郭宇翔，陳宏霞，袁達(dá)忠，李林涵，王逸然，紀(jì)陽

（1 華北電力大學(xué)能源動(dòng)力與機(jī)械工程學(xué)院，北京 102206；2 中國(guó)科學(xué)院工程熱物理研究所，北京 100190；3 中國(guó)科學(xué)院大學(xué)，北京 100049）

中高溫?zé)峁苁且环N工作溫度大于275℃[1]、工質(zhì)為堿金屬或其合金、殼體采用非透明耐高溫材料[2]的高效換熱器件，具有體積小、均溫性好、傳熱性好等特點(diǎn)[3-4]，被廣泛應(yīng)用于飛行器熱防護(hù)、核反應(yīng)堆散熱、溫度控制、余熱回收等領(lǐng)域[5-8]。

目前中高溫?zé)峁苎芯恐饕槍?duì)鈉、鉀堿金屬工質(zhì)[9-10]。Makhankov等[11]設(shè)計(jì)了高溫鈉熱管用于聚變反應(yīng)堆散熱，其工作溫度為500～1000℃。馮踏青等[12]驗(yàn)證了鈉鉀合金熱管啟動(dòng)溫度低于鈉熱管。Zeng等[13]優(yōu)化了熱管壁面外側(cè)的翅片結(jié)構(gòu)，開發(fā)出新型緊湊式高溫翅片熱管換熱器。沈妍等[14]在熱管內(nèi)壁設(shè)置三角溝槽，強(qiáng)化工質(zhì)在管內(nèi)傳輸能力，提高了熱管的熱響應(yīng)和熱緩沖性能。

為具體描述強(qiáng)化熱管的熱性能，研究者開始關(guān)注熱管的熱啟動(dòng)過程及其均溫性。熱管的熱啟動(dòng)過程是工質(zhì)在蒸發(fā)段發(fā)生相變，流動(dòng)至冷凝段再次進(jìn)行相變換熱的過程。Kemme[15]指出熱管內(nèi)部蒸氣流動(dòng)狀況類似于拉伐爾噴管，對(duì)加熱功率為6.4kW的鈉熱管進(jìn)行變冷凝段工況試驗(yàn)，得到熱管壓力及溫度梯度的變化規(guī)律。Dobran[16]指出聲速極限受工作流體、蒸氣流動(dòng)面積以及絕熱區(qū)長(zhǎng)度的影響，并可能破壞熱管表面。Wang 等[17]自主開發(fā)出熱管瞬態(tài)分析程序，對(duì)帶有保溫情況的鉀熱管進(jìn)行數(shù)值研究，得到不同時(shí)間熱管速度分布，獲得其聲速極限規(guī)律。Wang 等[18]對(duì)鉀熱管啟動(dòng)特性進(jìn)行了研究，在加熱功率達(dá)到980W時(shí)熱管發(fā)生聲速極限。

針對(duì)熱啟動(dòng)過程中工質(zhì)流動(dòng)狀態(tài)的轉(zhuǎn)折溫度研究，Cao 等[19-20]建立了瞬態(tài)可壓縮二維模型，提出兩區(qū)模型，將熱管劃分為冷、熱區(qū)；為熱啟動(dòng)過程中確定轉(zhuǎn)折溫度奠定了理論基礎(chǔ)。Tournier 等[21]對(duì)高溫鈉熱管的冷態(tài)啟動(dòng)過程進(jìn)行二維數(shù)值分析，建立三區(qū)模型。Ma等[22]發(fā)現(xiàn)高溫鈉熱管“平面前鋒”模型的對(duì)應(yīng)溫度在冷卻對(duì)流換熱系數(shù)h大于100W/(m2·K)時(shí)小于經(jīng)典理論計(jì)算的轉(zhuǎn)折溫度，并建立純導(dǎo)熱瞬態(tài)模型進(jìn)行驗(yàn)證。

