在试验研究方面，国内外开展了较多的基础试验和模拟试验研究。大多数基础试验研究均将发汗冷却壁面抽象成平板结构，主流平行于多孔平面流动。Moffat和Simpson[4-5]等对多孔介质壁面吹风和抽吸、发汗冷却条件下壁面流动阻力及传热规律进行了综合研究。Bellettre等[6]以空气、水蒸气和酒精为冷却剂进行注入率0~10%的发汗冷却研究，结果表明，当采用酒精作为发汗剂时，其相变潜热使得在注入率为0.1%下即可达到大于95%的发汗冷却效率。余磊等[7]对以空气为冷却剂条件下孔隙率为45%的烧结不锈钢平板表面发汗冷却规律进行了试验研究。金韶山[8]和刘元清等[9]分别进行了钝体头锥的发汗冷却试验研究，对不同注入率下不同冷却气体的冷却效果进行了分析比较。德国宇航中心在超高速飞行试验验证器SHEFEX Ⅱ[10]大面积上采用了氮气介质发汗冷却技术，获得了较好的冷却效果，飞行试验结果表明，发汗冷却当地冷却效率达到61%，发汗冷却下游冷却效率达到46%。Langener等[11]在超声速来流条件下研究了空气、氩气和氦气在不同吹风比下的发汗冷却效果，研究表明，冷却效果主要受冷却剂流量及种类(主要是比热容)的影响，但气体工质的冷却能力有限。德国宇航中心[12]在电弧高温风洞中针对多孔陶瓷介质的试验结果证实，液态水发汗的冷却效果远远高于氮气发汗，但由于相变发汗冷却的冷却剂分布特性难以控制，使得液相发汗冷却技术尚未在工程中得到应用。黄干等[13]试验研究了温度为700 K主流条件下水发汗冷却烧结青铜多孔介质平板的效果，结果表明，水相变发汗冷却效率较高，且适当减小烧结多孔平板颗粒直径有利于增强相变发汗冷却效率。吴亚东等[14]利用石英灯辐射加热的方式针对钛合金多孔介质平板进行了500 kW/m2的热考核，结果表明，在此热流下利用水的相变发汗冷却能够进行有效的主动热防护，平板表面温度始终接近于水的沸点。熊宴斌[15]在马赫数3的超声速风洞中进行了青铜、不锈钢粉末烧结多孔平板、烧结金属丝网多孔平板及不锈钢烧结粉末多孔曲面结构的发汗冷却试验研究，结果表明，这些金属材料具有良好的发汗冷却效果，且平板导热系数越高，发汗冷却效率越高，平板温度分布越均匀。孟松鹤等[16]开展了以未完全致密化碳/碳复合材料作为多孔介质、水作为冷却介质的试验研究，发现冷却剂的引入极大降低了模型内外壁温度，表明发汗冷却可以作为解决超高速飞行器“新热障”问题的有效途径。Wang等[17]在风洞中对多孔头锥的液态水相变发汗冷却进行了研究，结果表明，当水以液态流过多孔壁面，冷却效率保持较高水平。
在发汗冷却理论研究方面，按不同相态的发汗冷却剂工质可分为气态发汗冷却和液态发汗冷却。气态发汗冷却的理论模型较为成熟，而液态发汗冷却由于在多孔介质内存在两相流动换热，其理论模型较为复杂，目前相关研究者对这一问题的认识也并未统一[18-21]。近年来，国内外关于带有相变的液体发汗冷却技术的研究越来越多，在简单模型分析中获得了一些初步结果，但对于复杂模型的相变发汗冷却数值模拟过程中常出现计算不收敛问题，这也是制约发汗冷却技术工程应用的瓶颈问题之一。
本文以不同材料多孔平板为研究对象，利用自行设计的试验平台对其冷却剂发汗过程进行了瞬态试验测量，得到了不同热流加热环境下不同材料多孔平板内外壁温度及积液腔水温变化，分析了冷却剂对不同材料的冷却效果。
1 试验 1.1 试验原理 为获取不同热流条件下不同材料多孔平板的发汗冷却效果，设计搭建了如图 1所示的试验系统。试验采用双排石英灯辐射加热设备和水发汗冷却介质供给设备。试验平台包括水供给系统、N2吹除系统、试验件工装系统及测量系统。其中，测量系统包括流量传感器、压力传感器、红外点温仪和热电偶。多孔平板内外壁温度测点如图 2所示。试验用多孔平板试验件共3种：镍金属多孔平板、铜金属多孔平板、陶瓷多孔平板。多孔平板模型尺寸为120 mm×120 mm×10 mm，如图 3所示，多孔平板物性参数如表 1所示。将多孔平板安装于发汗冷却试验工装上，并通过工装的积液腔将冷却剂供给到多孔平板上，工装结构如图 4所示。在管路合适位置布置球阀控制流量，以保证进入积液腔的冷却剂满足试验状态要求。在流量计与密封工装之间的管路上通过三通接入N2吹除系统，每次试验结束后打开吹除系统，吹除试验件内部残留冷却剂，如图 1所示。
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| 图 1 试验系统 Fig. 1 Experimental system |
