低溫循環老化航空鋰離子電池熱失控的爆炸危險性

關鍵詞：熱失控；循環老化；航空鋰離子電池；爆炸極限；低溫環境

電動航空器逐步成為航空業向綠色低碳方向轉型的重要載具[1-3]，全球已有大量電動航空器構型成功試飛并取證[4-6]。鋰離子電池因其超高能量密度和超長使用壽命，成為現有電動航空器的首選電力來源[7-8]。航空動力鋰離子電池通常以電池包的形式密集分布在飛機機腹或機翼等關鍵位置，能量密度大，內部含有多種化學物質，鋰離子電池在老化、振動、異物刺穿、失火高溫以及短路等工況下，極易發生熱失控，進而導致電池包內部出現高溫、高壓以及可燃氣體爆炸的險情，對機體結構和乘員安全構成極大威脅[9-11]。此外，運行環境對于鋰離子電池熱失控危險性的影響十分顯著，其中溫度因素尤為突出。中國近43%的陸地冬季氣溫為?20～0℃，美國西北部、北歐及東歐等高緯度地區冬季常會面臨?10℃以下的低溫環境。鑒于電動航空器運行場景的低空化，且系統通常不具備加溫功能，因此，系統研究航空鋰離子電池在低溫環境中的表現對于確保電動航空器的高效性和安全性十分重要[12]。

對鋰離子電池熱失控危險性的研究已取得了一定的成果。Ng等[13]研究了低溫環境下鋰離子電池電極鍍鋰的腐蝕對電池產氣情況以及電極結構的影響，發現極端低溫會導致電極高應力區域形變更明顯，且會造成電池釋放易燃有毒氣體。Fu等[14]探討了低氣壓環境下航空鋰離子電池的熱失控特性，發現與常壓條件相比，低氣壓環境下航空鋰離子電池熱失控的發生時間顯著延遲，且峰值溫度較低。Zhang等[15]測量了不同荷電狀態（stateofcharge，SOC）的鋰離子電池在熱失控時釋放的可燃氣體的爆炸極限及其爆炸強度，發現隨著電池荷電狀態的升高，爆炸下限先上升后降低，爆炸上限持續上升。Deng等[16]結合多種熱失控觸發模式，針對鋰離子電池熱失控各類參數進行了危險性分析和比較，發現過充與加熱聯合作用下的熱失控會使安全閥開啟時間最早，危險性最高。Baird等[17]對不同包裝、陰極材料及荷電狀態的鋰離子電池熱失控氣體成分進行了研究分析，并運用LeChatelier公式和Jones表格等4種方法計算了這些氣體的爆炸極限。楊娟等[18]開展了鋰離子電池常溫循環老化實驗，研究了循環老化對電池熱失控氣體爆炸危險性的影響，并提出了熱失控氣體的原位檢測方法。Zhang等[19]對高溫環境中充放電對鋰離子電池熱失控氣體爆炸極限的影響開展了實驗研究，發現對鋰離子電池在40℃的環境下充放電其熱失控氣體的爆炸下限最低。Yang等[20]通過采用不同的熱失控觸發方式，實驗研究了觸發方式對鋰離子電池熱失控傳播蔓延情況的影響，發現整體過熱的觸發方式所需時間最長，但熱失控傳播速度最快。楊娟等[21]從電池熱失控沖擊距離與電池包厚度等角度出發，研究了鋰離子電池包體在電池熱失控噴射沖擊下的受損程度，綜合分析了熱失控噴射溫度和沖擊力危害，為航空動力鋰離子電池包的電芯間距設計以及輕量化設計提供了重要參考數據。

綜上所述，目前關于鋰離子電池熱失控危險性的研究多集中于觸發方式、氣壓及荷電狀態等常溫下新電池的參數，然而，航空動力鋰離子電池在實際應用中會經歷低溫環境下的循環充放電，導致電池老化和內部結構形變，從而對電池的安全性構成顯著威脅。本研究以鋰離子電池熱失控時間、電池表面峰值溫度和艙內熱失控峰值壓力等參數作為熱失控特性評價指標，以熱失控氣體的爆炸極限、爆炸壓力及爆炸火球溫度等作為表征電池熱失控爆炸危險性的關鍵參數，通過分析實驗結果，系統地探討低溫環境下循環老化對航空動力鋰離子電池熱失控爆炸危險性的影響。

