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ACTA AERONAUTICAET ASTRONAUTICA SINICA >

2026 , Vol. 47 >Issue 1: 431831 - 431831

DOI: https://doi.org/10.7527/S1000-6893.2025.31831

Material Engineering and Mechanical Manufacturing

Fire retardant unit for thermal runaway explosion flame suppression of aviation lithium batteries

  • Juan YANG , 1, 2 ,
  • Haoyu ZHAO 3 ,
  • Jianghao NIU 3 ,
  • Wenjing LI 3 ,
  • Heran WANG 3 ,
  • Qingsong ZHANG 2, 3 ,
  • Jiang XIE 2
Expand
  • 1. Engineering Technology Training Center，Civil Aviation University of China，Tianjin 300300，China
  • 2. Tianjin Aviation Equipment Safety and Airworthiness Technology Innovation Center，Civil Aviation University of China，Tianjin 300300，China
  • 3. School of Safety Science and Engineering，Civil Aviation University of China，Tianjin 300300，China
  • 4. Institute of Science and Technology Innovation，Civil Aviation University of China，Tianjin 300300，China
E-mail：

Received date: 2025-01-21

  Revised date: 2025-02-12

  Accepted date: 2025-04-03

  Online published: 2025-04-25

Supported by

National Key Research and Development Program of China(2025YFF1502100)

Key Project of Natural Sciences Funded by the Fundamental Research Funds for the Central Universities(3122024058)

Open Fund of Tianjin Aviation Equipment Safety and Airworthiness Technology Innovation Center(JCZX-2024-KF-03)

Shenzhen Science and Technology Plan Funded Project(KJZD20240903100707011)

Fold

Abstract

The thermal runaway and explosion flames generated by the aviation Lithium Battery （LIB） system pose a significant risk of high-temperature thermal impact to the surrounding equipment， wiring， and structures on the aircraft. This study constructs a simulation model of the corrugated fire retardant unit and its fluid domain 5 cm on both sides of the unit. By analyzing the temperature and pressure flow characteristics during the thermal runaway process， it is known that a larger core height of the fire retardant unit is more conducive to reducing the accumulation of internal pressure in the LIB compartment， a smaller core height is more favorable for heat ab-sorption and limiting heat escape， and a greater thickness has a more pronounced effect on flame suppression and control of gas flow. A dedicated testing platform for LIB thermal runaway flame suppression was established to experimentally compare the suppression effects of fire retardant units with different structural parameters on the thermal runaway flames of LIB. The conclusion is drawn that the core height parameter focuses on intervening in heat transfer and the isolation effect of high energy fragments， with fire retardant units of core heights 0.6， 0.9， 1.2 mm achieving the highest suppression effects on the exhaust gas temperature of up to 86.55%， 76.80%， and 80.93%， respectively. The thickness significantly affects the escape path of the explosive gases and the balance of the pressure inside the chamber， and for core heights of 0.6， 0.9， 1.2 mm， each reduction of 1 mm in thickness lead to pressure parameter peak increases of 250， 190， 120 Pa， respectively. A comprehensive analysis of simulation and experiments indicates that the fire retardant unit with a core height of 0.9 mm and a thickness of 30 mm has the best suppression effect on the thermal runaway and explosion flames of LIB. This configuration effectively reduced the LIB explosion compartment environmental temperature from 365.6 ℃ to 156.1 ℃， and lowered the backside temperature of the fire retardant unit from 238.3 ℃ to 108.5 ℃， without causing blockage of the fire retardant unit or the dispersion of high-energy fragments.

Key words： aviation lithium battery; thermal runaway; gas explosion; explosion protection; flame suppression; corrugated plate fire retardant unit

Cite this article

Juan YANG , Haoyu ZHAO , Jianghao NIU , Wenjing LI , Heran WANG , Qingsong ZHANG , Jiang XIE . Fire retardant unit for thermal runaway explosion flame suppression of aviation lithium batteries[J]. ACTA AERONAUTICAET ASTRONAUTICA SINICA, 2026 , 47(1) : 431831 -431831 . DOI: 10.7527/S1000-6893.2025.31831