| 图选项 |
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| 图 2 多孔平板内外壁温度测点位置示意 Fig. 2 Location of temperature measurement points on inter and outer wall of plate |
| 图选项 |
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| 图 3 多孔平板 Fig. 3 Porous plate |
| 图选项 |
表 1 多孔平板物性参数 Table 1 Physical parameters of porous plates
| 参数 | 陶瓷多孔材料 | 铜金属多孔材料 | 镍金属多孔材料 |
| 孔隙率/% | 43 | 37.3 | 34.2 |
| 热导率/(W·(m·K)-1) | 1.337 | 83.1 | 71.4 |
| 比热/(kJ·(kg·K)-1) | 0.71 | 377 | 133 |
| 压缩强度/MPa | 38.4 | 34.3 | 72.2 |
表选项
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| 图 4 试验件工装结构 Fig. 4 Structure of test piece tooling |
| 图选项 |
1.2 试验过程 试验采用石英灯辐射加热设备为发汗冷却面板受热侧提供稳定的热流输入环境，试验热流密度值q设置50 kW/m2、100 kW/m2、220 kW/m2和315 kW/m2共4种工况，每种多孔材料按热流值由低至高依次开展试验。试验在电弧真空舱内进行，真空舱压力为10 kPa。试验用发汗冷却水流量范围为0.3~4 g/s。
多孔平板试验件的一侧供应常温水，另一侧采用石英灯进行辐射加热。试验开始时，打开石英灯辐射加热设备，使热流升到设置值并保持，同时打开冷却剂阀门通入冷却剂，并使冷却剂保持在一定流量，试验结束后关闭加热设备，关闭冷却剂阀门，打开N2吹除系统，吹除残余冷却剂，防止冷却剂在此真空压力下结冰堵塞平板内孔结构。试验过程中，测量冷却水流量Qv、积液腔水温度、积液腔水压力，试验件表面温度采用红外点温仪和热电偶测量，其中，热电偶测量是通过打孔嵌入热电偶方式测量表面温度，试验件背面温度由热电偶测得，试验工装内的压力温度测点由工装底部接管嘴引出。
2 结果与讨论 2.1 镍金属多孔平板试验结果分析 图 5和图 6给出了50 kW/m2辐射热流状态下镍金属多孔平板内外壁温度及腔内水温随时间和冷却水流量的变化。整体上，无发汗冷却剂时，加热热流越大，多孔平板内外壁温度越高，当发汗冷却剂流量达到一定值后，在此热流加热条件下，发汗冷却汽化蒸发能很好地保持平板内外壁温度，起到主动热防护的效果。如图 5和图 6所示，在25 ~60 s试验时间内，热流密度由0 kW/m2快速升高到约50 kW/m2，此时冷却水流量约为0 g/s，因而多孔平板内外壁温度随热流快速升高，由于镍金属热导率较高，多孔平板内外壁温升基本一致。60~180 s左右，热流密度基本稳定在50 kW/m2左右，此时虽然冷却剂开始慢慢渗出，但流量很小，因而多孔平板内外壁温度仍在升高，直到内壁温度约为35℃，外壁温度约为40℃，说明此时冷却水热化蒸发带走的热量小于石英灯辐射加热的热量。试验时间为180~240 s，冷却水流量显著增大，达到约3.5 g/s，此时多孔平板内外壁温度显著下降，内壁和外壁温度分别约为30℃和35℃。240~505 s左右，冷却水流量基本稳定在3 g/s，试验工装积液腔压力约1.2~1.7 MPa，此时多孔平板内外壁温度基本保持不变，分别稳定在33℃和40℃左右，积液腔内水温也稳定在18~20℃之间，录像观测试验件表面水处于沸腾状态，但未完全汽化，说明此时大部分冷却水汽化能够基本全部带走石英灯辐射的热量，保持多孔平板内外壁温度恒定。505 s后，快速降低冷却水流量直到为0 g/s，受热条件下，多孔平板内外壁温度快速升高，响应灵敏，积液腔内水温显著升高，直到关闭石英灯辐射加热设备，多孔平板内外壁温度缓慢升到最大值后下降，慢慢散热冷却下来。