1實驗

1.1樣品

本研究選用INR18650MJ1型商用鋰離子電池作為實驗樣品。該電池的正極和負極材料分別為LiNi0.8Co0.1Mn0.1O2和石墨，電解液中的鋰鹽為LiPF6。電解液的有機溶劑包括二甲基碳酸酯（dimethylcarbonate，DMC）和乙基甲基碳酸酯（ethylmethylcarbonate，EMC）。隔膜為由聚乙烯（polyethylene，PE）和聚丙烯（polypropylene，PP）構成的雙層結構。使用HIOKIBT3554電池測試儀測量電池的開路電壓和內阻，并使用電子秤來測量去除電池外部絕緣塑料包裝后電池的質量。本研究選用的鋰離子電池樣品的電容量為3.5A·h，額定電壓為3.635V，內阻為40mΩ，質量為49.0g。

1.2裝置

為準確測試熱失控氣體的爆炸極限等危險性參數，搭建了鋰離子電池熱失控危險性測試系統，如圖1所示，該系統由3個主要部分組成，分別為電池熱失控實驗艙（電池艙）、熱失控氣體爆炸測試艙（氣體艙）和實驗控制與參數記錄平臺。

電池熱失控實驗艙（電池艙）選用半球形不銹鋼材質，艙體容積為5L。艙內集成隔熱擋板、鎧式熱電偶、氣壓傳感器以及加熱套筒，用于觸發電池熱失控并進行參數監控。

熱失控氣體爆炸測試艙（氣體艙）為橢球形不銹鋼壓力容器，艙體容積為5L，內部配備4個熱電偶和1個壓力傳感器，旨在精確測量氣體爆炸時的火球溫度和爆炸超壓。此外，氣體艙外部配備了泄壓閥、氣體傳輸管路和高能點火器，這些設備用于精確調控氣體艙內熱失控氣體體積分數并控制點火能量。

實驗控制與參數記錄平臺由直流電源、獨立電源、真空泵、高能點火器以及實驗記錄儀組成，用于控制實驗進程，并同步記錄電池艙內電池熱失控的時間、溫度和艙內壓力，以及氣體艙內部的溫度和壓力。

1.3方法

由于電動航空器在起飛、降落以及快速充電過程中存在大功率需求，選擇2C倍率進行充放電循環實驗。在常溫環境下循環實驗的電池電壓-容量曲線如圖2所示，根據圖2可得在常溫環境下以2C倍率充放電循環75圈后，電池容量降至81%，接近動力電池行業的通用更換容量，因此實驗設計最高循環至75圈。使用充放電測試系統，在可調式恒溫箱內對電池進行不同環境溫度下的循環充放電老化。將同批次的新電池以2C倍率放電至截止電壓2.5V，隨后恒定電流充電至截止電壓4.2V，最后恒定電壓充電至截止電流50mA。定義此時的電池為：在恒溫環境下完全充放電老化1圈的電池（新電池）。實驗工況設置如表1所示。

將充放電循環完成的鋰離子電池焊接鎧式熱電偶，并將其安裝于加熱套筒內，隨后將加熱套筒固定于電池熱失控實驗艙中。為確保收集的氣體為原位氣體并防止其在高溫下與氧氣發生反應，實驗前對實驗艙抽真空至2.0kPa，隨后通入高純度氮氣至400.0kPa，并通過泄壓閥調節至常壓。此氣體置換過程重復執行3次，以確保艙內環境為無氧高純氮氣。同時，對熱失控氣體爆炸測試艙抽真空至2.0kPa，為后續的氣體濃度調控提供準備。為防止熱失控氣體在傳輸過程中冷凝，將氣體艙外殼及連接管路包裹于120℃的加熱帶中。激活加熱套筒，以40W的功率對電池進行加熱，直至電池發生熱失控，隨即切斷加熱電源。