随着航空器的“多电化”和“全电化”发展，电动航空器逐渐成为民航发展的关键推动力［1-3］。锂电池因其具备高能量密度、低自放电率、高倍率放电性能和无记忆效应等优点，在航空领域得到了广泛应用［4-5］。然而，鉴于复杂的运行环境及自身的化学属性，锂电池在热滥用、电滥用和机械滥用等情况下会发生热失控，引发剧烈的化学反应［6-11］。该过程中会产生大量可燃性气体，电池本身残留的电解液会发生燃爆从而产生高能固体碎片以及高温喷射火焰，将严重威胁电池周围结构、设备和线路安全［12-16］。根据美国联邦航空管理局（Federal Aviation Administration， FAA）的统计，从2006年3月3日—2024年10月6日，全球共记录了568起与锂电池相关的事故和不安全事件。为了确保航空飞行安全，国内外民航管理当局均对锂电池安全与适航提出了明确要求。中国民用航空局发布的CCAR23部《正常类飞机适航规定》要求“对于电池或者电动力系统运行中可能的着火或者过热情况，应当具备隔离和降低其对飞机危害的措施”；FAA专用条件25-359-SC要求“锂电池安装必须符合可燃液体防火要求”；欧洲航空安全局（EASA） MOC-3 SC-VTOL规定“在电池系统发生热失控时，不得有破裂、碎片释放、火焰泄漏”；国际公认的航空锂电池标准RTCA DO-311A《可充电锂电池和电池系统的最低运行性能标准》要求“当电池发生热失控，多个电池单元被迫进入热失控状态时，除非通过设计的通风装置，否则火焰不得逸出电池系统”。
近些年来，国内外研究人员对锂电池热失控火焰抑制进行了大量研究。文献［17］对比了手动水抑制系统和自动硼基抑制（AUT-BOR）系统的阻火效果，发现AUT-BOR系统有效且安全地降低了风险。文献［18］对电池热失控演化进行了全面分析，研究了细水雾在多节锂电池热失控抑制中的能力。文献［19］在燃爆排放设计下，对电池排放气体燃爆的分析进行系统模拟和评估，发现点火位置影响容器内气体燃烧的传播，预设完整通风板设计最大限度地减少了对容器结构和周围环境的影响。文献［20］成功制备了一种新型阻燃柔性复合相变材料，用以及时吸收和传递触发电池的热量。文献［21］发现1.0 mm厚的E80S20涂层和E85S15B3涂层分别使电池包顶板最高温度下降52.16%和55.80%，结构最高形变分别降低72.2%和44.4%。文献［22］介绍了一种新开发的与电池故障检测集成的电控泄压阀，能够在电池安全阀打开后50 ms内启动。文献［23］研究了电池的燃烧行为和金属丝网的阻燃效果，得出当叠片层数为16层和20层时，金属网目数为40或叠片层数为10层时，金属网目数为60时，防燃成功。上述液体灭火、通风冷却等主动管理方式对航空器质量带来显著影响，阻燃涂层、金属丝网等简易被动防护技术则在火焰抑制效果上存在一定局限性。
为了有效抑制锂电池热失控火焰逸出电池包体对机上设备、线路和结构造成高温与燃烧危害，通过仿真分析波纹板型阻火单元芯体孔高和结构厚度对火焰的抑制效果，通过实验对电池热失控前后高热量释放和压力冲击的变化进行对比验证，确定不同规格阻火单元对锂电池热失控火焰传播和高温冲击的包容性。

1 阻火单元仿真计算

1.1 阻火单元模型与特性参数

波纹型阻火单元芯体结构是由多个允许气体通过，但阻止火焰传播、规律排列的微小通道组成，单个芯体孔结构建模图如图1所示。
图 1 单个芯体孔建模图

Fig.1 Modeling diagram of ingle slit cross-section

阻火单元对火焰的阻燃抑制主要受内部芯体孔对火焰的淬熄作用影响，由壁面吸热效果和消耗自由基数量决定。芯体结构的孔高减小和厚度增加，均会扩大壁面面积，增强壁面吸热并增大消耗自由基的数量，从而进一步增强阻火单元的阻火能力。
阻火单元内部的芯体孔排列规律具有单向导通性质，该结构特性与由固体物质骨架分隔成大量密集微小孔隙所构成的多孔介质相似，且阻火的芯体孔与多孔介质孔隙对流体的导通原理相同［24］。因此，阻火单元仿真将阻火单元等效为多孔介质模型，关键参数包括孔隙率、惯性阻力系数和黏性阻力系数。惯性阻力系数关联流动的惯性效应，黏性阻力系数与流经多孔介质遇到的阻力相关。对于多孔介质，黏性阻力系数和惯性阻力系数由式（1） ［25］计算得出：
Δ P 芯 = 1 2 ρ w C 2 v 2 + μ w α v
式中： Δ P 芯为芯体孔两侧压降值； v为入口处流体的流速； w为金属波纹板板材厚度； μ为热失控气体黏度； ρ为热失控气体密度， μ和 ρ可由热失控气体组分计算得出； C 2为惯性阻力系数； 1 / α为黏性阻力系数。
阻火单元的孔隙率为其截面处芯体孔所占的面积与整体面积之比，可由截面图像处理获得。阻火单元波纹板截面由高为 h的正三角形密集组成，不同芯体孔高截面图如图2所示。
图 2 不同芯体孔高的阻火单元示意图