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| 图 5 50 kW/m2状态镍金属多孔平板内外壁温度随时间变化 Fig. 5 Temperature of inner and outer walls of nickel metal porous plate changing with time at 50 kW/m2 |
| 图选项 |
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| 图 6 50 kW/m2状态镍金属多孔平板腔内水温和冷却水流量随时间变化 Fig. 6 Water temperature of inner cavity and cooling water flow rate of nickel metal porous plate changing with time at 50 kW/m2 |
| 图选项 |
对比相同量级加热条件同一多孔平板模型无发汗冷却状态，如图 7所示。试验件表面温度在400 s时刻即达到260℃，内壁温度达到255℃左右，温差基本可忽略，内外壁温升约为230℃。相较于有发汗冷却内外壁温度稳定条件下的温升来说，有发汗冷却时内外壁温升分别比无发汗冷却时降低88.5%左右。由此可见，此试验条件下，3.5 g/s的冷却水流量能够很好地降低多孔平板内外壁温度，使多孔平板温度保持在30~40℃之间，且此加热条件下冷却水流量偏大，可进一步增加辐射热流。
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| 图 7 50 kW/m2状态镍金属多孔平板无发汗冷却内外壁温度随时间变化 Fig. 7 Temperature of inner and outer walls of nickel metal porous plate changing with time without transpiration cooling at 50 kW/m2 |
| 图选项 |
图 8和图 9给出了镍金属多孔平板内外壁温度及腔内水温随辐射热流和冷却剂水流量的变化。如图 8和图 9所示，整体上，无发汗冷却时多孔平板内外壁温度与辐射热流同样成正相关，辐射热流增加，多孔平板内外壁温度稍微增加，反之，亦然；当发汗冷却剂流量稳定时，在此加热条件下，平板内外壁温度基本保持稳定。110~540 s试验时间内，冷却水流量保持在3.5 g/s，试验工装积液腔压力约1.7~1.9 MPa，多孔平板内壁温度保持在30~38℃之间，外壁温度保持在40~50℃之间，温升约17℃，积液腔水温缓慢降低，趋于20~22℃之间。录像观测试验件表面水处于强烈沸腾状态，沸腾鼓泡速度较50 kW/m2辐射加热试验条件下明显提高，但多孔平板表面仍有少量液态水存在，未完全汽化。表明此时冷却剂水汽化潜热能够带走全部的石英灯辐射到多孔平板表面的热量，保持多孔平板内外壁温度和积液腔内水温稳定。
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| 图 8 100 kW/m2状态镍金属多孔平板内外壁温度随时间变化 Fig. 8 Temperature of inner and outer walls of nickel metal porous plate changing with time at 100 kW/m2 |
| 图选项 |
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| 图 9 100 kW/m2状态镍金属多孔平板腔内水温和冷却水流量随时间变化 Fig. 9 Water temperature of inner cavity and cooling water flow rate of nickel metal porous plate changing with time at 100 kW/m2 |
| 图选项 |
对比相同辐射热流无发汗冷却状态，如图 10所示。在240 s时刻，试验件表面温度快速升高到340℃左右，之后失效，内壁温度达到约325℃，温升约290℃。相较于有发汗冷却内外壁的温升来说，有发汗冷却时外壁温升比无发汗冷却时降低94%左右。由此可见，此试验条件下，3.5 g/s的冷却水流量能够很好地降低多孔平板内外壁温度，使多孔平板温度保持在30~50℃之间，且此加热条件下冷却水流量偏大，可进一步增加辐射热流或减小发汗冷却剂流量。