依據歐盟標準DINEN17624[22]，若在點火期間氣體艙室內的氣壓提升不低于初始氣壓的5%，則認定氣體發生爆炸。實驗前，確定所需測試的熱失控氣體濃度，隨后開啟電池艙的通氣閥，利用分壓法向氣體艙中引入不同比例的熱失控氣體和空氣。待氣體混合均勻，啟動高能點火器，通過分析氣體艙中的壓力變化來判斷是否發生爆炸。同時，利用數據記錄儀記錄電池熱失控的時間、溫度、超壓、熱失控氣體爆炸時的爆炸超壓以及火焰溫度等關鍵參數，為后續分析提供量化參考。

2鋰離子電池熱失控特征參數分析

2.1熱失控時間

安全閥開啟至完全熱失控的時間間隔（Δt）體現了鋰離子電池在其內部壓力過高時，通過安全閥釋放氣體以延緩熱失控進程的能力，熱失控起始時間（tTR）標志著電池內部由熱積累效應引發的不可逆失控反應的臨界時刻[23]。上述2個時間參數作為電池熱穩定性的重要表征參數，對電池預警系統設計及安全策略研究具有重要意義。通過實驗艙內氣壓變化的節點確定電池安全閥的開啟時間及完全熱失控的時間。圖3為不同實驗工況下電池艙內部氣壓的變化曲線。

根據圖3展示的不同工況下的氣壓變化曲線，選取電池發生熱失控起始時間（tTR）和電池安全閥開啟到完全熱失控的時間間隔（Δt）為關鍵時間參數，統計結果如表2所示。

由表2可知，在常溫（25℃）環境下，不同充放電循環老化程度的鋰離子電池，其熱失控起始時間（tTR）隨著充放電循環圈數的增加表現出延遲的趨勢。在鋰離子電池經歷75圈充放電循環后，其達到完全熱失控的用時最長，為559.86s，相對常溫新電池的474.80s，延后17.91%；電池安全閥開啟到完全熱失控的時間間隔（Δt）也隨老化程度的提高而逐漸增長，經歷75圈充放電循環的鋰離子電池，其時間間隔最長，長達122.56s，相對新電池的96.16s，增長27.45%。因此，在常溫環境下，鋰離子電池老化會減緩熱失控進程，熱失控的危險性略有降低。

低溫（?10℃）下，不同循環老化程度的鋰離子電池表現出與常溫下完全相反的熱失控特征時間變化趨勢，完全熱失控的時間（tTR）隨循環圈數的增加而顯著提前。經歷75圈充放電循環的鋰離子電池熱失控時間最早，為412.38s，相對低溫新電池的523.56s，提前21.23%；電池安全閥開啟到完全熱失控的時間間隔也隨老化程度的提高而大幅縮短，對于經歷75圈充放電循環的鋰離子電池，該時間間隔最短，為56.66s，相對新電池的107.70s，縮短幅度達47.39%。低溫下，電池老化會顯著加快熱失控進程，大幅提前熱失控的關鍵時間節點，使熱失控危險性明顯提高。

常溫下，經歷充放電循環1圈和經歷充放電循環25圈的鋰離子電池，其達到完全熱失控所需時間以及電池安全閥開啟到完全熱失控的時間間隔均略短于低溫下充放電循環至同等老化程度的鋰離子電池。低溫下，經歷充放電循環至50圈和75圈的鋰離子電池達到完全熱失控的時間和電池安全閥開啟到完全熱失控的時間間隔，均顯著短于常溫下經歷相同充放電循環圈數的鋰離子電池。經歷充放電循環75圈的鋰離子電池熱失控特征時間差異最大，低溫下電池完全熱失控比常溫下提前147.51s，相對提前26.34%；電池安全閥開啟到完全熱失控的時間間隔由122.56s縮短至56.66s，相對縮短53.76%。與常溫下相比，低溫下鋰離子電池完全熱失控提前了147.51s，相對提前了26.34%；電池安全閥開啟到完全熱失控的時間間隔由122.56s縮短至56.66s，相對縮短53.76%。與常溫下相比，低溫下充放電循環老化會顯著縮短鋰離子電池的熱失控特征時間，加快電池熱失控進程。