對(duì)于熱管均溫性的研究，Teng等[23]開展了高溫?zé)峁軆A角α為0°、15°、30°、45°時(shí)的靜態(tài)試驗(yàn)，考察了低頻擺動(dòng)對(duì)鈉熱管均溫性的影響，觀察到開始啟動(dòng)到穩(wěn)定狀態(tài)冷凝段和蒸發(fā)段溫差變化不大。Zhao等[24]對(duì)比了重力和反重力情況對(duì)鈉熱管均溫性的影響，在700℃工作溫度下重力熱管的最大溫差為22.8℃，反重力熱管最大溫差為52.6℃，證明了反重力下該熱管也具有良好的溫度均勻性。Wang等[25]提出了一種利用鈉鉀合金熱管的熔鹽堆被動(dòng)余熱排出系統(tǒng)，對(duì)比了汽液界面、壁面、壁面毛細(xì)芯交界面均溫性。張凱等[26]設(shè)計(jì)制備了一種重力型銫熱管，證明了銫熱管具有優(yōu)異的均溫特性和啟動(dòng)性能，可用于ITS-90國(guó)際溫標(biāo)鋅凝固點(diǎn)復(fù)現(xiàn)。

由于銫工質(zhì)化學(xué)性質(zhì)活潑，中溫?zé)峁苤苽潆y度大，很難制備出性能優(yōu)異的熱管，因此中溫銫熱管的研究較少[27]，有關(guān)銫熱管的蒸氣工作溫度、傳熱功率、均溫性的研究報(bào)道有待進(jìn)一步補(bǔ)充。同時(shí)，由于銫工質(zhì)最佳品質(zhì)因數(shù)對(duì)應(yīng)溫度與鈉鉀不同，且相比于鈉鉀熱管，銫熱管可在更低溫度下成功啟動(dòng)。本文設(shè)計(jì)并制備了性能優(yōu)越的銫熱管，搭建了銫熱管熱性能試驗(yàn)臺(tái)，對(duì)銫熱管啟動(dòng)規(guī)律進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究；測(cè)定中溫銫熱管的啟動(dòng)速度，定量測(cè)試熱管發(fā)生聲速極限的幾何位置，為避免傳熱極限發(fā)生提供了參考。同時(shí)通過控制蒸發(fā)段熱管吸熱的熱流密度，對(duì)不同加熱情況下熱管穩(wěn)態(tài)的均溫性作出對(duì)比，證明其均溫性優(yōu)異。

1 材料和方法

1.1 銫熱管

銫熱管殼體材料選取與銫具有相容性的不銹鋼In600[28]；工質(zhì)為純度98%的堿金屬單質(zhì)銫Cs，充裝量為23.50g；吸液芯為雙層高溫合金絲網(wǎng)，孔隙率分別為400 目、100 目，絲徑為0.1mm；熱管全長(zhǎng)240mm，直徑φ為40mm，在熱性能測(cè)試中，取蒸發(fā)段長(zhǎng)度為70mm，冷凝段長(zhǎng)度為170mm。為監(jiān)測(cè)熱管熱啟動(dòng)到穩(wěn)定過程中壁面的溫度演變規(guī)律，沿?zé)峁荛L(zhǎng)度方向x=30mm、55mm、75mm、100mm、240mm布置5個(gè)熱電偶，具體結(jié)構(gòu)尺寸及熱電偶布置如圖1。

圖1 高溫?zé)峁芙Y(jié)構(gòu)尺寸及測(cè)試方法示意圖（單位：mm）

1.2 實(shí)驗(yàn)測(cè)試平臺(tái)

實(shí)驗(yàn)平臺(tái)由熱管加熱系統(tǒng)及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)組成，如圖2所示，加熱系統(tǒng)主要由熱管、高頻感應(yīng)加熱器（XJH-20kW-A）、循環(huán)水冷卻回路組成，熱管傾角為90°垂直布置，蒸發(fā)段由高頻加熱器通過加熱線圈提供熱量，冷凝段的冷卻方式為大空間自然對(duì)流和輻射散熱，循環(huán)水通過中空的線圈可保證感應(yīng)線圈溫度不會(huì)過高；數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)由數(shù)據(jù)采集儀（HIOKI-LR8431-30，精確度±0.80K，采集頻率2s）并采用點(diǎn)焊機(jī)點(diǎn)焊接于銫熱管壁面的多支K型熱電偶（精確度±0.4%）構(gòu)成。

圖2 高頻電磁感應(yīng)加熱器加熱系統(tǒng)

1.3 不確定性分析

本實(shí)驗(yàn)采用K型熱電偶測(cè)量管壁壁溫，所有位置均為單熱電偶測(cè)溫且熱電偶最大允許誤差為3.00K；熱電偶測(cè)溫的基本誤差為1.73K；數(shù)據(jù)采集儀最大允許誤差為0.80K，基本誤差為0.46K；合成基本溫度誤差為1.79K。熱管尺寸加工誤差小于±0.5%。加熱熱流密度誤差低于±6.5%，熱阻誤差小于±6.6%。