Fig.2 Schematic diagram of fire retardant units with different heights

阻火单元金属波纹板板材厚度 w可由式（2）计算得到：
w = 1 - p 6 p h
式中： p为孔隙率； h为芯体孔高。
孔隙率和金属波纹板板材厚度如表1所示。由于相同芯体孔高下，不同厚度的阻火单元模型仿真计算得出结论相似。依据锂电池热失控排气速度，设置入口气流速度分别为50、70、90、110 m/s，采用SST k-ω湍流方程，仿真计算4种气体流速分别对应的压降值 Δ P 1、 Δ P 2、 Δ P 3、 Δ P 4，如表2 ［26］所示。根据式（1）计算黏性阻力系数 1 / α和惯性阻力系数 C 2，如表3所示。表1和表3中列出的不同芯体孔高对应的孔隙率、黏性阻力系数和惯性阻力系数是阻火单元结构模型的关键参数，用于进一步的仿真计算。
表1 孔隙率和金属波纹板板材厚度

Table 1 Porosity and thickness of metal corrugated plate

芯体孔高 h/mm 孔隙率 p/% 板材厚度w/mm
0.6 55.13 0.081 4
0.9 70.72 0.050 5
1.2 80.21 0.049 6
表2 压降值［26］

Table 2 Pressure drop values［26］

芯体孔高

h/mm

板材

厚度

d/mm

 Δ P 1/Pa Δ P 2/Pa Δ P 3/Pa Δ P 4/Pa
0.6 20 1 889.69 1 562.16 1 666.12 1 672.56
0.6 30 3 405.02 2 575.13 2 958.44 2 975.25
0.9 30 5 380.36 3 744.14 4 643.07 4 653.44
1.2 30 7 711.97 4 960.68 6 628.07 6 614.10
表3 黏性阻力系数和惯性阻力系数

Table 3 Viscous drag coefficients and inertial drag coefficients

芯体孔高 h/mm

板材厚度

d/mm

 黏性阻力系数 1 / α

惯性阻力

系数 C 2
0.6 20 620 366.279 1 44.105 7
0.6 30 1 010 651.162 8 22.536 0
0.9 30 637 784.883 7 24.230 4
1.2 30 629 081.395 5 24.532 2

1.2 流体域模型与参数设置

为了研究阻火单元个体结构参数对气体温度和压力的影响，建立阻火单元及其前后5 cm范围内流体域ANSYS模型，并进行仿真分析，如图3所示。
图 3 阻火单元及其流体域建模

Fig.3 Fire retardant unit and its fluid domain modeling

图3（a）中，中心位置的阻火单元结构直径为108 mm，前后5 cm是两个气体流速传感器所在的位置。通过阻火单元临近流体域模型（如图3（b）所示），可直观反映阻火单元前后的流动路径、热交换、压力变化过程。通过阻火单元前后流体域网格图（如图3（c）所示），可用于计算结构参数变化对阻火单元隔热、泄压能力的影响。
选用正极材料为LiNi0.8Co0.1Mn0.1O2，负极材料为石墨，容量为4 900 mAh，额定电压为3.635 V的21700型电池为仿真对象。按该型锂电池热失控产生气体的情况设置模型入口处气体类别及其占比。忽略重力的影响，对于芯体孔中流体的数学模型做出如下简化和假设［27］：
1） 在一定温度和压力范围内，大部分热失控气体的行为与理想气体接近，因此假设所有气体都为不可压缩理想气体，相关物理参数为定值，且满足理想气体状态方程。
2） 标准壁面函数能够合理模拟近壁面区域的流动特性，对整体流动趋势和热交换过程影响较小，因此近壁面处采用标准壁面函数处理。壁面热条件为对流，传热系数为20 W/（m2·K）。壁厚不改变整体的研究结论，因此忽略壁厚且壁面无滑移。
3） 不同规格下的阻火单元区域按照多孔介质设置，孔隙率如表1所示，黏性阻力系数和惯性阻力系数设置如表3所示。
4） 锂电池热失控气体进入阻火单元前流速已知，入口类型设置为速度入口。
5） 在实际情况中，阻火单元出口常与外界大气环境相通，外界环境压力基本保持常压状态，故出口类型设置为压力出口。
仿真模型的边界条件与区域条件设置如表4所示。
表4 边界条件与区域条件

Table 4 Boundary conditions and domain conditions

定解设置 条件确定
材料 304不锈钢
单元尺寸/m 1 ×10-3
入口类型 速度入口
速度/（m·s-1） 70
气体成分

90% CO、6% NH3、

3% HCl、1% HF

温度/K 623.15
出口类型 压力出口
操作压力/Pa 101 325
壁面粗糙度 标准
流体密度/（kg·m-3） 1.225
流体黏度/（Pa·s） 1.72   × 10-5
收敛判定 <1.0   ×  10-4

1.3 芯体孔高对阻火单元流通特性影响分析

将仿真模型的各项设置输入到如图3（c）所示的流体域网格图中进行仿真，分析芯体孔高为0.6、0.9、1.2 mm阻火单元对应的温度和压力瞬态变化情况，其中设置阻火单元厚度为30 mm。流体域压力和温度云图分别如图4和图5所示。
图 4 厚度30 mm阻火单元流体域压力云图

