关于电子设备采用除湿被动冷却技术的实验研究

《International Journal of Thermal Sciences》：Experimental study on moisture-desorption passive cooling for electronic equipment

　　•一种膜封装的盐脱附散热器能够维持3300 W/m2的被动冷却通量。
•针翅片诱导的涡流混合动力学上抑制了浓度极化，从而延长了冷却时间。
•一个最佳的10微米多孔膜在相变动力学和界面持久性之间取得了平衡。
•高环境湿度增强了间歇性的自我再生和循环稳定性。
•一种混合风扇辅助配置成功管理了30,000 W/m2的CPU热负荷。

**术语表**
| 符号 | 描述 | 单位 |
|------------|-----------------------------------------|--------------|
| aw | 水活度 | - |
| A | 热传递面积 | m2 |
| cp | 比热容 | J/(kg·K) |
| DM | 分子扩散系数 | m2/s |
| Deff | 总有效扩散系数 | m2/s |
| DK,eff | 有效克努森扩散系数 | m2/s |
| DM,eff | 有效分子扩散系数 | m2/s |
| dp | 膜孔径 | μm |
| UT | 总平均有效热传递系数 | W/(m2·K) |
| hfg | 水蒸气的潜热 | J/kg |
| hm | 总平均质量传递系数 | kg/(m2·s·Pa) |
| k | 热导率 | W/(m·K) |
| Mw | 水的摩尔质量 | kg/mol |
| ? | 吸附/脱附速率 | g/s |
| Pamb | 环境蒸汽分压 | Pa |
| Psat,sol | 盐溶液表面的饱和蒸汽压 | Pa |
| Psat,water | 纯水的饱和蒸汽压 | Pa |
| Q | 热流（热负荷） | W/m2 |
| Rtotal | 总热阻 | K/W |
| Tamb | 环境温度 | °C |
| Twall | 芯片的平均表面温度 | °C |
| vair | 空气流速 | m/s |
| ΔTcooling | 冷却温差 | °C |
| ΔTwall | 壁温不均匀度 | °C |

**1. 引言**
半导体工艺节点的持续缩小，再加上先进的系统级集成，推动了现代电子产品的微型化和功率密度达到了前所未有的水平。随着功能复杂性的增加，芯片的体积功耗和表面热流呈指数级增长。虽然某些高性能计算处理器面临极端的局部热点问题，但大量的紧凑型电子系统（如便携式电子设备、无处不在的物联网传感器和封闭式电源模块）通常在103至10? W/m2的热流下运行[1]。这种急迫的热聚集对可靠性构成了严重挑战。广泛的研究已经证实，半导体结温度每升高10°C，设备故障率大约翻倍。未经缓解的热积累不仅会导致严重的性能下降，还会造成不可逆的材料损坏，使得热管理成为下一代电子系统的关键瓶颈[2]。

为了解决这些热挑战，散热策略大致分为主动冷却和被动冷却方法。虽然主动系统（例如泵送液体或强制空气冷却）对于极端连续负载非常有效，但它们受到寄生能耗、机械复杂性和较大空间占用的限制[[3], [4], [5]]。对于空间受限和功率敏感的应用来说，被动冷却仍然是最理想且往往是唯一的可行解决方案[[6], [7], [8]]。被动冷却方法本质上符合微型化、轻量化设计、零额外能耗和无声操作的要求。然而，在103至10? W/m2的热流范围内仅使用纯被动机制来维持强大的冷却性能仍然是一个巨大的挑战，需要在热材料和结构设计方面取得创新突破。

基于吸附的蒸发冷却利用了水蒸发的大量潜热（>2000 J/g），成为一种有前景的被动热管理策略[9]。这项技术的有效性主要由吸附剂的吸附能力、动力学和循环稳定性决定。最初的研究主要集中在固体物理吸附剂上，包括传统的硅胶、沸石和活性炭等材料。在这些材料中，金属有机框架（MOFs）因其可调节的孔结构和定制的表面化学性质而代表了最先进的技术。例如，MOF-303和MIL-101(Cr)在20%相对湿度下具有0.38 g/g的吸湿率，在60%相对湿度下具有1.05 g/g的吸湿率[[10], [11], [12]]。纯MOF基散热器通常可以在300至1100 W/m2的中等连续热流下实现最高6至12.6°C的温度降低[13]。此外，像连接基团扩展这样的策略有效优化了它们的工作湿度窗口并降低了脱附能耗[14]。

然而，纯固体吸附剂在更广泛的热管理应用中受到严重的物理化学、动力学和经济限制。主要受表面吸附和孔内凝结的制约，它们的绝对水容量严格受限于内在孔体积，因此远不如吸湿盐高效。此外，这些材料的内部质量扩散系数通常很慢，对于水凝胶约为10?1?至10?11 m2/s，对于MOFs约为10?13至10?11 m2/s，这严重阻碍了水分传输，导致再生速率极慢[13,15]。因此，要在高连续热流下有效冷却，基于水凝胶的冷却系统通常需要主动补水。同时，基于MOF的冷却策略常常因为吸附剂颗粒和基底之间的粘合剂而遭受热量和质量流的不可逆减少。最终，MOFs的高成本（超过10,000美元/千克）也限制了它们的大规模应用[16]。

为了解决这种内在容量差距，通过将高吸湿性盐（如LiCl、CaCl2）浸渍到多孔固体基质中来制备复合吸附剂成为了一种主流方法。在这种复合结构中，从传统的13X沸石和活性炭纤维（ACFs）到先进的MOFs等各种刚性多孔支架，作为容纳活性盐物种的宿主框架[[17], [18], [19]]。这种协同集成优化了吸附动力学：盐提供了强烈的化学水合作用力，以增强水分吸收，而固体基质的微/介孔利用毛细力固定湿润的盐，从而在结构上防止严重的液体泄漏。例如，Xu等人开发的LiCl@MIL-101(Cr)复合材料在30°C和30%相对湿度下实现了0.77 g/g的吸湿率[20]。已经开发了水凝胶-盐复合材料（HSCS），以实现更高的吸湿能力和更低的再生温度（<50°C）[21]。值得注意的是，Lu等人开发的PAM-LiCl水凝胶在30%相对湿度下实现了1.5 g/g的吸湿率，并在吸附和脱附过程之间表现出最小的滞后[22]。为了最大化活性盐的质量，Graeber等人利用聚合物膨胀使每克PAM聚合物的盐载量超过20 g LiCl，从而实现了接近理论极限的93%的吸湿率，同时防止了液体泄漏[23]。为了进一步减少盐的聚集，研究人员将LiCl嵌入聚电解质网络中，如聚(2-丙烯酰胺-2-甲基-1-丙磺酸-PAMPS)。这种方法通过静电相互作用（SO??Li?）固定盐离子，产生大约659 atm的内部渗透压，从而增强了复合材料的吸收动力学和循环稳定性[21]。在这些材料层面的突破基础上，已经在实际设备应用中评估了复合吸附剂的冷却效果。利用ACF-LiCl复合基质的热管理系统实现了最大602 W/m2的等效平均冷却功率[24]。类似地，将PGSA/Alg复合水凝胶集成到散热器上的湿式热电池记录了大约1000 W/(m2·K)的热传递系数和200 kWh/m2的蒸发冷却能力[25]。这些混合复合材料在各种热管理场景中显示出广泛应用性：在商业多晶硅太阳能电池上涂覆一层薄的LiCl-PAM水凝胶，将工作温度降低了17°C，并将效率从14.5%提高到了15.5%[26]；对于便携式电子设备，利用快速吸附动力学的MOF@PVA/CH双层复合材料有效将智能手机表面温度降低了18°C[27]；在建筑冷却领域，由吸湿性水凝胶和多孔PVDF-HFP顶层组成的双层聚合物膜在直射阳光下实现了低于环境温度7°C的冷却降，并具有150 W/m2的冷却功率[28]；对于可穿戴设备，集成的超吸湿膜加速了汗液蒸发，有助于能量收集[29]。尽管这些原型展示了复合固体吸附剂缓解局部热点的可行性，但它们在实际操作环境中的长期可靠性仍面临挑战。基质-盐复合材料，特别是基于盐的水凝胶，在长时间的水热循环过程中容易出现盐析效应和聚合物网络的结构崩塌。