低溫下，鋰離子的擴散能力下降，無法充分嵌入負極石墨，導致大量鋰離子在負極表面析出，形成鋰金屬枝晶[24]。充放電循環老化使固體電解質界面（solidelectrolyteinterface，SEI）膜變硬變脆，低溫環境則會加劇這一脆化過程。因此，鋰枝晶極易刺穿脆化的SEI膜，導致電池內部短路。內部短路會加劇電池的內部電流和局部過熱現象，加速升溫，產生大量的歐姆熱，從而顯著提前熱失控進程，導致低溫環境下充放電循環老化的鋰離子電池相比常溫環境，其安全閥打開時間和完全熱失控時間大幅提前。

2.2熱失控電池表面溫度

熱失控電池表面峰值溫度（Tmax）指電池表面在熱失控過程中達到的最高溫度，是評估電池在失控狀態下安全性的關鍵參數，直接影響對電池系統安全性評估及熱失控蔓延防護措施的設計。不同實驗工況下，電池熱失控表面溫度隨時間的變化如圖4所示。

從圖4可以看出，低溫（?10℃）環境和常溫（25℃）環境下，鋰離子電池經過充放電循環老化，其熱失控時的表面峰值溫度（Tmax）均隨充放電循環圈數增加而上升。在常溫環境下，鋰離子電池經歷75圈充放電循環后，其Tmax比新電池上升了119.9℃，相對升幅達29.16%；在低溫環境下，鋰離子電池經歷75圈充放電循環后，其Tmax比新電池上升了85.6℃，相對升幅為22.1%。這表明，充放電循環老化會顯著提高鋰離子電池熱失控時的表面峰值溫度，且常溫環境下老化程度相同的電池比低溫環境下表現出更大的峰值溫度增幅。

相比于常溫環境，低溫環境下所有循環老化程度的Tmax普遍較低。經歷50圈充放電循環的鋰離子電池，其常溫下的Tmax與低溫下的Tmax相差最大，常溫環境下電池的Tmax比低溫環境下高107.1℃，相對升高13.93%。因此，與低溫環境下相比，常溫環境下鋰離子電池熱失控危險性更高，降低電池在充放電循環時所處的環境溫度，會在一定程度上降低電池熱失控危險性。

長期充放電循環會導致鋰離子電池結構的微小變形，如殼體膨脹和極片彎曲等。這些變形會影響鋰離子電池內部的熱傳導路徑，導致熱量在局部區域積聚，從而提高熱失控時的峰值溫度。在低溫環境下，充放電循環老化導致大量鋰枝晶析出，鋰金屬在負極表面沉積，造成電池中可循環鋰的損失。隨著充放電循環次數的增加，鋰離子的損耗導致電池內可參與電化學反應的活性鋰減少。這一過程在熱失控期間直接影響了產熱反應的強度，因活性鋰不足，導致產熱量降低。因此，盡管低溫充放電循環工況下鋰離子電池熱失控加快，但鋰損耗顯著，電池表面峰值溫度低于常溫環境下的。

2.3艙內壓力

鋰離子電池完全熱失控時會出現高溫火焰并在極短時間內釋放大量可燃氣體，造成電池所處封閉環境的氣壓瞬間升高。基于理想氣體狀態方程，在溫度和容積一定的情況下，氣體壓力與氣體的摩爾數成正比，因此，熱失控過程中的環境壓力可用于直觀反映熱失控氣體量的動態變化。不同實驗工況下電池艙內氣壓隨時間的變化如圖5所示，實驗艙內的峰值壓力（pmax）如表3所示。

由圖5（a）可以看出，低溫（?10℃）環境下，電池艙內氣體的峰值壓力（pmax）隨著鋰離子電池充放電循環圈數的增加而先降低，充放電循環達到25圈時降至最低559.5kPa。而后隨電池充放電循環圈數的增加而上升，充放電循環達到75圈時達到最高634.4kPa，相對于最低pmax升高了60.1kPa，相對升高13%。