Fig.4 Pressure contour map of fluid domain for 30 mm thick fire retardant unit

图 5 厚度30 mm阻火单元流体域温度云图

Fig.5 Temperature contour map of luid domain for 30 mm thick fire retardant unit

由图4可知，芯体孔高分别为0.6、0.9、1.2 mm时，压力差峰值分别为15 006.98、15 308.57、15 363.17 Pa。随着芯体孔高的增加，气体流动更顺畅，阻火单元前后压力差逐渐增大，泄压能力增强。
由图5可知，随着芯体孔高的增加，阻火单元隔热的能力逐步降低。芯体孔高为0.6 mm时，火焰抑制较为明显，在流体域内存在明显的高温区域和低温区域分界线，说明此时阻火单元能较好吸收热量，背火区域温度可降至300 K；当芯体孔高为0.9 mm时，温度扩散速度加快，阻火单元背火区域温度已达到460 K；当芯体孔高为1.2 mm时，温度扩散速度是三者中最快的，已较大影响到了阻火单元背火区域，此时阻火单元背火区域温度接近623.15 K。
综上可知，芯体孔高越大流体在阻火单元内的流动越顺畅，有利于减少因电池燃爆舱内部压力积聚；而芯体孔高越小越有助于阻火单元吸收热量和限制热量逸出，有利于提高阻火单元对温度的控制。

1.4 厚度对阻火单元流通特性影响分析

不同厚度的阻火单元在面对锂电池热失控产生的高温气流和火焰时，流通特性不同，影响其抑制火焰的能力。调整模型内部流体域模型厚度参数，分析20 mm与30 mm厚度下温度和压力的瞬态变化，设置阻火单元芯体孔高为0.6 mm，流体域压力和温度云图分别如图6和图7所示。
图 6 芯体孔高0.6 mm阻火单元流体域压力云图

Fig.6 Pressure contour map of fluid domain for 0.6 mm core height fire retardant unit

图 7 芯体孔高0.6 mm阻火单元流体域温度云图

Fig.7 Temperature contour map of fluid domain for 0.6 mm core height fire retardant unit

图6（a）中，20 mm厚度阻火单元的压力从入口到出口的变化趋势较为明显，最大值和最小值之间的差值为16 241.76 Pa。这意味着流体在通过20 mm厚度阻火单元时，压力的降低较为显著。图6（b）中，由于30 mm厚度阻火单元提供了更多的阻力，阻碍了气体流动，阻火单元的压力最大值和最小值之间的差值为15 006.98 Pa，相比20 mm厚度时减小了1 234.78 Pa。
图7（a）中，20 mm厚度阻火单元阻热效果欠佳，气体高温传递到阻火单元后，背火面区域温度升高至约430 K。图7（b）中，30 mm厚度阻火单元的温度区域划分较显著，高温气体通过阻火单元后背火面温度变化相对较小，其温度维持在300 K，隔离高温效果更佳。
综上所述，30 mm厚度阻火单元相较于20 mm厚度的温度抑制效果更佳，但泄压能力减弱。阻火单元厚度每增加1 mm，压力差平均减小123.478 Pa，背火面区域温度平均减小13 K。
综合评估仿真结果可知，可采用较小的芯体孔高和较大的厚度以增加阻火单元隔热降温能力和泄压性能。经比较可知，芯体孔高为0.6 mm、厚度为30 mm的阻火单元火焰抑制综合性能最优。

2 热失控燃爆实验与危险性分析

2.1 实验装置与程序

为进一步评估芯体结构参数对阻火单元火焰抑制功能的影响，搭建锂电池热失控燃爆火焰抑制特性测试装置进行实验研究，如图8所示。图中， T e n为电池燃爆舱环境温度， T b a t为电池表面温度， T 1和 T 2分别为阻火单元迎火面和背火面温度； P e n为电池燃爆舱环境压力， P 1和 P 2分别为阻火单元迎火面和背火面压力； v e n为电池燃爆舱环境气体流速， v 1和 v 2分别为阻火单元迎火面和背火面气体流速。
图 8 锂电池热失控燃爆火焰抑制测试平台示意图

Fig.8 Schematic diagram of battery thermal runaway flame explosion suppression testing platform

实验装置由反应模块、供电模块、数据采集模块3部分组成。反应模块包括电池燃爆舱和热失控加热触发装置；供电模块包括可调加热电源和直流电源，加热电源向电池燃爆舱内热失控触发装置提供40 W恒功率电能，直流电源为气体流速传感器、压力传感器提供电能；数据采集模块包括温度传感器、压力传感器、气体流速传感器和数据记录仪，其中温度传感器实时监测电池热失控温度，压力传感器和气体流速传感器实时监测电池燃爆舱内、阻火单元迎火面和背火面3处压力和气体流速，数据记录仪实时记录实验数据。实验选用电池所产生的热失控气体参数和仿真所用参数一致。