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| 图 10 100 kW/m2状态镍金属多孔平板无发汗冷却内外壁温度随时间变化 Fig. 10 Temperature of inner and outer walls of nickel metal porous plate changing with time without transpiration cooling at 100 kW/m2 |
| 图选项 |
为了找到镍金属多孔平板在此发汗冷却剂水流量条件下完全汽化所能带走的最大辐射热量，继续增大石英灯辐射热流密度到315 kW/m2，如图 11和图 12所示。发汗冷却剂水流量约3.7 g/s，试验工装积液腔压力约1.7~1.9 MPa。210~545 s左右，石英灯辐射热流密度约为315 kW/m2，此时镍金属多孔平板外壁温度约为260℃，内壁温度约为25~35℃之间。录像观测试验件表面几乎看不到水气泡，水处于完全汽化状态，且相变位置在镍金属多孔平板内部。
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| 图 11 315 kW/m2状态镍金属多孔平板内外壁温度随时间变化 Fig. 11 Temperature of inner and outer walls of nickel metal porous plate changing with time at 315 kW/m2 |
| 图选项 |
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| 图 12 315 kW/m2状态镍金属多孔平板腔内水温和冷却水流量随时间变化 Fig. 12 Water temperature of inner cavity and cooling water flow rate of nickel metal porous plate changing with time at 315 kW/m2 |
| 图选项 |
2.2 铜金属多孔平板试验结果分析 图 13和图 14给出了50 kW/m2左右辐射热流状态下铜金属多孔平板内外壁温度和腔内水温随时间和冷却水流量的变化。如图 13和图 14所示，在15~50 s试验时间内，热流密度由0 kW/m2快速升高到约50 kW/m2，此时发汗冷却剂水流量很小，刚开始慢慢溢出金属平板，冷却剂汽化潜热不足以带走石英灯辐射到多孔平板表面的热量，因而多孔平板内外壁温度随热流快速升高，内外壁温升基本一致。50~310 s左右，热流密度从40 kW/m2左右缓慢升高到80 kW/m2左右，此时发汗冷却剂水流量稳定在3.6 g/s，试验工装积液腔压力约0.23 MPa，铜金属多孔平板内外壁温度随热流升高缓慢增大，内外壁温差基本保持稳定，积液腔内水温也稳定在13℃左右。录像观测试验件表面水处于沸腾状态，且随着热流增加，沸腾鼓泡变大，沸腾程度显著增加，但仍有液态水存在，表明此时冷却剂水汽化潜热能够完全带走石英灯辐射到多孔平板表面的热，保持积液腔内水温稳定。
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| 图 13 50 kW/m2状态铜金属多孔平板内外壁温度随时间变化 Fig. 13 Temperature of inner and outer walls of copper metal porous plate changing with time at 50 kW/m2 |
| 图选项 |
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| 图 14 50 kW/m2状态铜金属多孔平板腔内水温和冷却水流量随时间变化 Fig. 14 Water temperature of inner cavity and cooling water flow rate of copper metal porous plate changing with time at 50 kW/m2 |
| 图选项 |