從圖5（b）可以看出，常溫（25℃）環境下，電池艙內氣體的峰值壓力（pmax）隨著鋰離子電池充放電循環圈數的增加而升高。鋰離子電池在經歷充放電循環75圈后，熱失控pmax最高，相較于新電池熱失控pmax升高71.4kPa，相對升高12.31%。由于鋰離子電池在經歷充放電循環25圈時pmax的下降不顯著，僅有2.5%，且后續再無下降趨勢，可認為pmax總體變化趨勢是隨電池老化程度的提高而升高。表3中，低溫環境下各循環老化電池的pmax均小于其常溫環境下的pmax，其中充放電循環25圈工況下的pmax差值最大，為73.2kPa，相對升高13.08%。由此可知：循環老化會導致熱失控艙內最大壓力顯著上升，同時，常溫環境下循環老化電池的熱失控危險性更高。

電池循環老化過程中，電解液的穩定性顯著降低，導致其在熱失控高溫環境下分解速率提高，從而生成更多氣體。老化電解液中的鋰鹽（如LiPF6）會逐漸分解為氟化氫（HF）和五氟化磷（PF5），這些氣體在電池熱失控時會顯著增加。此外，SEI膜的劣化也是一個關鍵因素。隨著循環次數的增加，SEI膜會變脆且不均勻，這種膜的增厚和剝離現象促進了電解液與電極材料的直接接觸，進而引發更多的電解液發生分解反應生成氣體，最終呈現出循環老化會導致熱失控超壓峰值升高的趨勢。在低溫環境下，鋰離子電池氣體釋放量顯著減少的現象主要源于電解液分解速率的降低和SEI膜的熱穩定性增強。同時，電解液的離子電導率大幅下降，導致其化學反應速率降低。鋰鹽（如LiPF6）的分解反應速率隨溫度的降低而顯著降低，生成氣體（HF和PF5等）相對較少。盡管循環老化增加了氣體的潛在釋放量，但在低溫環境下電解液分解減慢，實際氣體釋放受到抑制。此外，低溫下SEI膜表現出更高的化學穩定性，其完整性得到增強，減緩了膜的分解及相關氣體的釋放。穩定的SEI膜減少了電解液與電極材料的直接接觸，進一步抑制氣體生成。

3熱失控氣體爆炸危險性分析

3.1爆炸極限

鋰離子電池熱失控除電池本身劇烈放熱會造成高溫高壓危險以外，還會釋放大量可燃氣體，可燃氣體一旦發生爆炸，會對電池系統造成二次破壞，爆炸極限則是衡量可燃氣體爆炸風險的重要指標[25]。

按照1.3節中的實驗方法進行操作，選用二分法測定爆炸極限[15]。依次迭代，直到未發生爆炸的熱失控氣體相對氣體艙容積的體積分數與發生爆炸的熱失控氣體相對氣體艙容積的體積分數的差值在1%以內，停止實驗，定義此時未發生爆炸的熱失控氣體體積分數與發生爆炸的熱失控氣體體積分數的平均值為爆炸極限。不同工況下的熱失控氣體爆炸極限如圖6所示。

從圖6可以看出，常溫（25℃）環境下的鋰離子電池，隨老化程度的提高，其熱失控氣體爆炸下限呈現先升高后下降的趨勢，但老化電池熱失控氣體的爆炸下限始終高于新電池熱失控氣體的爆炸下限，且爆炸上限變化不明顯。由此可知，隨著鋰離子電池老化程度的提高，其熱失控氣體的爆炸風險逐漸降低。

低溫（?10℃）環境下的鋰離子電池，隨老化程度的提高，其熱失控氣體的爆炸上限變化趨勢不明顯，但爆炸下限呈現顯著的下降趨勢，經歷充放電循環75圈的鋰離子電池，其熱失控氣體的爆炸下限相對新電池下降20.49%。這一趨勢表明，低溫環境下，隨老化程度的提高，鋰離子電池熱失控氣體的爆炸風險不斷上升。除新電池外，其余電池在低溫環境下充放電循環老化后，其熱失控氣體的爆炸極限均寬于其在常溫環境下的爆炸極限，這表明低溫會導致老化電池的熱失控氣體爆炸風險明顯升高。