为了规避复合基质的结构退化，并充分利用纯吸湿盐的卓越吸湿能力，选择性可渗透膜封装作为一种替代工程方法出现。例如，纯LiCl在25°C和30%相对湿度下可以吸收大约2.0 g/g的水分，在90%相对湿度下这一能力可提升至9.0 g/g[23]。类似的新兴液体干燥剂（ILs）由于其阴离子结构（[Ac] > [Cl] > [Br]）而表现出非凡的吸湿性，使得[EMIM][Ac]在低湿度条件（即20%相对湿度）下优于传统无机盐[30]。为了将这些巨大的持水能力转化为实际管理，并规避盐液化、结块、缓慢动力学和电子腐蚀风险等问题，Sui等人开发了一种利用LiBr溶液的被动膜封装散热器。在2410 W/m2的应用热流下，该系统实现了11.5°C的最大温度降低，并持续有效冷却约400分钟，展示了3280 W/m2的峰值热 dissipation 能力[31]。为了应对更极端的热负荷，他们进一步提出了一种基于主动膜的微型通道散热器，该散热器具有倾斜的沟槽。通过诱导横向涡流来增强内部混合，这种改进的架构成功处理了高达2×10? W/m2的超高温流，保持了模拟的1纳米节点芯片温度低于353K[32]。在另一个平行进展中，Alberghini等人引入了一种由盐度差异驱动的多级被动冷却过程[33]。该系统利用盐溶液和纯水之间的蒸汽压差，通过疏水性膜从蒸发侧向冷凝侧诱导净蒸汽流动。这一过程无需外部机械作用即可产生冷却效果。这种四阶段模块化系统提供了大约170 W/m2的冷却功率，为紧凑型和被动闭环冷却系统建立了一个新的范例。

虽然这种膜封装范式解决了液体泄漏问题，但它引入了一个新的操作瓶颈：液体盐的低热导率与微孔膜的蒸汽扩散阻力相结合，严重限制了相变动力学。为了解决这一权衡，本研究提出将针翅片阵列集成到膜封装的被动散热器中，以协同增强热量和质量传递。方法上，采用了瞬态计算流体动力学（CFD）建模来阐明微观传输机制[34]。具体来说，利用Q准则，我们评估了特定针翅片几何形状如何诱导局部流体涡流，从而有效地破坏和缓解界面盐浓度极化，从而维持强大的蒸发动力学。此外，这项研究纠正了微孔膜仅作为蒸汽扩散的寄生物理屏障的普遍假设。相反，我们验证了适当缩放的膜能够稳定蒸发前沿，并积极促进更均匀的浓度分布。为了将这些机制见解与实际工程相结合，进行了全面的实验框架。我们系统地研究了系统在连续高温流操作下的整体冷却能力，并彻底评估了其多个间歇循环中的长期自我再生稳定性。最后，通过实际CPU冷却测试验证了这种耦合架构的实际可行性，展示了优越的峰值热抑制和空间温度均匀性。这项工作为下一代紧凑型热管理提供了基本的物理见解和强大的实证框架。

**2. 工作原理和方法**
**2.1. 工作原理**
图1a展示了带有针翅片阵列的盐脱附和膜封装散热器（SDMHS）的内部设计。腔体的内壁涂有石墨烯防腐层。腔体内填充了吸湿性盐溶液，并在顶部用聚四氟乙烯（PTFE）微孔疏水膜密封。在操作过程中，电子设备散发的热量通过导热 grease迅速传递到SDMHS，导致溶液温度及其相应饱和蒸汽压急剧上升。当液体表面的蒸汽压超过外部环境时，会触发一个耦合的热和质量传递过程：
1) **液相扩散**：溶液表面的蒸发减少了界面水分含量，形成了浓度梯度。水分子从针翅片之间的间隙迁移到液膜界面，保持界面处的水活度接近1。
2) **液膜界面相变**：在该界面，水分子吸收蒸发热量并蒸发，产生局部蒸汽压。
3) **跨膜扩散**：扩散机制受膜孔径与水分子平均自由路径的比率控制。随着水蒸气的逸出，它带走了蒸发潜热，导致设备表面温度相应下降。

当设备关闭时，SDMHS冷却到环境温度，导致液体表面的蒸汽压急剧下降。这逆转了蒸汽压梯度，使环境水蒸气通过相同的膜通道被液体吸收。因此，在界面上立即形成了局部高浓度的水区域。水分子随后沿着浓度梯度扩散到液体相中，逐渐稀释溶液，恢复后续冷却循环所需的水分储备，如图1b所示。本研究设计了三种嵌在腔室内的针翅阵列配置：一种是直线排列的稀疏阵列（SP1mm），一种是交错排列的稀疏阵列（XP2mm），另一种是交错排列的密集阵列（XP3mm），如图2d所示。详细的几何参数，包括针翅的高度、直径和间距，在表1中提供。这些针翅具有双重作用：作为高导热性的散热片，并在腔室内充当涡流发生器。首先，铜针翅由于其高导热性，能够有效地将热量从芯片传递到液体相，从而显著缩短了热扩散路径。同时，由高温和低盐浓度流体驱动的浮力作用使流体沿着针翅的侧壁上升。这种流动与针翅之间的低温高盐浓度流体相互作用，诱导剪切层不稳定性，并在阵列中周期性地产生纵向涡流。这些涡流结构有助于将热量和低盐流体连续输送到液膜界面。它们还重新分配了由于界面蒸发而引起的局部盐分积累，使其回到液体主体中。这一过程显著增强了液体相中的对流-扩散耦合，减轻了盐分成分的浓度极化，并防止了通常由蒸发界面处局部高盐浓度引起的冷却效率突然下降。