2.2 热失控危险性

未加装阻火单元的锂电池热失控燃爆过程如图9所示。锂电池热失控燃爆分为一次火焰喷射、二次火焰喷射、三次火焰喷射、减弱和熄灭4个阶段［28］。热失控初期，电池燃爆舱内部发生剧烈化学反应，释放大量热量和气体，发生一次火焰喷射（如图9（a）所示），火焰形态主要表现为单纯的燃烧状态，尚未与其他物质混合；随着燃烧加剧，大量火焰汇集高能碎片从喷口处喷出，发生二次火焰喷射（如图9（b）所示），此时火焰形态较为集中，温度最高，有向四周扩散的趋势；随着火焰减弱，进入三次火焰喷射时期（如图9（c）所示），火焰形状趋于不规则，明亮高能碎片向周围空间蔓延，此时高温物质飞溅仍有一定扩散性；火焰接近熄灭（如图9（d）所示），火焰的形状变得更加分散，全程未进一步引发爆轰。
图 9 未加装阻火单元的锂电池热失控燃爆现象

Fig.9 Battery thermal runaway flame explosion pheno-menon without fire retardant unit

未加装阻火单元的锂电池热失控燃爆过程中温度、气体流速以及压力变化曲线如图10所示。喷射温度 T 1、电池燃爆舱温度 T e n和电池表面温度 T b a t的变化曲线如图10（a）所示，可以看出： T 1、 T e n和 T b a t在近乎同一时刻达到温度最高值，分别为238.3、364.0、369.8 ℃。此时电池热失控产生的高温影响剧烈，电池燃爆舱内和喷口处有强烈热反应。
图 10 未加装阻火单元的锂电池热失控燃爆参数变化

Fig.10 Variation diagram of battery thermal runaway flame explosion without fire retardant unit

从861.75 s开始发生热失控， v 1和 v e n开始上升（如图10（b）所示），当锂电池在861.82 s时， v 1、 v e n分别达到峰值125.265、40.575 m/s。随后， v 1迅速下降至0 m/s， v e n也逐步下降。鉴于喷口为开放环境，燃爆舱内部为封闭环境，二者环境特性的差异致使喷口处气体流速峰值相较于电池燃爆舱处高出84.69 m/s。基于此，在喷口处加装阻火单元，可实现降低热失控气体流速的目的。
电池燃爆舱环境压力P en和喷口处压力P 1随时间的变化情况如图10（c）所示。随着电池热失控产生大量的气体，使得电池燃爆舱压力短时间内急剧上升， P e n迅速上升至峰值0.112 2 MPa， P 1达到峰值0.104 3 MPa。随着电池热失控高温喷射和气体燃爆的结束， P e n下降较快，此时喷口处气体外泄， P 1呈现出一定程度的波动后趋于0 MPa。

3 阻火特征参数实验分析

3.1 温 度

鉴于对锂电池燃爆舱内热失控高温气体和火焰的抑制需求，在燃爆舱出口加装波纹板型阻火单元。通过实验分析电池表面温度 T b a t、电池燃爆舱环境温度 T e n、迎火面温度 T 1、背火面温度 T 2以及阻火单元前后侧温度差 Δ T，解析热量在阻火单元中的传递路径以及不同设计参数的阻火单元对锂电池热失控危害的抑制效果。未加装阻火单元和加装不同厚度、不同芯体孔高阻火单元的电池表面温度和燃爆舱内部温度变化曲线如图11所示。
图 11 热失控过程电池表面温度和燃爆舱环境温度变化

Fig.11 Variation in battery surface and explosion compartment ambient temperature during thermal runaway process

由图11（a）可知，与未安装阻火单元的实验数据相比，安装阻火单元后的锂电池表面温度峰值均发生一定程度的增高。芯体孔高为0.6 mm、厚度为20 mm时， T b a t峰值最高，为493.4 ℃，比未安装阻火单元时高出122.8 ℃；芯体孔高为1.2 mm、厚度为30 mm时， T b a t峰值温度增加最少，但仍比未安装阻火单元时高出47.7 ℃。由此可见，电池包体结构加装阻火单元会对电池表面散热产生影响，且芯体孔高与厚度共同作用于 T b a t，通常芯体孔高越小，厚度越小，电池表面温度越高。
由图11（b）可知，安装阻火单元后 T e n均存在不同程度的降低。芯体孔高为0.9 mm、厚度为20 mm的阻火单元对应 T e n的峰值温度为147.6 ℃，温度抑制效果最佳；其次，芯体孔高为0.6 mm的阻火单元在两种厚度（20、30 mm）下 T e n峰值温度相差不大，分别为217.6 ℃和246.6 ℃，20 mm厚度阻火单元温度抑制效果略优于30 mm厚度；当芯体孔高增加至1.2 mm时，无论厚度大小， T e n的峰值温度普遍抑制效果不佳，最低为265 ℃，最高为271.7 ℃。由此可见，芯体孔过小会导致电池燃爆舱内热量积聚，而芯体孔过大，一方面令阻火单元无法吸收足够的热量，另一方面为滞留在电池燃爆舱内热失控气体燃爆提供更充足的氧气，这两种情况均不利于降低 T e n。
阻火单元厚度和芯体孔高对热量的传导、对流和辐射影响可以通过比较阻火单元迎火面温度 T 1和背火面温度 T 2获取。不同厚度、不同芯体孔高阻火单元对应 T 1、 T 2和 Δ T变化曲线如图12所示。
图 12 不同厚度、芯体孔高阻火单元前后侧温度变化