2 軸向傳熱功率計(jì)算

高頻加熱器在蒸發(fā)段的加熱量假定全部經(jīng)軸向傳遞到加熱圈布置面積以外的熱管段，基于對(duì)熱管外端溫度的測(cè)定以及換熱理論模型獲得加熱圈外熱管段的總換熱量（熱管熱端吸熱量）。加熱圈外熱管段的總熱量可分為兩部分：一部分是散熱段與空氣的自然對(duì)流換熱；另一部分為散熱段與空氣的輻射散熱。

銫熱管壁面溫度高于300℃時(shí)，輻射傳熱作用非常顯著，輻射換熱系數(shù)可通過式(1)計(jì)算。當(dāng)銫熱管在開敞空間內(nèi)散熱時(shí)，即φ12=1、εn=ε1，式(1)可變形為式(2)。

式中，T1為銫熱管冷凝段壁面溫度，K；T2為環(huán)境溫度，K；ε1為壁面發(fā)射率；hR為輻射對(duì)流傳熱系數(shù)，W/(m2·K)；σ為斯特藩-玻耳茲曼常數(shù)，σ=5.67×10-8W/(m2·K4)。

對(duì)于大空間豎直圓管壁面的自然對(duì)流傳熱的情況，設(shè)壁面溫度為tw、環(huán)境溫度（未受到壁面溫度影響的流體溫度）為t∞，空氣假設(shè)為理想氣體，熱物性利用平均溫度計(jì)算，定性溫度為算術(shù)平均溫度tm=0.5(tw+t∞)。大空間自然對(duì)流換熱系數(shù)可由式(3)計(jì)算。

式中，hc為銫熱管散熱段壁面向環(huán)境散熱的對(duì)流換熱系數(shù)；λ為環(huán)境下空氣的熱導(dǎo)率，W/(m·K)，需通過定性溫度確定；l為散熱段長(zhǎng)度，m；NuD為由平均表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)組成的Nu，由式(4)計(jì)算。

其中，Pr通過物性按定義式計(jì)算，格拉曉夫數(shù)Gr由式(5)計(jì)算得出。

式中，Sc為熱管傳熱器件側(cè)壁面積；Ad為熱管軸向橫截面積；L為散熱段長(zhǎng)度；D為熱管直徑。

本實(shí)驗(yàn)中，L=190mm、D=40mm、T2=25.00℃，將不同高頻加熱器讀數(shù)下熱管冷凝段測(cè)定溫度代入理論模型，可獲得相應(yīng)的軸向熱流密度與高頻加熱器讀數(shù)的關(guān)系，如表1所示。

表1 通過傳熱模型不同高頻加熱器讀數(shù)計(jì)算得到的軸向熱流密度

3 結(jié)果與討論

3.1 啟動(dòng)過程的溫度演變規(guī)律

圖3(a)為加熱熱流密度q=18.04W/cm2時(shí)銫熱管的啟動(dòng)曲線，圖3(b)為啟動(dòng)階段軸向溫度分布。熱管蒸發(fā)段（x=55mm）、絕熱段附近（x=75mm、x=100mm）以及頂端冷凝段末端（x=240mm）在熱管啟動(dòng)伊始的溫度均為室溫。加熱時(shí)間t=678s時(shí)熱管蒸發(fā)段x=55mm位置處溫度開始上升，稀薄蒸氣流由蒸發(fā)段流向冷凝段，680s 時(shí)流至熱管絕熱段x=75mm 處引起溫度上升，765s 時(shí)稀薄蒸氣流至x=100mm 位置處，壁面溫度開始升溫。當(dāng)加熱時(shí)間t=840s，蒸發(fā)段x=55mm處溫度上升至T≈332.30℃，脖頸位置x=75mm 與x=100mm 處溫度曲線基本重合，溫度T≈279.90℃；位于蒸發(fā)段和絕熱段的3個(gè)測(cè)溫點(diǎn)升溫速率均變緩；蒸氣未流至冷凝段末端，x=240mm處溫度未上升。t=870s后蒸發(fā)段蒸氣開始由稀薄蒸氣流轉(zhuǎn)變?yōu)檫B續(xù)蒸氣流并流向冷凝段，自由分子流到達(dá)x=240mm 處并引起該處溫度緩慢上升。在t=1159s 前，熱管蒸發(fā)段一直處于最高溫，中間絕熱段居中，冷凝段溫度最低，熱管尚未完全啟動(dòng)；從t=1159s開始連續(xù)蒸氣流到達(dá)冷凝段末端，熱管冷凝段末端溫升變緩且與熱管底部、頸部處溫度接近。隨后冷凝段末端溫度逐漸接近蒸發(fā)段溫度，由于到達(dá)聲速極限，冷凝段溫度反超絕熱段溫度。到t=2400s 后熱管各測(cè)溫點(diǎn)的溫度趨于穩(wěn)定，且熱管蒸發(fā)段及冷凝端末端穩(wěn)定溫度Ts分別為543.50℃、542.40℃。由圖3中數(shù)據(jù)可知，啟動(dòng)過程中蒸發(fā)段溫度未出現(xiàn)遠(yuǎn)超過絕熱段溫度的情況，可知銫蒸氣在冷凝后可及時(shí)回流至蒸發(fā)段。