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图2. 实验系统的设计与配置。(a) 实验系统的示意图；(b) 测试装置的配置；(c) 防水性多孔膜的扫描电子显微镜（SEM）图像；(d) 内部针翅阵列的几何布局。
表1. 针翅和膜的参数。
针翅
高度（毫米）直径（毫米）间距（毫米）体积（毫升）
SP1mm 8/9.8 210.5/5.2 1.35
XP2mm 8/10.2 25.3/2.6 1.35
XP3mm 8/9.8 310.5/5.2 1.36
膜
直径（微米）厚度（微米）孔隙率沸点（兆帕）
1# 0.45 160 0.8 ≥0.08
2# 116 0.8 ≥0.04
3# 516 0.8 ≥0.007
4# 1016 0.8

本研究选择了四种孔径分别为0.45微米、1微米、5微米和10微米的微多孔防水性膜。它们的微观结构通过扫描电子显微镜（SEM）进行了表征，结果如图2c所示。这些膜在被动冷却系统中具有两个基本功能：物理封装和质量传递调节。膜的疏水性防止了液体渗透，确保盐溶液被安全地包含在内且不会泄漏。同时，孔径大小决定了跨膜扩散机制，从而调节质量传递通量。此外，膜孔处形成的凹形弯月面将蒸发限制在液膜界面。这一界面通过与液体主体的对流交换保持相对稳定的盐浓度。因此，界面处的盐活性和水蒸气分压保持较高，防止了自由液体表面常见的高盐浓度导致的蒸气压迅速下降。在总蒸发量受限的条件下，这种浓度极化的缓解部分补偿了膜引入的固有扩散阻力。针翅阵列与膜之间的协同作用将通过以下实验和仿真结果进一步展示。

2.2. 方法论
图2a展示了实验装置，它由聚酰亚胺（PI）薄膜加热板、SDMHS和多参数测量平台组成。PI加热板（尺寸：58毫米×58毫米，最大加热功率：80瓦）作为电子组件的模拟热源。其功率输出可以通过配备编码器的数字控制直流电源无级调节，从0到80瓦，保持负载稳定性≤0.01%±2毫伏。SDMHS使用导热 grease牢固地固定在加热板的上表面，以最小化接触热阻。在加热板的下侧铺设了绝缘云母片和保温泡沫，以防止向下热泄漏并促进单向向上热传递。整个装置放置在高精度电磁分析天平（分辨率：0.0001克，线性误差：0.0005克）上，以监测由蒸发引起的实时质量变化。
为了监测系统的热响应，在加热板的底面上均匀嵌入了九个K型热电偶（线径：0.1毫米）。实验前，这些热电偶在恒温水浴中进行了校准，不确定度为±0.1°C。此外，红外（IR）热成像仪（分辨率：25×192像素，帧率：25赫兹）捕获了顶部膜表面的温度分布，从而评估冷却均匀性。整个装置安置在一个大的玻璃外壳内。外壳内的环境条件——包括温度、湿度和空气速度——由外部空调、加湿器和风扇精确调节，以便在各种模拟环境条件下评估被动冷却性能（见图2b）。
在实验试验中，盐溶液准备了三个质量分数：35%、40%和45%。为了研究初始水分含量和液层厚度的影响，将不同质量的溶液（25克、30克和35克）引入SDMHS腔室。外壳内的环境参数受到严格控制：环境温度维持在20-30°C，相对湿度在40-80%，空气速度在0.1-0.5米/秒。测试期间，PI加热板施加了从2100到3560瓦/平方米一致的热流密度。这个范围是专门为了模拟现代小型电子设备的严苛热负荷而选定的，从而确保实验边界条件准确反映现实世界的热管理挑战。在整个实验过程中，数据采集系统连续记录了九个热电偶的温度曲线、顶部膜的温度变化以及通过IR成像仪获得的瞬态质量变化和输入的电能。一旦模拟芯片温度达到相当于自然对流非冷却状态的临界稳态阈值，实验立即结束，并立即关闭电源。

开发了一个瞬态CFD模型来数值模拟蒸发散热器内的动态脱附过程。该模型系统地解决了强烈耦合的热量和质量传递、蒸发以及受到底部热流作用的盐溶液中的热溶质自然对流。计算域与实验测试部分相匹配，尺寸为58毫米×8毫米×260微米，包括液体池、液-气界面和覆盖在其上的微多孔膜。
为了确保计算可行性同时保持物理真实性，采用了以下假设：
1) 流体流动完全由自然对流驱动，符合被动实验条件。
2) 液相遵循扩展的Boussinesq近似：热物理性质（如ρl、μl）是恒定的，除了浮力项，它由热梯度（βT）和溶质梯度（βw）的线性叠加驱动。
3) 膜下的气体相速度被忽略。膜被建模为薄多孔介质，对其施加有效的蒸汽扩散阻力，并根据实验渗透性进行校准。
4) 界面表面张力完全依赖于温度（σ）。
5) 所有外部墙面都被视为绝热的，除了底部边界受到预定义的热流作用。所有内部固体表面都施加无滑移条件。

2.2.1. 连续性和相位跟踪
在全局不可压缩性假设下，由相变引起的体积变化通过体积流体（VOF）框架中的质量源项来解决。液体体积分数（α）由传输方程控制：
[1] ?α/?t + ?·(uα) = –Smρl
[2] ?·u = 0
其中Sm是由蒸发驱动的界面质量源项（千克/(平方米·秒)，严格限制在界面单元内。

2.2.2. 动量守恒
混合物中的动量传输被建模为：
[3] ?(ρu)/?t + ?·(ρuu) = –?p + ?·[μ(?u + ?uT)] + ρg + αρlg[βT(T－Tref) + βw(w－wref)] + Fsv
这里，扩展的Boussinesq近似应用于液相（α），以考虑热溶质浮力。Fsv = σκ?α表示基于连续表面力（CSF）模型的体积表面张力力，其中σ是表面张力系数，κ = –?·(?α/|?α|)表示界面曲率。混合物密度ρ和动态粘度μ由线性混合规则定义：ρ = αρl + (1?α)ρg 和 μ = αμl + (1?α)μg。

2.2.3. 能量守恒
[4] ?(ρcpT)/?t + ?·(ρcpuT) = ?·(k?T) – SmLvap
其中Lvap是汽化潜热。蒸发引起的散热器被实现为一个专门应用于界面控制体积的体积能量源。