图 15和图 16给出了100 kW/m2左右辐射热流状态下铜金属多孔平板内外壁温度及腔内水温随辐射热流的变化。如图 15和图 16所示，整体上在此热流和冷却水流量条件下，铜金属多孔平板内外壁温度基本稳定，一定幅值范围内，辐射热流增加，多孔平板内外壁温度稍微增加，反之，亦然。在0~90 s试验时间内，热流密度由0 kW/m2快速升高到约90 kW/m2，此时多孔平板内外壁温度均有3~5℃温升，积液腔内水温稳定在11.6℃左右。90~340 s左右，热流密度由90 kW/m2缓慢升高到约110 kW/m2，多孔平板内外壁都有约4℃温升，积液腔内水温升高约3℃。340 s以后，热流密度约在90~100 kW/m2，多孔平板内外壁温度随热流变化而稍微变化，幅值在4℃左右，积液腔内水温约为14℃。录像观测试验件表面水处于沸腾状态，且随着热流变化，沸腾鼓泡程度也跟着变化，但仍有液态水存在，表明此时冷却剂水汽化潜热能够完全带走石英灯辐射到多孔平板表面的热，保持积液腔内水温稳定。
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| 图 15 100 kW/m2状态铜金属多孔平板内外壁温度随时间变化 Fig. 15 Temperature of inner and outer walls of copper metal porous plate changing with time at 100 kW/m2 |
| 图选项 |
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| 图 16 100 kW/m2状态铜金属多孔平板腔内水温和水流量随时间变化 Fig. 16 Water temperature of inner cavity and water flow rate of copper metal porous plate changing with time at 100 kW/m2 |
| 图选项 |
对比同一多孔平板模型无发汗冷却状态，如图 17所示。80~145 kW/m2辐射热流状态下，试验件表面温度在180 s时刻即达到200℃，内壁温度达到190℃左右，内外壁温升分别约为162℃和170℃。相较于有发汗冷却内外壁的温升来说，有发汗冷却时内外壁温升比无发汗冷却时降低94%左右。由此可见，此试验条件下，3.6 g/s的冷却水流量能够很好地降低多孔平板内外壁温度，使多孔平板温度保持在30~40℃之间，且此加热条件下冷却水流量偏大，可进一步增加辐射热流或减小发汗冷却剂流量。
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| 图 17 100 kW/m2状态铜金属多孔平板无发汗冷却内外壁温度随时间变化 Fig. 17 Temperature of inner and outer walls of copper metal porous plate changing with time without transpiration cooling at 100 kW/m2 |
| 图选项 |
图 18和图 19给出了120 kW/m2左右辐射热流状态下铜金属多孔平板内外壁温度及腔内水温随辐射热流的变化。如图 18和图 19所示，整体上，此加热和冷却水流量条件下多孔平板内外壁温度变化不大，冷却水汽化蒸发能很好地吸收辐射热量保持平板内外壁温度。试验时间内，多孔平板内外壁温度保持在20~40℃之间，积液腔水温保持在12~16℃。在50~100 s试验时间内，热流密度约90 kW/m2，此时多孔平板内外壁温度均有3~5℃温升，积液腔内水温稳定在11.5℃左右。100~400 s时，热流密度在120 kW/m2左右波动，多孔平板内外壁都有6~10℃左右温升，积液腔内水温升高约4℃。录像观测试验件表面水处于沸腾状态，沸腾鼓泡速度较100 kW/m2辐射加热试验条件下明显提高，但多孔平板表面仍有少量液态水存在，表明此时冷却剂水汽化潜热能够带走绝大部分石英灯辐射到多孔平板表面的热量，基本保持积液腔内水温稳定。
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| 图 18 120 kW/m2状态铜金属多孔平板内外壁温度随时间变化 Fig. 18 Temperature of inner and outer walls of copper metal porous plate changing with time at 120 kW/m2 |
