆要小得多,有潜力实现更快的启动速率。

首先,由于系统规模小,整个系统可以在出厂时完整打包封装,省去充水除气等启动前准备阶段,而且可建造一比一实验装置,精确标定控制系统,加快从次临界到临界的启动速度,这个过程可缩短到数分钟。

在提升功率阶段,对抵抗热冲击能力进行设计优化及不断探索更快的启动流程,是逐步接近其潜力极限的主要途径。

大型反应堆上升温和升功率一般分开进行。例如先利用电加热使系统升温至额定工况,再提升核功率,或先从冷态直接提升核功率至1%～5%额定功率水平,系统升温后再逐步达到满功率。

由于文中方案没有加压的二回路,为了避免海水在艇内沸腾,海水须流动起来,热量会从发电模块流失,核反应堆没有达到额定功率时,回路水也不会达到额定温度,因而要求启动时同时升温和升功率。

下面利用简化的系统分析对特定假设下升功率时间的最小值进行估算。计算时做以下假设:

1) 不考虑抗热冲击性能的限制;

2) 提升功率和提升温度同时开始,起始功率0.1 W,为了兼顾速率和安全,控制系统可实时跟随使反应堆周期稳定为50 s,直到满功率;

3) 反应堆和回路各种材料等温升温;

4) 在蓄电池供能下回路泵和海水泵始终运行在额定功率,回路水与发电单元压力管间对流换热系数随温度升高而升高。

经计算,在前700 s,反应堆功率较低,热电器件输出功率小于100 W;约800 s 时,约35%的热量从发电模块流出,电功率快速上升至回路泵和海水泵输入功率的水平,反应堆基本达到满功率运行;当达到1400 s 左右时,反应堆99.9%以上的能量用于发电,系统基本完成启动。因此从启动直至额定功率,整个过程最快约0.5 h。

3.6 质量估算

核反应堆电源各部分质量估算见表1,加上50 kg 设计裕量后,全系统质量743 kg。

表1 全系统质量统计Table 1 Quality statistics of overall system

3.7 对航行器总体设计的影响

从水力学角度看,该无人水下航行器相当于在普通鱼雷尾部螺旋桨上增加了一个内部装有反应堆的管道,增加了一部分阻力和能量损失。管道内部的水力损失为

对一个收缩比为9.5 的模型进行CFD 仿真计算,得β ≈0.063。

由动量定理和牛顿第三定律可求得进速比

式中:Aj为喷口面积;Ω为艇体外表面湿表面积;CxΩ为阻力系数。

由能量守恒得

式中:Pe为输入主泵的电功率;η0为泵效率;ρ为海水密度。

取喷口面积0.022 m2,泵效率90%[13],沾湿表面积11 m2,阻力系数2.9×10-3[14],可得输入电功率为100 kW 时,航速为16.07 m/s (31.24 kn)。而假设海水在艇内没有能量损失,即β=0 时,航速为16.66 m/s (32.38 kn),因此喷水推进的构型使航速下降了3.5%。

从结构上看,采用喷水推进的布局可能造成了艇体质心后移。实际上为了保证流道的畅通,质量为140 kg 的反应堆质心位置在艇体圆柱段和尾部曲线段交界面的前方100 mm 左右,而通常布置在尾端,质量约70 kg 的电机则移到了反应堆前端。所以艇体整体的质心或许并未后移,或者后移幅度不大。如果质心确实后移了,也可考虑在艇尾布置浮力舱段,使浮心同样后移一段距离。这个问题还需无人水下航行器总体设计来统一论证。

4 结束语

俄罗斯正在研制的“波塞冬”是最著名的核动力无人水下航行器,其体积质量较大,必须由特化战略用途的舰艇携带。与之相比,文中方案通过采用水冷反应堆与温差发电技术相结合的技术路线,使航行器体积、质量控制在与533 mm 鱼雷相当的水平,因而可以通用的常规用途舰艇携带,使任务灵活性更高。

一般来说,更小的核动力系统意味着更低的成本,而在设计文中方案时又进一步向降低成本的方向倾斜。当制造成本足够低时,即便核动力装置只能一次性使用,其使用成本也较低。如前文所述,这又反过来促进了系统的简化和小型化。装备该方案核动力系统的无人水下航行器可作为常规力量使用,其更接近攻击型核潜艇,而非核导弹,这是文中方案与“波塞冬”的根本性差异。