2.2.4. 物种（溶质）传输
液体相中溶解盐的质量传输由以下公式控制：
[5] ?w/?t + ?·(uw) = ?·(D?w)
其中w是盐的质量分数，D是分子扩散系数。在液-气界面，质量传递率（Sm）由溶液表面的饱和蒸气压与环境大气蒸气压之间的差值驱动：
[6] Sm = hmAv[psat,sol(T,w) – pv,∞]
其中Av是界面面积密度（源自VOF梯度|?α|）。hm表示等效的整体质量传递系数。鉴于膜孔径与大气压下水蒸气分子的平均自由路径相当，质量传递过程属于过渡区域。因此，采用了Dusty-Gas模型（结合Bosanquet方程）来全面考虑Knudsen扩散和分子扩散。有效的膜质量传递系数km表示为：
[7] 1hm = MH2ORTδmDeff
通过结合有效的Knudsen扩散系数DK,eff和有效分子扩散系数DM,eff来确定整体有效扩散率Deff：
[8] 1Deff = 1DK,eff + 1DM,eff
具体来说，这两个扩散系数主要由膜的内在几何属性决定：
[9] DK,eff = ετdp3/8RTπMH2O
[10] DM,eff = ετDwa
[11] τ = (2?ε)2/ε
其中δm、ε和dp分别代表膜的内在厚度、孔隙率和平均孔径；τ是基于孔隙率计算的孔隙曲折因子。MH2O是水的摩尔质量，R是通用气体常数。Dwa表示空气中水蒸气的标准扩散系数，经验值为Dwa = 1.19×10?4 T1.75（帕·米2/秒）。其中pv,∞是环境空气中的水蒸气分压，psat,sol是溶液中的水蒸气分压， it考虑了由于溶质存在导致的水活性aw(T,w)的降低：
[12] psat,sol(T,w) = aw(w,T)·psat,water(T)
[13] psat,water(T) = 611.21×exp((18.678?T234.5)×(T257.14+T))
[14] aw(w,T) ≈ 1?k·w

2.2.5. 数值模拟
三维瞬态模拟是在ANSYS Fluent平台上使用有限体积方法执行的。鉴于内在材料数据库缺乏无机盐溶液所需的热物理性质，用户定义函数被编写来更新流体的局部热导率和动态粘度。为了准确捕捉停滞液体池中的浮力驱动自然对流，激活了重力模型，将局部密度变化与动量方程耦合。关于空间离散化，采用了SIMPLE算法来解决压力-速度耦合，从而达到数值稳定性和计算效率之间的最佳平衡。为了保持液-气界面的清晰分辨，使用高分辨率压缩方案对体积流体方程中的对流项进行离散化。同时，对动量、能量和物种传输方程均匀应用了二阶迎风方案，以确保高阶精度。为了在每个时间步骤内宣布迭代收敛，建立了严格的双标准：（i）所有控制方程的残差必须降至10^-5以下；（ii）关键宏观变量（如平均底部温度和界面蒸发率）必须达到稳定平台。迭代中的耦合线性系统利用PARDISO直接求解器高效解决。

2.2.6. 模型验证
在探索内部流体动力学之前，验证计算框架是必要的。图3a展示了三种配置的模拟和实验测量的瞬态温度演变的定量比较：裸露的芯片、带有传统铜换热器的芯片以及在30°C环境温度下的所提出的SDMHS。数值模型准确捕捉了整体热响应，并完美预测了所有场景的稳态温度，分别约为120°C、80°C和72°C。对于SDMHS配置，在最初的瞬态加热阶段（0–30分钟）观察到了明显的偏差，其中模拟温度上升速度比实验轨迹快。这种差异是可以接受的；主要是由于数值模型中理想化的热接触假设和物理封装材料以及粘合剂的简化热惯性（热容量），它们实际上延迟了实际实验设置中的热量传播。尽管如此，稳态收敛性和整体动态趋势的一致性从根本上证实了当前多相模型在后续结构分析中的准确性和可靠性。下载：下载高分辨率图像（611KB）下载：下载全尺寸图像

图3. 瞬态热模型验证和理论电阻网络。(a) 对比裸芯片、铜六边形和芯片-SDMHS的模拟与实验瞬态温度曲线。(b) 一维热电阻和质量传递电阻网络的示意图。

2.3. 数据处理和不确定性分析
为了定量评估SDMHS的热管理性能，定义了一组关键指标，主要包括冷却温降（ΔTcooling）、壁温不均匀性（ΔTwall）、脱附/吸收率（m˙）、蒸发冷却功率密度以及脱附与吸收的质量比（DAR）。
为了将金属结构的显热冷却贡献与相变效应分开，冷却温降通过两个不同的参数来系统地表征：
绝对冷却温降ΔTabsolute表示由SDMHS冷却的芯片与没有任何散热器的裸芯片之间的总温度差。[15]
ΔTabsolute = Tbare－chip－Tchip－SDMHS
潜热冷却温降ΔTlatent定义为装有相同尺寸固体参考散热器的芯片与装有SDMHS的芯片之间的温度差。这个参数专门提取了由水分脱附相变带来的增强冷却效果。[16]
ΔTlatent = Tchip－cooperhex－Tchip－SDMHS
热不均匀性ΔTwall定义为芯片上所有测量点之间的最大温度差。较低的ΔTwall表示更好的空间热分布，这对于缓解局部热应力和防止芯片热点至关重要。[17]
ΔTwall = Twall,max－Twall,min
瞬态脱附/吸收率（?），以g/s或g/10s表示，量化了系统每单位时间脱附或吸收的水蒸气质量，通过高精度天平动态测量。[18]
m˙ = msol(τ)－msol(τ+Δτ)Δτ
在冷却阶段，脱附通过蒸发热来散热。相应的蒸发冷却功率密度qde，以W/m2表示，基于有效持续时间τeff和加热面积A计算得出：[19]
qde = hfg·Δmsolτeff·A
其中Hfg表示水的蒸发热。为了评估长期循环能力，引入了脱附-吸收质量比（DAR），定义为冷却阶段脱附的水蒸气质量与再生阶段吸收的水蒸气质量之比。接近1.0的值表示理想的质量平衡，确保了可持续运行，而DAR>1.0表示净水分损失。[20]
DAR = mdemab
为了从机械上阐明SDMHS内的热量和质量传递瓶颈，建立了一个一维电阻网络模型，由相互连接的串联和并联组件组成（如图3b所示）。
总热电阻，量化了从热源到周围环境的整体热耗散阻抗，由以下公式定义：[21]
Rtotal = Tchip－Tamb
Q = Rcu + Rliquid + Rmem + Rair = δcu/λcu + 1/hliquid + δmem/λmem + 1/hair
其中Q是总加热功率，Rcu、Rliquid、Rmem和Rair分别代表铜基板、盐溶液/针翅复合层、多孔膜和外部环境空气边界层的热电阻。
为了全面评估SDMHS的散热能力，引入了整体传热系数，表示整个系统单位温差下去除的热流量：[22]
U = Q/AΔTm,avg
其中A是有效加热面积，ΔTm,avg是准稳态有效冷却期间τeff的时间平均温差：[23]
ΔTm,avg ≈ 1τeff∫0τeff(Twall(τ)?Tamb)dτ
这里，Twall,i是由热电偶阵列在给定时间步长记录的算术平均表面温度。相应地，水分脱附过程由水蒸气分压梯度驱动。为了评估蒸汽传输效率，定义了整体质量传递系数，表示单位分压梯度驱动的蒸发质量流量：[24]
hm = ΔmsA·Δpm,avg
其中Δms是由精密天平测量的实时蒸发质量，Δpm,avg是τeff期间蒸发界面与环境空气之间的时间平均分压差：[25]
Δpm,avg ≈ 1τeff∫0τeff(pwall(τ)?pamb)dτ
所有传感器和测量仪器在实验前都经过了严格的校准。功率计在4.0 kW范围内具有±0.20%的全刻度精度。精密天平的测量精度为±0.1 mg，最大容量为320 g。热电偶的精度为±0.1°C，反应器的结构制造公差严格控制在±0.1 mm以内。
对于间接计算的参数，如整体传热系数（U）和整体质量传递系数（hm），采用了标准的Kline-McClintock误差传播来评估最大潜在偏差。以整体传热系数为例，其相对不确定性（δU/U）可以明确展开并结构化说明如下：
δUU = ±(δQQ)2 + (δTwall)2 + (δTamb)2(Twall－Tamb)2 + (δAA)2
其中δQ、δA、δTwall和δTamb分别表示施加的热流量、加热面积、表面温度和环境温度的绝对仪器不确定性。应用这一严格的数学框架，所有关键直接和间接参数的综合最大不确定性被计算并总结在表2中。U和hm的最大相对不确定性分别为±0.46%和±1.12%，证实了实验测量的高可靠性和可重复性。