| 图选项 |
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| 图 19 120 kW/m2状态铜金属多孔平板腔内水温和水流量随时间变化 Fig. 19 Water temperature of inner cavity and water flow rate of copper metal porous plate changing with time at 120 kW/m2 |
| 图选项 |
为了找到铜金属多孔平板在此发汗冷却剂水流量条件下完全汽化能承受的最大辐射热量，继续增大石英灯辐射热流到315 kW/m2，如图 20和图 21所示。发汗冷却剂水流量约3.4 g/s，试验工装积液腔压力约0.23 MPa，压力脉动较大。试验件表面温度出现不均匀现象。40~280 s左右，石英灯辐射热流密度约为100 kW/m2，此时铜金属多孔平板内外壁温度在30~40℃之间，积液腔水温温升3℃，在15~18℃之间。随着热流密度升高并保持在315 kW/m2，铜金属多孔平板表面温度快速升高，达到约110℃，内壁温度稳定在约25℃。录像观测试验件表面几乎看不到水气泡，冷却剂处于完全汽化，且相变位置在铜金属多孔平板内部，汽化后的水向外流动过程中与金属材料发生热交换，进一步导致金属表面温度升高。
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| 图 20 315 kW/m2状态铜金属多孔平板内外壁温度随时间变化 Fig. 20 Temperature of inner and outer walls of copper metal porous plate changing with time at 315 kW/m2 |
| 图选项 |
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| 图 21 315 kW/m2状态铜金属多孔平板腔内水温和冷却水流量随时间变化 Fig. 21 Water temperature of inner cavity and cooling water flow rate of copper metal porous plate changing with time at 315 kW/m2 |
| 图选项 |
对比相同辐射热流条件同一多孔平板模型无发汗冷却状态，如图 22所示。试验件表面温度在68 s时刻即达到约200℃，且内外壁温度基本相等。相较于有发汗冷却内外壁的温升来说，有发汗冷却时外壁温升比无发汗冷却时降低45%左右。由此可见，此试验条件下，3.4 g/s的冷却水流量能够较好地降低多孔平板外壁温度，并使多孔平板内壁温度保持在25~30℃之间。
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| 图 22 315 kW/m2状态铜金属多孔平板无发汗冷却内外壁温度随时间变化 Fig. 22 Temperature of inner and outer walls of copper metal porous plate changing with time without transpiration cooling at 315 kW/m2 |
| 图选项 |
2.3 陶瓷多孔平板试验结果分析 图 23给出了一定冷却剂水流量多台阶连续热流加热条件下陶瓷多孔平板内外壁温度和腔内水温变化，试验连续进行了50、100、220、315 kW/m2共4种辐射热流加热工况。由于陶瓷多孔平板试验件抗压能力较弱，而且陶瓷多孔材料孔隙较致密，发汗冷却水流量不能太大，发汗冷却剂水流量约为0.32 g/s，为获得稳定的冷却剂水流量，需保持积液腔压力恒定，试验时积液腔压力约0.15 MPa，压力曲线如图 24所示。由图 23可知，当热流密度为50、100、220 kW/m2，冷却剂水流量保持约0.32 g/s时，陶瓷多孔平板表面及内壁温度基本保持稳定，此时多孔平板外壁温度约为40℃，多孔平板内壁温度约为30℃，腔内水温约为17℃。