對(duì)比不同位置熱電偶溫度，熱管冷凝段末端x=240mm處溫度與蒸發(fā)段溫度相差1.10℃左右；內(nèi)部連續(xù)分子態(tài)蒸氣流由蒸發(fā)段噴射入冷凝段，其流場(chǎng)分布同拉伐爾噴管，熱蒸氣在蒸發(fā)段出口處流速達(dá)到最大，相應(yīng)壓力降到最小，造成壁面溫度下降。如圖3(b)所示，蒸發(fā)段出口溫度開始降低，在絕熱段x=75mm處溫度降到最低，之后溫度回升且略低于蒸發(fā)段溫度；絕熱段最低溫度與蒸發(fā)段溫度相差30.00℃，證明熱管達(dá)到了聲速極限[15]。

圖3 熱管啟動(dòng)曲線

由上述啟動(dòng)過程可知，到達(dá)轉(zhuǎn)折溫度后銫工質(zhì)由自由分子流轉(zhuǎn)變?yōu)檫B續(xù)蒸氣流狀態(tài)，蒸發(fā)段的熱量傳遞到冷區(qū)，冷區(qū)開始快速升溫，熱區(qū)升溫速度開始減緩；經(jīng)過一段時(shí)間后熱管蒸發(fā)段、絕熱段以及冷凝段的升溫速度基本一致，直到熱管完全啟動(dòng)，實(shí)現(xiàn)熱管冷凝段溫度與蒸發(fā)段溫度基本相等。銫熱管的冷啟動(dòng)特性與鈉熱管相似。

3.2 啟動(dòng)轉(zhuǎn)折溫度值

利用量綱為1 的Knussen 數(shù)（Kn）建立分子平均自由程λ與熱管管徑D之間的關(guān)系，并利用Kn判斷熱管內(nèi)銫工質(zhì)的狀態(tài)。

通常認(rèn)為，當(dāng)Kn＞1.0 時(shí)，蒸氣為自由分子流狀態(tài)；當(dāng)0.01＜Kn＜1.0 時(shí)，蒸氣為從自由分子流向連續(xù)流轉(zhuǎn)變的中間過渡狀態(tài)；當(dāng)Kn＜0.01時(shí)，熱管內(nèi)蒸氣為連續(xù)流動(dòng)狀態(tài)；當(dāng)Kn=1.0 時(shí)，蒸氣開始從自由分子流向中間過渡狀態(tài)轉(zhuǎn)變；當(dāng)Kn=0.01時(shí)，蒸氣由過渡狀態(tài)向連續(xù)流動(dòng)狀態(tài)轉(zhuǎn)變[19]。不考慮分子間的引力，認(rèn)為銫蒸氣分子為剛性小顆粒且直徑為σv，則其分子平均自由程根據(jù)Maxwell 理論推導(dǎo)如式(8)。

式 中，k為Boltzmann 常 數(shù)，k=1.3806505×10-23J/K；Tv為當(dāng)?shù)卣魵鉁囟?；Pv為Tv對(duì)應(yīng)的蒸氣壓力；其中銫的有效分子直徑σy=5.20×10-10m。當(dāng)蒸氣達(dá)到飽和，且溫度達(dá)到轉(zhuǎn)折溫度，聯(lián)立式(7)及式(8)獲得對(duì)應(yīng)于Kn下熱管直徑D和轉(zhuǎn)折溫度Ttr的關(guān)系式，如式(9)。單質(zhì)Cs 的飽和蒸氣壓與飽和溫度的關(guān)系曲線[29]如式(10)。