Fig.12 Variation of temperature on front and back sides of fire retardant units with different thicknesses and core heights

由图12（a）可知，阻火单元芯体孔高为0.6 mm、厚度为20 mm时， T 1最高达445.1 ℃，相较于未安装阻火单元时高出206.8 ℃，且厚度增加10 mm，并未使得 T 1峰值产生明显降低；芯体孔高增大至0.9 mm和1.2 mm时， T 1峰值温度较之0.6 mm时有明显降低。
由图12（b）可知，经过6种规格的阻火单元隔热后， T 2峰值均远低于未安装阻火单元时温度。其中，厚度为20 mm、芯体孔高分别为0.9 mm和1.2 mm的阻火单元温度抑制效果显著，热失控初期 T 2峰值为83.3 ℃和95.2 ℃，随后 T 2分别从峰值缓慢降至室温未出现二次升高。而厚度为20 mm、芯体孔高为0.6 mm的阻火单元，因孔隙太小，对热量的排泄效果不明显， T 2在电池热失控后的865.98 s出现二次峰值，温度达到115 ℃，总体温度抑制效果不佳。厚度为30 mm的阻火单元，仅在热失控初期出现了显著的温度抑制效果，随着热量的积蓄， T 2均出现了不同程度的二次升高。
Δ T为 T 1与 T 2之差，可有效衡量阻火单元的降温性能，不同规格阻火单元前后的 Δ T以及其相对 T 1的降低幅度如表5所示。由表5可知，芯体孔高为0.6 mm的阻火单元温度抑制比例最高。然而，结合图12（a），芯体孔高过小较大程度上增加了迎火面温度 T 1。因此，芯体孔高为0.6 mm阻火单元使电池舱体内部温度过高，不利于热失控的内部扩散抑制。当芯体孔高增大到1.2 mm，尽管 Δ T不大，但是温度抑制百分比可达80.93%，且 T 1所受影响不大。
表5 阻火单元温度抑制效果

Table 5 Temperature suppression effect of fire retardant unit

阻火单元规格 Δ T/℃ Δ T T 1/%
h/mm d/mm
0.6 20 382.1 85.85
0.6 30 375.8 86.55
0.9 20 194.8 69.80
0.9 30 221.4 76.80
1.2 20 240.1 73.72
1.2 30 261.5 80.93
文献［21］进行了阻燃涂层的热防护效果测试，将阻火单元与阻燃涂层的热防护效果进行对比，如表6所示， T 外为施加热失控防护措施后舱体外最高温度，在阻火单元防护方法中T 外为阻火单元出口最高温度，在阻燃涂层防护方法中T 外为电池包顶板背火面最高温度。
表6 阻火单元与阻燃涂层防护效果对比［21］

Table 6 Protective effect comparison of flame retardant unit and flame retardant layer［21］

对比项目 阻火单元 阻燃涂层
实验对象 21 700单节 18 650单节
T 外/℃ 83.30 85.49
T e n（无防护）/℃ 600.8 490.7
T e n（有防护）/℃ 147.6 431.1
Δ T e n/% 75.43 12.14
由表6可知，阻火单元与阻燃涂层对电池包体的降温效果相差不大，阻火单元出口最高温度可降至83.3 ℃，通过阻燃涂层隔热可使电池顶板外表面最高温度降至85.49 ℃。但两者防护手段对电池舱内的温度控制效果存在显著差异，阻火单元可将热失控气体、高温气体和火焰排出电池包外，将带走大量热量，使舱内环境温度降幅达到75.43%，而阻燃涂层仅将其降低了12.14%。
波纹型阻火单元可安装于电池包排气管道中泄压阀后、舱体夹层中，对于电池热失控火焰的抑制效果显著，实现“温度控制-压力调节-火焰淬熄-碎片拦截”四位一体的安全防护，达到阻燃涂层等现有热失控管理材料无法实现的效果。

3.2 气体流速

气体流速与火焰传播速度密切相关。阻火单元前后气体流速峰值差 Δ v是衡量阻火单元性能的重要参数， Δ v越小则表示热失控气体在阻火单元后的扩散趋势越弱， Δ v越大则表示阻火单元降低的气体流速越大，通过对不同规格阻火单元的 Δ v分析，可以掌握火焰在遇到阻火单元时的传播行为。不同厚度、芯体孔高阻火单元前后气体流速峰值差变化曲线如图13所示。
图 13 阻火单元前后侧气体流速变化

Fig.13 Variation of airflow velocity on front and back sides of fire retardant unit