表2. 参数不确定性。
测量不确定性
符号 值
冷却温降 ΔTcooling ±0.1K
热不均匀性 ΔTwall ±0.1K
总热电阻 Rtotal ±0.48%
有效传热系数 U ±0.46%
有效质量传递系数 hm ±1.12%

3. 结果与讨论
3.1. 持续运行条件下的性能分析
3.1.1. 热性能和蒸发动态
为了全面评估所提出的SDMHS的实际冷却效果，在受控的夏季室内条件（24.5°C和52%RH）下进行了6小时的连续冷却实验，基线热流量为2670W/m2。SDMHS的热响应系统地与未冷却的对照组和传统的铜鳍片散热器进行了对比。如图4a所示，裸加热表面经历了严重的热积累，达到了120°C的最高温度。铜鳍片散热器的集成将这一峰值温度降低到了82°C。显著的是，SDMHS的实施进一步将最高温度抑制到了73.2°C。在瞬态阶段，最大的瞬时冷却温降达到了25.68°C，而整个6小时期间的平均冷却温度降低稳定在19.5°C。具体来说，由潜热驱动的温降始终维持在12.60°C。

图4. SDMHS连续冷却性能的特性。(a) 不同冷却配置下加热表面温度的瞬态变化及相应的温度降低；(b) 铜六边形组和SDMHS组的空间热不均匀性；(c) SDMHS的瞬态蒸发质量流量；(d) 红外热成像图，显示了三组的表面温度分布和热点缓解情况。
除了绝对温度降低之外，SDMHS在缓解局部过热方面展示了出色的能力。如图4b和c所示，红外热成像和热电偶阵列数据显示，裸加热器表现出严重的空间热不均匀性（ΔT = 28.9°C）。虽然铜散热器将这一梯度改善到了7.8°C，但SDMHS的相变蒸发冷却机制从根本上优化了热场，实现了2.8°C的表面温度均匀性。这种高度均匀的热分布对于防止热点引起的退化和确保电子设备的长期可靠性至关重要。
宏观热演变从根本上受到SDMHS内瞬态质量传递动力学的控制，最初SDMHS包含30.18克盐溶液（35 wt%浓度），被10 μm微多孔疏水膜包裹。如图4c所示，在初始加热阶段，溶液温度相对较低。因此，液面的饱和蒸汽压Psat,sol低于环境分压Pamb，导致轻微的水分吸收状态（表现为瞬间的负质量流量）。随着显热加热的进行，Psat,sol呈指数级上升，为强烈的蒸发提供了强劲的驱动力。在这个最佳工作阶段，蒸发速率保持高度稳定，峰值达到1.02×10?3 kg/s。前4小时的平均蒸发速率为8.1×10?4 kg/s，产生的最大/等效潜热耗散为993/606 W/m2。然而，随着水的不断蒸发，实验结束时剩余的液量减少到12.76克，而固溶体浓度则内在地浓缩到64 wt%。这种逐渐的浓缩从根本上减弱了质量传递的热力学驱动力。
此外，尽管液层内发生了由密度梯度引起的自然对流，但它不足以完全破坏浓度边界层。这种局部浓度极化导致界面盐浓度显著高于本体相，进一步抑制了水的活性和蒸发。因此，当本体浓度达到60-64 wt%时，蒸汽压差从1.2 kPa急剧降至仅0.4 kPa。最终，Psat,sol衰减到与Pamb相匹配，使系统进入动态吸收-释放平衡状态，其中净质量流量围绕零波动。在这个节点，潜热冷却效果耗尽，系统的热能力严格降至其显热限制。
基于这种退化机制，SDMHS的有效冷却持续时间（τ）被正式定义为加热表面温度超过其显热限制之前的时间窗口。
3.1.2. SDMHS的操作边界
为了全面绘制SDMHS的热力学和动力学边界，并优化峰值冷却能力和有效持续时间（τ）之间的权衡，系统地评估其核心驱动参数是必要的。这些参数包括内在系统变量（热负荷、载体液体几何形状、初始溶质浓度）和外在环境条件（环境温度、相对湿度和空气速度）。
3.1.3. 热负荷的影响
为了评估所提出系统的负荷适应能力和热管理限制，在逐步变化的2100、2700和3300 W/m2的热流量下进行了连续6小时的冷却实验，如图5a所示。在这些不同的热负荷下，带有铜六边形的芯片的温度代表了SDMHS的纯显热冷却阈值，分别稳定在65.9、78.3和86.3°C。随着SDMHS蒸发机制的完全激活，系统表现出显著的热缓解。在相变主导阶段（最初的3小时），平均潜热驱动的温降分别在三个功率水平上达到了6.4、11.7和15.1°C，峰值瞬时潜热降分别高达20.3、26.8和30.7°C。同时，平均绝对温降分别达到了34.4、52.7和63.9°C。

这些定量发现揭示了施加的热生成功率与SDMHS相对冷却效果之间的正相关关系。随着热负荷的增加，潜热耗散对整体冷却能力的贡献显著增加。从动力学角度来看，较高的热流量本质上提高了液体的饱和蒸汽压，从而扩大了质量传递的驱动力。因此，在高功率条件下，蒸发动力学显著加速，导致冷却效率自我增强。
3.1.4. 溶液的协同效应
SDMHS的瞬态蒸发动力学受到载体液体初始状态的显著影响。如图5b和c所示，由有效冷却持续时间（τ）和平均温度降低表征的整体冷却性能由溶液厚度（δ）及其初始浓度协同决定。图5c中的3D图表直观地阐明了他们的整体协同模式：最佳冷却性能出现在溶液厚度最大和初始浓度最小的组合情况下。任何一个单独参数的恶化都会导致整体冷却性能显著的逐步下降。
增加载体液体体积（通过厚度δ）可以有效地扩大液体库存，直接增强总冷却能力。例如，在给定浓度下，将δ从5.8增加到9.8 mm，相应的初始溶液质量分别为26.39、36.44、44.59克，显著地将τ从198分钟延长到385分钟，同时将平均绝对温降从46.1°C提高到51.3°C，平均潜热降从9.01°C提高到14.3°C，整个6小时周期内。图5c中的瞬态曲线进一步证实，较大的溶液厚度在整个工作循环中始终能够维持较低的工作温度。相反，溶液浓度决定了蒸汽压梯度和蒸发驱动力，表现出更复杂的瞬态行为。通常，较低的浓度会产生更高的平均温度降低效果，将有效冷却时间从244分钟延长到300分钟，并使平均潜热冷却降幅度从12.8°C增加到15.7°C。如图5c所示，较低的初始浓度（例如25%）提供了更快的初始蒸发速率，从而在早期阶段产生最低的温度。然而，这种剧烈的早期蒸发会加速局部浓度极化和溶质快速积累，最终导致一个转折点。超过这个点后，低浓度组的蒸发速率会急剧下降，导致其温度迅速上升，超过了高浓度组（例如45%）的温度，后者虽然蒸发过程较为温和，但持续时间更长。因此，实现最佳的热管理需要一个协同平衡：较大的厚度确保了足够的总冷却能力，而适当的浓度则调节了瞬态蒸发速率，以防止性能过早退化。