式中，Ps為對(duì)應(yīng)于Ttr的蒸氣飽和壓力。

聯(lián)合式(9)與式(10)，求解銫熱管冷啟動(dòng)過程中由初始過程蒸發(fā)器為自由分子態(tài)到中間過渡態(tài)的轉(zhuǎn)折溫度Ttr1（Kn=1.0）以及過渡態(tài)到連續(xù)態(tài)的轉(zhuǎn)折溫度Ttr2（Kn=0.01）；獲得轉(zhuǎn)折溫度為Ttr1=107.70℃、Ttr2=209.95℃。如圖4 實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)可知，銫熱管的轉(zhuǎn)折溫度約為200.00℃，與Ttr2計(jì)算值誤差較小，因此認(rèn)為銫熱管啟動(dòng)時(shí)的轉(zhuǎn)折溫度模型與鈉熱管相同，但利用Kn=0.01 獲得Ttr2與實(shí)驗(yàn)測(cè)量值更為接近。

圖4 軸向溫度演變規(guī)律

3.3 冷凝段不同換熱方式對(duì)銫熱管啟動(dòng)規(guī)律影響

圖5為加遮熱罩保溫與大空間自然對(duì)流不保溫啟動(dòng)溫度演變過程的比較，以蒸發(fā)段x=55mm處熱電偶開始升溫為基準(zhǔn)，假定此時(shí)刻t=0s。選取x=100mm 和x=240mm 兩處測(cè)溫。由圖5 可知不保溫及保溫時(shí)達(dá)到穩(wěn)定升溫狀態(tài)的溫度分別為350.00℃及350.50℃，即換熱方式對(duì)銫熱管啟動(dòng)過程達(dá)到穩(wěn)定升溫狀態(tài)的溫度幾乎沒有影響，主要與熱管工質(zhì)本身物性有關(guān)。但散熱方式對(duì)啟動(dòng)時(shí)間影響明顯，如圖5(b)，不保溫時(shí)熱管達(dá)到穩(wěn)定升溫狀態(tài)的時(shí)間比保溫情況下長(zhǎng)；外加遮熱罩情況下達(dá)到穩(wěn)定升溫狀態(tài)的時(shí)間為404s，自然對(duì)流情況下則需472s。外加遮熱罩時(shí)熱管徑向熱損失小，大部分高頻加熱器熱量用于加熱銫工質(zhì)并沿?zé)峁茌S向傳至冷凝段；不保溫時(shí)損失掉一部分高頻加熱器產(chǎn)生的總熱量，使得工質(zhì)轉(zhuǎn)變時(shí)刻更晚，熱管達(dá)到的穩(wěn)定工作溫度Ts較低。此外，自然對(duì)流啟動(dòng)過程中溫度上升，曲線斜率較低甚至略有波動(dòng)，也是由于環(huán)境散熱及波動(dòng)引起的?？傮w而言，不同散熱情況對(duì)啟動(dòng)時(shí)間影響較大，對(duì)熱管轉(zhuǎn)折溫度幾乎無影響，同時(shí)可利用外置遮熱罩加快熱管穩(wěn)定速度。

圖5 相同加熱功率、不同環(huán)境下銫熱管的啟動(dòng)溫度（q=18.04W/cm2）

3.4 不同熱功率對(duì)銫熱管穩(wěn)定溫度的影響

圖6(a)為不保溫情況下改變加熱功率對(duì)銫熱管穩(wěn)定工作溫度Ts的影響曲線。如圖所示，在加熱功率q=44.55W/cm2時(shí)開始冷態(tài)啟動(dòng)，熱管達(dá)到穩(wěn)定時(shí)工作溫度為505.00℃（t=800s）。然后每800s 增加加熱功率，相應(yīng)加熱功率依次為59.92W/cm2、64.25W/cm2、66.78W/cm2。熱管在較高功率下均能夠在800s 內(nèi)達(dá)到穩(wěn)定，隨功率增加獲得相應(yīng)穩(wěn)定溫度依次為551.00℃、569.00℃、582.00℃。同時(shí)可知，在加熱功率每次增加時(shí)，各測(cè)點(diǎn)溫度同時(shí)穩(wěn)步上升，保持了良好的均溫特征。統(tǒng)計(jì)不同加熱功率下的穩(wěn)定溫度并與保溫條件下的穩(wěn)定溫度進(jìn)行比較可知，由于熱損失的存在，相同加熱功率下保溫?zé)峁芊€(wěn)定溫度高于不保溫?zé)峁艿姆€(wěn)定溫度[圖6(b)]；隨著加熱功率的增大，熱管穩(wěn)定溫度增大，且保溫情況下熱管穩(wěn)定溫度變化曲線為下凹曲線的右側(cè)，不保溫情況下熱管穩(wěn)定溫度曲線為上凸曲線的左側(cè)，即伴隨加熱功率的增大，保溫?zé)峁軠囟壬咚俣燃涌欤槐責(zé)峁軠囟壬咚俣葴p慢，熱損失隨加熱功率增大而增大。