低溫環境下，隨著鋰離子電池老化程度的提高，電池析鋰數量增加。鋰枝晶能夠直接與電解液中的溶劑（如碳酸乙烯酯和碳酸甲乙酯等）發生反應生成可燃氣體，典型的反應生成物包括氫氣（H2）和烷烴類氣體（如甲烷和乙烷）。同時，金屬鋰在高溫下消耗氧氣生成氧化鋰，從而使更多可燃氣體避免被氧氣消耗。此外，熱失控反應所需的時間隨著低溫循環的持續而明顯縮短，使得可燃氣體與氧氣的反應時間縮短，進一步降低可燃氣體的消耗，增大了熱失控氣體中可燃氣體的比例，從而使該工況爆炸下限隨著老化程度的提高而下降。常溫環境下鋰離子電池熱失控狀態持續時間相對較長，可燃氣體與氧氣反應更充分，消耗可燃氣體更多，生成的二氧化碳更多，混合氣體中二氧化碳濃度上升會收窄爆炸極限寬度，導致常溫環境下熱失控氣體的爆炸極限范圍要窄于低溫環境下熱失控氣體的爆炸極限范圍。而循環老化造成常溫環境下熱失控時間延長，分解產生更多的二氧化碳，導致該工況爆炸下限上升，始終高于新電池的爆炸下限。

3.2爆炸后果

在緊密排布的鋰離子電池系統內部，電池發生熱失控會迅速釋放大量可燃氣體，對電池系統造成第1次沖擊。由于電池系統空間狹小，可燃氣體體積分數會在約0.02s內迅速升高至70%以上。此時，遠超爆炸上限的高濃度氣體不會發生爆炸。隨著時間的推移，由于電池系統受到首次沖擊后密封性能下降以及熱失控氣體自身的擴散性質，高濃度氣體逐漸向外部泄漏或逐漸向電池包內的低濃度空間擴散，電池系統內熱失控氣體濃度逐漸下降至爆炸上限附近。此時熱失控電池附近的高溫因素極易引燃熱失控氣體，使其在爆炸上限發生爆炸，對電池系統造成第2次沖擊。熱失控氣體在氣體艙內的爆炸火焰如圖7所示。

針對靠近爆炸上限的氣體濃度展開爆炸超壓以及爆炸火焰溫度研究，在氣體艙的4個位置設置熱電偶，檢測爆炸火焰中心、左側、后部以及右側的溫度，如表4所示。

將以4個熱電偶測得的溫度取平均值，確定爆炸火焰溫度，不同工況下氣體爆炸火焰溫度對比如圖8所示，不同工況下爆炸峰值壓力對比如圖9所示。

從圖8可以看出，常溫環境下老化的電池，其熱失控氣體的爆炸溫度普遍高于或接近低溫環境，但電池在充放電循環50圈后，常溫環境下老化的電池，其熱失控氣體的爆炸火焰溫度低于低溫環境。從圖9可以看出，低溫（?10℃）環境下，熱失控氣體爆炸壓力隨電池老化程度的提高先上升后下降，在充放電循環50圈后，熱失控氣體爆炸壓力達到峰值319.5kPa；而常溫（25℃）環境下則完全相反，熱失控氣體爆炸壓力隨電池老化程度的提高先下降后上升，同樣在充放電循環50圈后出現轉折點。且除新電池外，常溫環境下老化的電池，其熱失控氣體爆炸壓力均低于低溫環境下老化的電池的熱失控氣體爆炸壓力。

常溫環境下，鋰離子電池熱失控時間的延長導致電解液反應生成的二氧化碳增多，可燃氣體的比例下降使得爆炸壓力下降，但當充放電循環至75圈時，電池內部結構發生較大形變，電解液蒸氣等變得更易外泄出電池，使得熱失控氣體中可燃氣體比例有所回升，爆炸壓力也因此回升。在低溫環境下，析鋰與電解液的副反應消耗氧氣，保留了更大比例的可燃氣體，并隨著老化程度加深，析鋰數量增加，能夠保留的可燃氣比例增加，導致氣體爆炸壓力上升。但隨著循環圈數超過50圈，陽極表面的析鋰數量達到峰值，難以消耗更多氧氣，同時因超長時間的零下低溫，電池內部部分活性物質開始顯著損失或無法參與反應，導致可燃氣體生成量相對下降。電池結構也受低溫影響發生硬化，結構形變程度遠小于常溫環境，導致可燃氣體外泄難度變大，從而使得氣體爆炸壓力出現下降趨勢。常溫環境下，沒有大量鋰金屬消耗氧氣，使得熱失控氣體中帶有更高比例的氧氣，爆炸反應更充分，同時生成的熱失控氣體組分也與低溫環境不同，具備更高的反應熱，從而導致常溫環境下爆炸火焰的溫度普遍較高。