3.1.5 环境条件的协同效应
环境参数，特别是空气流速（vair）、相对湿度（RH）和环境温度（Tamb），通过调节耦合的热和质量传递动力学，协同控制SDMHS的操作边界。如图5d的瞬态参数分析所示，空气流速通过对流质量传递显著影响蒸发速率，从而决定了冷却温度降幅度。将vair从0.1米/秒增加到2.4米/秒可以有效减小空气动力边界层，这会突然加快初始蒸发速率（在第二小时达到超过4克/小时的峰值），并产生巨大的瞬态温度降。然而，这种剧烈的溶剂消耗会引发过早的浓度极化和粘度激增，迫使高流速系统过早地脱离以相变为主导的状态。此外，如图5e所示，不同流速引起的蒸发速率差异在后期逐渐减小，最终呈现出相反的趋势，即较低流速下的蒸发速率更高。同时，较高的空气流速增强了显热冷却贡献，从而将整个芯片的工作温度保持在一个较低的基线上。值得注意的是，高速对流会在温度和质量数据信号上引起更明显的波动。

同时，环境湿度作为主要的热力学边界限制。在70%的高相对湿度（RH）下，膜界面与周围空气之间的蒸汽压差减弱，阻碍了脱附动力学。然而，瞬态温度和累积质量曲线显示，湿度的影响明显不如空气流速显著。在最初的2小时内，不同RH水平下的温度和质量曲线几乎重叠。随着溶液浓度随时间的逐渐升高，70%RH环境的抑制效应显现出来：累积的蒸发质量减少，温度逐渐上升。这表明，尽管低湿度对长期冷却有益，但在高湿度条件下，系统仍然能够保持高度活跃和有效的热管理。

最后，环境温度的变化（例如从18°C到30°C）主要压缩了环境热梯度，这不可避免地提高了基线显热工作温度。尽管如此，绝对潜热冷却效率表现出显著的稳健性。不同温度下几乎重叠的累积蒸发轨迹从物理上确认，在高热流条件下，局部质量传递驱动力主要由内部热量生成维持，基本上不受温和室温波动的影响。

3.1.6 SDMHS的操作边界
基于多参数敏感性曲线（图5f），可以清晰地划分SDMHS的操作边界和控制优先级。雷达图显示了显热和潜热处理的不同形态特征。绝对冷却性能受到热负荷的严重限制（占敏感性的44.1%），表明管理热输入是深度冷却的主要前提。相反，潜热冷却能力对空气流速的依赖性较大（占敏感性的33.4%），强调空气质量流量是质量传递的主要驱动力。此外，环境条件（空气相对湿度和温度）和溶液状态参数（初始浓度和深度）构成了次要的操作边界。值得注意的是，空气温度对两种冷却指标的影响可以忽略不计（<4%），这使得SDMHS在不同气候条件下具有出色的环境适应性。从实际操作的角度来看，为了动态优化整体冷却性能，控制系统应优先调节空气流速以匹配瞬态热负荷，同时保持溶液深度和浓度在一个相对稳定的范围内。

3.1.7 销售鳍配置和膜的影响
SDMHS中的销鳍阵列通过改善内部热传导来增强自然对流，从而增强了液相中的对流-扩散耦合。这种耦合的热和质量传递减缓了盐分成分的浓度极化，从而维持了更高的蒸发通量并延长了有效冷却时间。为了系统地评估这一点，进行了实验和数值模拟。如图6a所示，1毫米销鳍散热器的最大潜热冷却降为19.36°C，而XP2毫米和XP3毫米组分别达到了27.12°C和28.67°C。XP2毫米和XP3毫米阵列的平均冷却能力分别比SP1毫米基线提高了99.5%和145.7%。这种动力学增强还通过蒸发动力学（图6b）得到了进一步证实，其中XP3毫米的蒸发速率严格优于XP2毫米和SP1毫米阵列。此外，销鳍配置还提高了空间温度均匀性。与传统的铜鳍散热器（最大温度差ΔTmax=11.2°C）相比，SP1毫米、XP2毫米和XP3毫米阵列的实施将ΔTmax分别降低了38.4%、67.0%和83.9%。值得注意的是，在6小时的连续运行中，XP3毫米阵列有效管理了4260瓦/平方米的热负荷，表示容量扩大了59%。

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图6. 内部鳍几何形状和膜孔径对多相热和质量传递的影响。（a）不同销鳍配置下的瞬态温度演变和（b）随时间变化的蒸发质量。（c）不同销鳍几何形状下的流线、温度等高线和Q的空间分布模拟结果。（d）沿销鳍不同位置的Q的定量分布。（e）不同膜孔径下的瞬态温度和蒸发质量。

为了从机制上阐明这些宏观观察结果，通过CFD模拟分析了瞬态热力学耦合。图6c和d显示，温度和浓度梯度共同在相邻销鳍之间诱导了对称的涡流结构。这种局部的高速循环作为内在的泵送-混合机制，迅速将高温、低浓度的流体输送到蒸发界面。至关重要的是，为了定量验证不同鳍几何形状引起的扰动强度，使用数学上的Q准则评估了局部涡流强度。定量分析显示，沿鳍高度变化的Q值具有高度动态性，这在数学上与局部温度梯度一致。从几何上看，增加销鳍直径同时缩小间距会缩小循环中心，强制流体从底部到顶部进行强烈的更新。在评估的不同拓扑结构中，圆柱形销鳍表现出最强烈的流动动力学。与矩形鳍不同，矩形鳍的尖锐几何角会导致过早的流动分离和动能损失，而圆柱形鳍的平滑气动轮廓减少了粘性阻力。这促进了相邻鳍之间的大规模、高能量和连贯的循环效应的发展。相比之下，锥形鳍虽然会产生局部的高速射流，但其锥形几何形状限制了总体循环体积。最终，圆柱形阵列产生的强大而连续的涡流在机械上破坏了热和浓度边界层，从而提高了表面更新效率。

这种局部流体现象宏观上转化为降低了传输阻力。如表3所示，带销鳍的SDMHS的总热阻相比无鳍基线降低了12.3%至48.1%。同时，总体平均传热系数提高了多达41.0%，平均质量传递系数增加了46.3%。最终，销鳍阵列不仅扩大了热传递面积（最多增加了56.5%），还通过量化的涡流混合有效抑制了浓度极化，确保了持续的、稳健的脱附冷却效果。