圖6 加熱功率對(duì)熱管穩(wěn)定溫度的影響

3.5 銫熱管均溫性

圖7(a)為不保溫情況下熱管各位置處溫度，熱管在蒸發(fā)器底部溫度最高；由于軸向熱流密度不同，內(nèi)部工質(zhì)的流速及流態(tài)不同，工質(zhì)在蒸發(fā)段經(jīng)過不同距離后液相轉(zhuǎn)變?yōu)槠啵谡舭l(fā)段出口處銫蒸氣達(dá)到超聲速，在絕熱段氣相主要聚集于管道中心使得管壁溫度下降；經(jīng)過絕熱段后汽相工質(zhì)進(jìn)入冷凝段使得熱管壁面溫度開始回升。加熱功率達(dá)到64.25W/cm2、穩(wěn)定溫度達(dá)到569.00℃時(shí)，伴隨蒸發(fā)段加熱功率增大，熱管管壁向空間的散熱損失增大，冷凝段頂部溫度Tc和蒸發(fā)段底部Te的溫差ΔTe-c亦略微增大，冷凝段最頂端溫度與絕熱段最低溫度的差ΔTc-min均不大于7.00℃，且伴隨加熱功率的增大相對(duì)穩(wěn)定，整個(gè)冷凝段熱管具有良好的均溫性及傳熱性能，其有效長(zhǎng)度為100%。

圖7 散熱情況下熱管各位置溫度及蒸發(fā)段熱阻隨加熱功率的變化規(guī)律

由圖7(b)可知，q=64.25W/cm2時(shí)蒸發(fā)段熱阻顯著增大，高溫銫熱管蒸發(fā)段加熱面出現(xiàn)攜帶極限及毛細(xì)極限。部分工質(zhì)相變后以汽相或以壁面液膜的形式存在于冷凝段，回流至蒸發(fā)段液量減少，繼續(xù)增大加熱功率時(shí)蒸發(fā)段無足夠的工質(zhì)吸收熱量進(jìn)而引起壁面干燒；達(dá)到此臨界值時(shí)，由于蒸發(fā)段壁面溫度上升，相應(yīng)引起ΔTe-c的增大及熱管均溫性的衰退。

4 結(jié)論

本文設(shè)計(jì)并制備了性能優(yōu)異、直徑為40mm、長(zhǎng)度為240mm 的中溫銫熱管，定量考察了在不同加熱功率及散熱情況下，冷態(tài)啟動(dòng)過程的轉(zhuǎn)折溫度、達(dá)到穩(wěn)定傳熱時(shí)的工作溫度及均溫性的影響規(guī)律，得到以下結(jié)論。

（1）銫熱管具有較快的啟動(dòng)速度，加熱熱流密度q=18.04W/cm2，啟動(dòng)時(shí)間為1750s；同時(shí)，銫熱管展示了較好的均溫特性，各加熱功率下冷凝段最頂端溫度與絕熱段最低溫度的差ΔTc-min均不大于7.00℃，且最大溫差隨加熱功率增加波動(dòng)較小。

（2）基于實(shí)驗(yàn)轉(zhuǎn)折溫度的數(shù)據(jù)可知，銫熱管啟動(dòng)與鈉熱管原理相似，利用Kn=0.01計(jì)算轉(zhuǎn)折溫度與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)更接近。

（3）在自然對(duì)流不保溫?fù)Q熱情況下，熱管達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)后，隨著加熱功率的提高，銫熱管仍保持良好的均溫性；穩(wěn)定溫度隨加熱功率增大而升高，且呈現(xiàn)“凹”字形。帶遮熱罩的保溫情況下，銫熱管穩(wěn)定溫度隨加熱功率增大曲線呈現(xiàn)“凸”字形，相對(duì)自然對(duì)流換熱而言，相同加熱功率下其穩(wěn)定溫度更高，且升溫速度更快。