在此阶段内，随着热流的增大，陶瓷多孔平板内外壁温度随热流和时间增加基本保持稳定，表明此时部分冷却剂汽化潜热能够完全带走辐射到多孔平板表面的热量，保持多孔平板内外壁温度稳定，对于陶瓷多孔平板发汗冷却来说，此加热条件下冷却剂水流量偏大。图 25给出了不同加热状态下，发汗冷却多孔平板表面的冷却剂状态。可知，随着热流增加，冷却剂在多孔平板表面由持续出现密集且大的鼓泡到出现小而稀疏的气泡，直到看不到气泡。当热流密度达到315 kW/m2时，多孔平板试验件内壁温度稍微增大，约为40℃，试验件表面温度显著增大之后基本保持在约130℃，冷却水完全汽化。由录像观测试验件表面看不到水泡，可以判断冷却水的相变汽化发生在多孔介质内部，内部汽化后的水蒸气向外流动过程中与多孔平板发生热量交换，且多孔平板表面受到的辐射热增大，导致多孔平板外壁温度较原来增大，但多孔平板外壁温度和内壁温度都能分别稳定在约130℃和40℃左右，表明在此冷却剂水流量和辐射加热条件下多孔平板温度场稳定，陶瓷多孔平板在此条件下能实现稳定的发汗冷却。
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| 图 23 陶瓷多孔平板内外壁温度随热流变化 Fig. 23 Temperature of inner and outer walls of ceramic porous plate changing with heat flux |
| 图选项 |
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| 图 24 积液腔压力随时间变化 Fig. 24 Pressure in fluid chamber changing with time |
| 图选项 |
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| 图 25 不同加热条件下发汗冷却现象 Fig. 25 Transpiration cooling under different heating conditions |
| 图选项 |
将辐射热流密度保持在315 kW/m2不变，关闭发汗冷却水通道，此时陶瓷多孔平板处于无冷却剂溢出状态，由图 23可知，多孔平板外壁温度和内壁温度都快速上升，试验件表面温度在70 s内即达到330℃以上，且内外壁温度在70 s之后基本相等。对比相同加热条件下有无发汗冷却的陶瓷多孔平板内外壁温度发现，有发汗冷却情况下，陶瓷多孔平板外壁及内壁温度较无发汗冷却条件下温度分别低约200℃和290℃，温度降幅分别达到约61%和88%。由此可见，发汗冷却在此条件下能够很好地降低陶瓷多孔材料内外壁温度，使材料在高热流作用下长时间保持低温状态工作，保持材料的力热性能。
3 结论 1) 发汗冷却对镍金属多孔平板壁面能够进行有效的主动热防护。保持冷却剂水流量约3.5 g/s，热流密度小于100 kW/m2情况下，冷却剂水流量偏大，多孔平板内外壁温度基本稳定在30~50℃之间，在热流密度315 kW/m2条件下，多孔平板外壁温度约稳定在260℃，内壁温度约为30℃。壁面水处于完全汽化状态，且冷却剂相变位置在镍金属多孔平板内部。
2) 发汗冷却对铜金属多孔平板壁面能够进行有效的主动热防护。保持冷却剂水流量约3.5 g/s，热流密度小于120 kW/m2情况下，冷却剂水流量偏大，多孔平板内外壁温度基本稳定在30~40℃之间，在热流密度315 kW/m2条件下，多孔平板外壁温度约稳定在110℃，内壁温度约为25℃。壁面水处于完全汽化状态，且冷却剂汽化相变位置在铜金属多孔平板内部。
3) 发汗冷却对陶瓷多孔平板壁面能够进行有效的主动热防护。保持冷却剂水流量约0.32 g/s，热流密度小于220 kW/m2情况下，冷却剂水流量偏大，多孔平板内外壁温度基本稳定在30~40℃之间，在热流密度315 kW/m2条件下，多孔平板外壁温度约稳定在130℃，内壁温度约为40℃。壁面水处于完全汽化状态，且冷却剂汽化相变位置在铜金属多孔平板内部。
4) 在辐射加热环境下，水发汗冷却效果显著，若无发汗冷却，多孔平板内外壁温度快速升高且基本一致，其平衡温度较有发汗冷却时大幅提高。因此，发汗冷却是解决超高速飞行器关键部位热防护问题的有效方法。
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