表3. 有和没有销鳍的散热器参数
有销鳍的散热器
0毫米 1毫米 2毫米 3毫米
稳定温度（℃） 85 82 75 72
平均温度差（K） 57 50 44 41
总热阻（K/W） 6.35 5.57 4.90 4.07
有效面积（×10^3m^2） 4.00 4.80 5.56 6.26
总体传热系数 U（W/(m^2·K)） 39.37 43.60 49.93 55.52
总体质量传递系数 hm（×10^2g/(m^2·Pa) 7.45 8.36 9.42 10.90

除了液相中的涡流混合外，瞬态冷却性能还对气-液界面的微观结构敏感。如图6e所示，进行了未包封液体池和具有不同孔径（0.45～10微米）的包封配置之间的比较实验，以评估质量传递阻力与蒸发稳定性之间的相互作用。在所有配置中，10微米膜表现出最佳的冷却性能，实现了最高的最大瞬态温度降低幅度21.47°C，以及最高的时间平均总体温度降幅度16.48°C。这一优越性从根本上源于蒸发动力学和浓度稳定性之间的宏观平衡。对于裸露的液体表面，剧烈的初始汽化会导致边界层中的快速、局部水分损失。由于整体溶液的向上扩散无法跟上这种极端的界面耗尽，因此会发生局部过饱和。由此产生的固体盐壳严重覆盖了气-液界面，过早地抑制了进一步的潜热传递。相比之下，10微米多孔基质起到了有效的动力学缓冲作用。它适度调节了初始蒸汽流量，使蒸发速率与内部质量传递能力相匹配。这种调节防止了表面的突然干燥，从而在引入轻微的物理扩散屏障的情况下，仍提供了更持久和更优越的总体潜热冷却能力。

相反，减小孔径（dp=0.45至1.0微米）会显著降低系统性能，因为气相扩散机制发生了根本性变化。虽然在10微米孔中的蒸汽传输主要由低阻力分子扩散主导，但在亚微米孔中则转变为高度限制性的克努森扩散，严重阻碍了潜热通量。因此，使用优化的销鳍与10微米膜相结合提供了实用的平衡。

3.2 被动冷却散热器的循环性能
在实际电子设备中，产生的热量通常是间歇性的和不连续的，由波动的计算负载驱动。在这种瞬态条件下，高效的热管理需要一个不仅具有卓越冷却性能，而且在多个周期内也能展现出强大自我再生能力的散热器。在设备关闭期间，显热的快速散失会导致溶液温度急剧下降，从而降低液-汽界面处的局部蒸汽压。这种热力学反转从根本上改变了质量传递梯度的方向，使环境水蒸气被吸收到吸湿性盐溶液中。这种自我充电机制补充了内部水分储备，为后续操作阶段锁定了潜热冷却能力。本节系统地评估了在间歇性热负荷下自驱动SDMHS的循环自我再生动力学和热稳定性。

在30分钟加热和30分钟休息的间歇测试中（30 + 30分钟），实验测量的脱附与吸收质量比从大约1.5降低到1.19。这个持续高于1的比例表明存在根本性的质量传递不平衡，说明操作期间的水分损失始终超过再生期间的水分吸收。这种水分亏损源于两个相互关联的机制。从热力学上看，高温脱附阶段产生的蒸汽压驱动力显著超过了休息吸收阶段。从动力学上看，热惯性延迟了相变过程：在初始冷却期间，剩余的显热维持了高蒸汽压，延长了脱附过程，从而缩短了有效吸收窗口。因此，每个周期都会累积净水分亏损，逐渐浓缩盐溶液并降低冷却效率。在严格的10个周期连续测试中，总体冷却温度降幅度明显下降，从初始周期的52.0°C下降到第十周期的46.2°C。更严重的是，作为高效散热主要驱动力的潜热冷却温度降幅度显著恶化，从16.1°C降至5.8°C。为了排除材料退化对这种能力减弱的影响，在10个周期后对PTFE多孔疏水膜进行了测试后的SEM表征。如图7e所示，膜在重复的脱附-吸收循环后没有显示出明显的结构变形或孔隙堵塞。这种微观结构稳定性证实了聚四氟乙烯（PTFE）薄膜具有出色的循环耐久性，从而验证了观察到的性能下降完全是由于热力学质量传递不平衡造成的，而非物理膜本身的限制。潜在冷却能力累计损失了10.3°C，这直观且深刻地强调了优化再生策略的紧迫性。

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图7. SDMHS在间歇操作下的循环自我再生和瞬态热性能。(a) 30分钟+30分钟测试期间的表面温度及相应的冷却温度降profil。(b) 30分钟+60分钟测试期间的热profil。(c-d) 在(c) 30分钟+30分钟循环测试和(d) 30分钟+60分钟循环测试期间的解吸/吸收速率以及动态溶液质量变化。(e) 10次操作周期前后疏水性多孔膜的表面电镜（SEM）图像。(f) 性能基准比较。

为了阐明自我再生过程的时间限制，本研究延长了休息时间，建立了30分钟+60分钟的循环测试。值得注意的是，解吸与吸收的质量比最初飙升至约2.02，然后逐渐下降到1.25。从机械角度来看，在60分钟的休息期间，由于热惯性，溶液保持了相对较高的温度。这种升高的温度在早期休息阶段促进了解吸而不是吸收，加剧了水分的消耗。尽管发生了热降解，但在10次循环后，潜在冷却能力的衰减较小（3.5°C），并且壁温的基线升高也较低（4.2°C）。进一步扩展的30分钟+90分钟和30分钟+120分钟的测试表明，解吸与吸收的比例逐渐趋近于约1.2:1的极限。这一平台表明，自我再生主要受到热力学瓶颈的限制，而不是动力学时间限制。具体来说，随着溶液吸收水分而稀释，其蒸汽压力逐渐与周围空气达到平衡，导致吸收驱动力趋于零。一旦达到这种热力学平衡，仅仅延长休息时间也无法进一步提升水分恢复能力。

除了时间调整外，环境相对湿度（RH）作为控制循环稳定性的关键热力学调节因子。随着环境RH从40%增加到80%，在相同的操作时间间隔下，解吸与吸收的质量比系统地下降。值得注意的是，在高湿度条件下，时间比例为1:4（30分钟+120分钟）时，该质量比成功达到了1:1，实现了完全的动态质量平衡。从机制上看，较高的环境湿度在加热阶段压缩了蒸发驱动力，同时在休息阶段放大了水分吸收驱动力。这种热力学变化有效地抑制了盐浓度的积累速率。

为了全面评估所提出的SDMHS的热管理效率，与最近文献中报告的代表性被动吸附冷却技术进行了基准比较（如图7f所示）。必须客观地指出，由于研究之间的固有实验差异（从基线参考的选择（例如，裸露表面与相同尺寸和材料的商用散热器）到不同的环境条件），实现完全标准化的对齐是具有挑战性的。因此，这种比较主要关注由输入热负荷和最大瞬态潜热降（即，在减去基线显热贡献后的有效蒸发冷却减少量）界定的宏观操作范围，并结合了可用的蒸发冷却功率数据。