图13中，随着芯体孔高和厚度的增加， v 1和 v 2总体上呈现出降低的变化趋势，气流在通过阻火单元时速度减缓，气体流速降低。 Δ v结合 v 1和 v 2能够反映阻火单元对气流的阻力特性，芯体孔高为0.6 mm时厚度对 Δ v影响较小，两种厚度（20、30 mm）间 Δ v相差2.292 7 m/s，芯体孔高为0.9 mm和1.2 mm时厚度对 Δ v影响逐渐增大，芯体孔高为1.2 mm时 Δ v达到了17.419 6 m/s，这是因为厚度越大，气流在通过阻火单元时更容易被分散和减速。
不同厚度下 Δ v随芯体孔高的变化规律相同，在阻火单元厚度为20 mm和30 mm的情况下，芯体孔高为0.6~0.9 mm时，芯体孔高每增加0.1 mm分别会使 Δ v减小11.105 4、7.330 9 m/s，而芯体孔高为0.9~1.2 mm时，芯体孔高每增加0.1 mm会使 Δ v分别增大5.216 8、6.484 8 m/s。这表明芯体孔高较小时，气体受到阻力较大，使气体流速降低；而芯体孔高较大有利于将压力释放到外部环境，从而减少内部压力积聚对气体流速的推动作用。这两种情况均有助于提升对火焰传播的抑制效果。
总体上看，厚度在决定阻火单元对气流的阻滞效果能力方面发挥着更为关键的作用，这种差异源于厚度的变化同时影响了气体流通路径以及压力的释放。

3.3 压 力

通过实验监测电池燃爆舱环境压力峰值 P e n、阻火单元迎火面压力峰值 P 1，计算 P e n与 P 1差值 Δ P以表征燃爆舱内压力衰减情况，如表7所示。由于阻火单元背火面与外界相通，近似为大气压，因此实验测得 P 2不变。
表7 实验压力值

Table 7 Experimental pressure value

阻火单元规格 P e n/MPa P 1/MPa Δ P/kPa
h/mm d/mm
0.6 20 0.112 3 0.108 6 3.7
0.6 30 0.107 6 0.106 4 1.2
0.9 20 0.117 2 0.113 9 3.3
0.9 30 0.113 5 0.112 1 1.4
1.2 20 0.113 9 0.110 8 3.1
1.2 30 0.111 2 0.109 3 1.9
由表7可知，芯体厚度对压力变化的影响更为显著。在相同阻火单元厚度条件下，芯体孔高对 Δ P的影响程度并不明显，这一现象与仿真结果呈现出一致性。然而，在相同厚度条件下，芯体孔高分别为0.6、0.9、1.2 mm时，厚度每减少1 mm，压力参数 Δ P分别相应增加250、190、120 Pa。原因在于较薄的阻火单元对外界开放程度更高，使燃爆气体能够更为顺畅地逸出电池包体，产生明显的压力降低效果，但同时会减弱温度抑制效果并加快火焰传播速度。

3.4 特征参数关联分析

阻火单元的防护效果应由降低温度、调节压力和抑制气体流速3个方面的综合表现来评定，分别用 Δ T、 Δ v、P 1与标准大气压P atm之差来表征。实验获取的各项特征参数的综合对比结果如表8所示。
表8 特征参数综合对比

Table 8 Comparison results of characteristics parameters

阻火单元规格 Δ T/℃

Δ v/

（m·s-1）

 P 1-P atm/kPa
h/mm d/mm
0.6 20 382.1 55.601 7.275
h0.6 30 375.8 57.894 5.075
0.9 20 194.8 22.285 12.575
0.9 30 221.4 35.901 10.775
1.2 20 240.1 37.936 9.475
1.2 30 261.5 55.355 7.975
由表8可知，气体流速变化与温度变化强相关， Δ v越大对应的 Δ T较大。原因为阻火单元前后的热失控气体流动增强，高温气体排泄带走热量的程度加快，利于温度下降，因此 Δ T与 Δ v强相关。此外，压力变化与气体流速变化的趋势相反，阻火单元迎火面与大气压差越大对应的 Δ v较小。

4 最优结构参数对比分析

阻火单元不同规格结构参数下的锂电池热失控实验现象如图14所示。由图14可知，在芯体孔高从小到大的变化过程中，锂电池热失控燃爆过程中更多的高亮碎片发生逸散。尽管较大的芯体孔在一定程度上能够降低电池燃爆舱内部的压力，然而向外逸出的可燃气体、高能喷射物和碎片等将危及电池包外侧周边飞机结构、系统和线路的安全性。
图 14 不同规格阻火单元火焰抑制效果

Fig.14 Flame suppression effect of fire retardant units with different specifications

由于锂电池热失控燃爆过程伴随着固体喷射物和碎片喷射等逸出物，阻火单元将产生不同程度的堵塞，如图15所示。
图 15 阻火单元实验后堵塞情况

Fig.15 Post-test physical images of fire retardant units

当发生如图15（c）所示的内部严重堵塞现象时，电池燃爆舱内部的环境状态将会由原本的半开放形式转变为封闭形式，阻火单元将丧失其降温以及泄压的关键能力。阻火单元在热失控进程中出现堵塞将引发一系列不良效应，包括压力升高和热量积累。阻火单元发生严重堵塞时气体流速变化曲线如图16所示。
图 16 阻火单元堵塞气体流速变化