4結論

航空鋰離子電池熱失控爆炸危險性研究可為鋰離子電池熱失控預警系統設計、鋰離子電池電芯布局設計以及電池系統熱失控包容性設計提供參考。實驗結果均由不同溫度下的循環老化導致，低溫環境中的循環老化會導致電池內部性能變化，包括內部結構形變、電池負極析鋰以及SEI膜厚度脆性變化等，從而綜合導致電池熱失控爆炸危險性顯著增大。研究分析了電池熱失控時間、電池表面峰值溫度、艙內熱失控峰值壓力以及熱失控氣體的爆炸極限、爆炸壓力和爆炸火球溫度等關鍵參數，總結如下。

（1）在常溫（25℃）環境循環老化會減緩電池熱失控速度，一定程度上降低熱失控爆炸控危險性。電池完全熱失控的時間（tTR）隨著老化圈數的增加表現出延后的趨勢，熱失控時間最晚為559.86s，相對常溫新電池的474.80s延后17.91%；電池安全閥開啟到完全熱失控的時間間隔（Δt）也隨老化圈數的增加而逐漸變大，Δt最大為122.56s，相對新電池的96.16s增加27.45%；熱失控時電池表面峰值溫度（Tmax）隨老化圈數增加而上升，最大Tmax比新電池上升了119.9℃，增幅達29.16%；艙內峰值壓力（pmax）隨老化程度的提高而升高，熱失控峰值壓力最高為651.4kPa，相較于新電池提高71.4kPa，相對升高12.31%；熱失控氣體爆炸下限隨老化圈數的增加相對新電池爆炸下限升高30.95%，氣體爆炸壓力則隨老化圈數的增加降低至258.6kPa；氣體爆炸溫度始終低于新電池的179.5℃。這一現象表明常溫下的循環老化會造成電池熱失控高溫高壓的危險性顯著上升，但熱失控氣體的爆炸危險性有所降低。

（2）低溫（?10℃）環境下進行循環老化，會顯著加快電池熱失控速度，大幅縮短熱失控時間。低溫循環75圈的電池與常溫循環75圈的電池相比，其完全熱失控時間相對提前26.34%，從安全閥打開到完全熱失控的時間間隔縮短至56.66s，相對縮短53.76%。這一現象表明，對寒冷地區電動航空器進行鋰離子電池熱失控預警系統設計時，需要將系統動作預留的響應時間大幅縮短，并從系統的處理器性能、處理邏輯、系統結構等角度開展優化，從而應對低溫導致的熱失控加速。

（3）低溫環境下進行循環老化會導致電池熱失控時其表面峰值溫度上升，并在低溫循環75圈后達到最高值472.9℃，比新電池上升了85.6℃，相對上升22.1%。雖低于常溫老化后熱失控峰值溫度的最大值531.1℃，但仍表現出上升趨勢，會導致電池包內發生熱失控蔓延的危險性增加，對電池包內電芯的間隔距離以及被動防火技術提出了更高的要求。

（4）低溫環境下的循環老化會造成熱失控氣體爆炸下限明顯下降，電池在循環75圈后，其熱失控氣體爆炸下限降至8.85%，相比新電池降幅達20.49%。且爆炸極限寬度始終寬于常溫環境下循環老化電池的熱失控氣體爆炸極限。這表明應用于寒冷地區的航空動力鋰離子電池，其熱失控氣體具備更高的爆炸風險，需要為電池系統應用更高效的排氣設計。

（5）低溫環境下循環老化的電池，其熱失控氣體在爆炸上限濃度附近發生爆炸時，爆炸壓力及爆炸溫度隨老化程度的增加而上升，且在電池循環50圈后達到峰值319.5kPa（176.1℃），表明寒冷地區的低溫環境會導致航空動力鋰離子電池的熱失控氣體爆炸后果更嚴重，這可為優化電池包承受氣體爆炸沖擊的能力提供設計依據。