如图所示，依赖传统固体干燥剂（如纯MOFs或标准复合材料）的系统主要在低热负荷（<1500?W/m2）下运行。它们提供的潜热降通常低于16°C（值得注意的是，这些数据通常是针对完全未冷却的基线计算的），并且表现出相对受限的绝对冷却功率（范围从136到344?W/m2）。当热负荷超过2000 W/m2时，相关的膜封装液体系统显示出更高的承载潜力。它们的峰值潜热降通常在20°C以下，代表性的冷却功率约为409?W/m2。在本研究中，如图所示，在2670?W/m2的输入热流下，系统实现了最大的纯潜热降25.6°C，以及在代表性条件下的平均蒸发冷却功率606W/m2。这些数据表明，针肋阵列的结构集成有效地通过增强内部混合来缓解界面浓度极化，使系统能够维持稳定的相变动态，并提供了一种实用且可行的工程方法来优化被动蒸发冷却系统中的耦合热和质量传递。

3.3. 电子元件散热能力的演示

为了评估所提出系统在真实计算负荷下的实际热管理能力，我们在实际的商用CPU（Intel? Xeon? E5-2630V4，85W TDP）上部署了散热器（SDMHS）进行测试。为了有效覆盖这种商用处理器相比于之前被动测试中使用的亚尺度模拟芯片的更大热占用面积，SDMHS的尺寸大约放大到了10×7×1cm。此外，虽然前面的部分关注了纯被动SDMHS的内在机制，但现代高功率处理器通常会产生极高的局部热流（高达30,000?W/m2），这本质上需要强制对流。因此，为了与商用冷却模块建立严格公平的基准，将一个低功率的辅助风扇集成到SDMHS中（标记为SDMHS-F），明确地将系统转变为混合热管理模式。这种混合配置不仅满足了标准设置的几何边界条件，而且还积极地减少了膜界面的蒸汽积聚，从而在极端负荷下最大化了质量传递驱动力。当尺寸增加到10×7×1cm并加入风扇后，模块的最大热处理能力提升到了30,000?W/m2，伴随着0.00232?kg/s的蒸发率。

CPU表面温度在三种配置下被连续监测：所提出的SDMHS-F、带有风扇的标准商用铜鳍散热器（CFHS-F）以及带有风扇的优质热管辅助铝鳍冷却器（HP-AFHS-F），如图8a所示。

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图8. 实际计算机环境中SDMHS的冷却实验。(a) 三种类型散热器的实验设置和参数；(b) 连续冷却性能；(c) 间歇冷却性能。

在标准AIDA64系统稳定性测试驱动的连续高热负荷（21000-30000?W/m2）下，详细记录了三种配置的瞬态热响应。如图8b所示，结果表明，SDMHS-F成功将CPU的峰值温度控制在54.3°C，与商用CFHS-F相比，实现了6.4°C的净温度降低。重要的是，尽管SDMHS-F的固体热交换面积大约减少了72%，但它仍然实现了这种优越的热缓解效果，这突显了界面潜热相对于纯显热传导的内在热力学优势。另一方面，尽管优质HP-AFHS-F提供了更大的绝对温度降，超过了15°C，但其巨大的体积（大约是SDMHS-F的11.7倍）带来了严重的空间限制，从根本上限制了其在高度空间受限的微电子产品中的应用。

在模拟典型日常操作的间歇计算工作负载下，SDMHS-F表现出增强的热韧性。计算任务的开启-关闭循环提供了重要的动态再生窗口，驱动内部吸湿池通过环境水分吸收不断恢复其潜热能力。得益于这种原位的质量传递补偿，SDMHS-F相对于基线CEHS-F的平均温度降进一步扩大到了7.5°C（如图8c所示）。总体而言，这些系统层面的演示不仅验证了放大混合对流策略的工程可行性，还证明了SDMHS在峰值热抑制、多维度温度均匀性和长期循环稳定性之间实现了最佳的动力学权衡，同时以最低的几何成本提供了高效的熱管理范式。

4. 结论

本研究提出了用于微电子技术的盐驱动膜散热器（SMDHS）的概念化、制造和多物理验证。在纯被动模式下，承受3560?W/m2的代表性负荷时，SDMHS能够持续有效的蒸发6小时，实现了28.7°C的峰值温度降低和15.55°C的平均温度降。更值得注意的是，它抑制了空间温度不均匀性，将加热表面的温差从11.2°C显著降低到了1.8°C。这一性能的主要驱动机制通过耦合的热-水动力学建模得到了全面阐释。至关重要的是，局部Q准则的定量分析证实，优化的内部针肋阵列不仅提供了高导热的热路径，还内在地产生了局部涡流混合。这些量化的动态涡流机械性地打破了浓度边界层，减少了极化，提高了平均冷却能力145.7%，并降低了总热阻28.1%。此外，集成了一种优化的10?μm多孔膜，建立了协同的多尺度架构。这种配置完美平衡了封装，防止了盐的泄漏和腐蚀，并实现了界面相变动力学。

该系统在长期间歇操作中也表现出韧性。在10次循环测试中，尽管累计水分损失导致绝对潜热能力有所减弱，但多维度的热均匀性保持高度稳定，始终将表面温差控制在3°C以内。广泛的循环评估表明，环境湿度决定了自我再生的效率：高湿度环境略微限制了峰值瞬态蒸发，但显著加快了吸收恢复。因此，纯被动SDMHS范式特别适用于具有足够空闲间隔的间歇计算场景。为了向连续、高密度的热管理过渡，该模块的可伸缩性在商用CPU平台上得到了证明。通过转变为混合辅助模式（SDMHS与低功率风扇耦合），该系统能够承受高达30000?W/m2的连续热负荷，持续将核心CPU温度限制在55°C以下，并且比庞大的商用CFHS-F在体积占用方面具有5–7.5°C的优势。

虽然SDMHS为在间歇或中等高热流下运行的空间受限设备（例如，物联网边缘节点和紧凑型电源模块）引入了稳健的热管理范式，但仍有一些关键前沿需要进一步探索。目前，延长有效连续操作时间（τ）不可避免地需要增加液体层厚度，这反过来又加剧了热传递阻力并引发了更深的浓度极化。解决这一根本性权衡至关重要。基于此处揭示的热-水动力学耦合机制，我们正在进行的研究专注于合成新型干燥剂复合材料和设计一种双效应、自我维持的蒸发架构，旨在从根本上克服被动热管理系统在不间断操作场景下的再生瓶颈。

Bicui Ye：概念化、数据管理、形式分析、资金获取、调查、方法论、监督、撰写——审阅与编辑。Xin Liu：数据管理、调查、验证、撰写——初稿。Jun Shen：监督。Suola Shao：调查、方法论、撰写——审阅与编辑。Sen Yang：调查、软件、撰写——初稿。Xiaofei Zhang：数据管理、形式分析、调查、验证。

Bicui Ye | Xin Liu | Jun Shen | Suola Shao | Sen Yang | Xiaofei Zhang