Fig.16 Post-blockage variation of gas flow velocity before and after fire retardant unit

图16中，911.9 s时刻 v 1迅速攀升至109.08 m/s的峰值顶点，随后发生急剧下降。由于阻火单元孔隙出现堵塞， v 2峰值仅为21.18 m/s，出口气体流速呈现出振荡式变化。这种异常的气体流速变化特征对电池燃爆舱内气体的正常逸散以及阻火单元的热量吸收产生了强烈的干扰作用。
在仿真假设条件下，芯体孔高0.6 mm、厚度30 mm为最优设计参数，但并未考虑实际热失控过程中伴随如图9所示的多次燃爆火焰喷射将导致阻火单元发生局部堵塞的现象。通过实验数据比较，芯体孔高0.9 mm、厚度30 mm阻火单元的防护效果最佳。两种规格阻火单元的实验实测参数对比如表9所示。
表9 阻火单元（d=30 mm）实验参数对比

Table 9 Comparison of fire retardant unit （d=30 mm） test parameters

参数 h=0.6 mm h=0.9 mm
T b a t峰值/℃ 447.2 424.7
T e n峰值/℃ 246.6 156.1
T 1峰值/℃ 434.2 288.3
T 2峰值/℃ 91.2 108.5
P e n峰值/MPa 0.107 6 0.103 5
P 1峰值/MPa 0.106 4 0.102 1
v 1峰值/（m∙s-1） 114.223 1 64.981 5
v 2峰值/（m∙s-1） 56.329 3 29.080 8
由表9可知，加装芯体孔高为0.9 mm的阻火单元可将舱内环境温度峰值降低至156.1 ℃，这一抑制效果可显著降低对舱内其他电池的温度影响。芯体孔高为0.9 mm阻火单元比0.6 mm的迎火面温度峰值降低了33.6%，可显著减少火焰热侵蚀；峰值压力差提升了200 Pa，舱内压力抑制效果更佳；芯体孔高为0.9 mm阻火单元 v 1和 v 2均明显降低。
此外，在质量方面，直径为60 mm、厚度为30 mm、芯体孔高为0.9 mm的阻火单元质量仅为196.95 g。以某型eVTOL航空器为例，该航空器上装配的25 kW·h动力电池包质量约为200 kg，阻火单元仅占电池包质量的0.1%。可以得出，航空动力电池系统加装阻火单元对系统轻量化设计和高能量密度需求并无显著影响。

5 结 论

1） 阻火单元芯体孔高和厚度对锂电池热失控燃爆火焰抑制呈现耦合影响。在温度抑制方面，随着芯体孔高增加，厚度对 Δ T的影响逐渐加强；在有害气体流速抑制方面，随着芯体孔高的增加，厚度对 Δ v的影响逐渐增强。
2） 相同厚度下，芯体孔高越小越利于热量吸收并限制热量逸出，芯体孔高为1.2 mm的阻火单元 Δ T仅为194.8 ℃，芯体孔高为0.6 mm的阻火单元 Δ T可以达到382.1 ℃；芯体孔高越大越利于减少电池燃爆舱内部压力积聚；相较于厚度，芯体孔高对压力影响不明显；在燃爆气体外逸流速抑制上，芯体孔高的影响不显著。
3） 相同芯体孔高下，厚度为30 mm阻火单元比20 mm的隔热能力更强，但泄压效果更差。芯体孔高分别为0.6、0.9和1.2 mm时，厚度每增加1 mm，压力参数 Δ P分别会相应地减少250、190和120 Pa；厚度越大，热失控燃爆气体外逸流速降低得越多；而厚度变化对 Δ T的作用效果不显著。
4） 尽管仿真分析得出最优设计参数为芯体孔高0.6 mm、厚度30 mm，但进一步的实验分析可知，锂电池热失控伴随的高温固体喷射物和碎片会引发芯体孔的堵塞现象，且孔越小堵塞越严重。实验得出，芯体孔高为0.9 mm、厚度为30 mm的阻火单元对燃爆火焰抑制效果最佳，可将电池燃爆舱环境温度从365.6 ℃降低至156.1 ℃，将迎火面温度从288.3 ℃降低至背火面温度108.5 ℃，压力抑制和气体流速控制均效果更佳。
波纹型阻火单元能够通过芯体孔结构设计吸收热量、抑制锂电池热失控火焰和高速气流并遏制有害固体喷射物与碎片的向外逸出，同步实现定向泄压，规避舱内压力骤增引致的结构失效风险。因此，电池包或模组结构中增加安装阻火单元的措施，可使航空动力锂电池系统满足FAA专用条件25-359-SC、EASA MOC-3 SC-VTOL文件以及行业标准RTCA DO-311A等规定的“火焰不外逸”要求，这一设计具备较显著应用前景。

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