乙烯儲罐氣體泄漏誘發蒸氣云爆炸的數值模擬*

王秋紅，孫藝林，李 鑫，蔣軍成，張明廣，王劉兵

（1.西安科技大學安全科學與工程學院，陜西西安710054；2.南京工業大學安全科學與工程學院，江蘇南京210009；3.江蘇省危險化學品本質安全與控制技術重點實驗室，江蘇南京210009）

大型儲罐作為化工生產環節中的重要組成部分，因占地面積大，收發作業頻繁，設備檢維修頻次多等特點，常常會因不可預知的因素，導致物料泄漏[1]。若泄漏物質具有可燃性，易引發生火災、爆炸事故，造成嚴重的災害后果[1]。目前因氣體泄漏導致的爆炸事故仍時有發生，例如：2014年臺灣地埋管線發生丙烯泄漏，導致嚴重的爆炸事故發生[2]；2018年神華寧煤烯烴二分公司罐區連接管線發生乙烯泄漏著火事故。研究大型儲罐氣體泄漏擴散和氣云爆炸過程，對于認識事故本質和減輕事故后果具有重要意義。傳統研究主要是依托現場試驗建立理論模型[3-4]，而基于理論模型開展流體力學數值模擬計算，因具有交互友好、成本低、可重復性等諸多優點，被眾多學者應用以解決工程問題。例如Fluent[5-7]、FDS[8-9]和FLACS等計算流體力學(computational fluid mechanics,CFD)軟件在事故后果預測的研究中有著廣泛的應用。

其中，FLACS軟件是一款可以用于預測氣體擴散和氣云爆炸事故后果的專業軟件，采用分布式多孔結構的思想在相對粗糙的網格上表現復雜幾何形狀是FLACS相比其他CFD軟件的重要優勢之一[10]，這種方法以亞網格模型呈現了局部的阻塞程度和受限情況，從而通過局部阻塞率影響模擬計算中的流體流動和湍流產生。該軟件在四十余年發展過程中不斷完善，其模擬結果的可靠性被諸多學者證實，例如：Middha 等[11-13]、Hansen 等[14]基于BAM和NASA 液化氫氣（liquefied hydrogen,LH2）擴散實驗，Maplin Sands和Burro液化天然氣（liquefied natural gas,LNG）擴散實驗中的大量基礎研究數據，證實了FLACS軟件模擬計算的可靠性；Schleder 等[15]和Fiates等[16]使用FLACS軟件分別驗證了H2、CO2等氣體擴散過程；Wang 等[17]和文虎等[18]利用FLACS軟件驗證了天然氣爆炸火焰傳播過程和相關變化規律。此外，利用FLACS軟件進行大尺度條件下事故后果預測研究也較廣泛，例如：Li 等[19-21]和Huang 等[22]利用該軟件預測了安全間距和防爆墻措施影響下海上船舶LNG 擴散及氣云爆炸后果：王志寰等[23]預測了大型LNG接收站泄漏事故產生的災害效應。FLACS軟件對于事故預測和安全措施設計有重要作用，研究結論對工業場區的安全生產防護有一定的指導意義。

目前對氣體泄漏擴散及氣云爆炸的研究大多集中在CO2、H2、LNG 和LPG（liquefied petroleum gas），但在化工生產中，因液化烴泄漏引起的火災、爆炸事故占比較大[1]，關于此方面的研究較少。液化烴作為加工和儲存的重要物料，因其蒸氣壓大于大多數液體的蒸氣壓，多數國家將此類物質列為最危險等級，并專項制定了儲存和運輸規范。其中，乙烯作為最常見的液化烴類物質，它的爆炸極限(2.8%～36.0%)相比其他液化烴的爆炸極限范圍偏大，且乙烯氣體密度相比其他液化烴氣體密度偏小，在相同泄漏速率和泄漏面積下，泄漏口處乙烯氣體流速大，易于形成可燃氣云[24]；同時，乙烯相比其他液化烴的層流燃燒速度較高，氣云被引燃后爆炸超壓更高[24-25]，因此乙烯發生泄漏擴散和爆炸事故的危險性相比其他烴類更高，需進行重點研究。在實際事故中，氣云往往呈現形狀不規則和濃度不均勻的特點[26]，但是多數研究僅集中在儲罐區氣云擴散或爆炸危險性，對兩者的綜合性研究較少。因此，針對乙烯泄漏擴散后形成不規則氣云的爆炸過程進行研究，以期揭示乙烯儲罐區氣體泄漏誘發蒸氣云爆炸規律。

1 模型及參數設計

1.1 幾何模型與網格劃分

以西安市某能源化工廠中乙烯儲罐組為研究對象，罐區中有8臺球形鋼制儲罐（編號A～H）和2間閥室。每個球罐體積為2 000 m3（球罐直徑15.7 m，底部距地面5.0 m），球罐與球罐之間布置有扶梯和管道，計算區域為整個乙烯儲罐區，（坐標為：X，-6～106 m；Y，-6～149 m；Z，0～40 m），模型如圖1所示。

圖1 乙烯儲罐區模型Fig.1 The model of theethylene storage tank farm

對于乙烯氣體泄漏擴散過程的數值模擬，選擇適用于亞聲速流體流入及流出的Nozzle邊界條件；對于氣體爆炸過程的數值模擬，選擇適用于爆炸場景的Euler 邊界條件。對于計算區域的網格劃分，網格尺寸過大或太小都會導致模擬結果出錯或有偏差，如求解器不收斂或泄漏氣體被過度稀釋。根據FLACS軟件中網格劃分的一般要求，模擬計算中網格尺寸精度要達到有廣泛實驗驗證的1.0～1.5 m 范圍內[10]，數值模擬中設置網格尺寸為1.333 m，并在泄漏源附近進行網格加密，以確保泄漏氣體在泄漏初始階段不會被過度稀釋。

1.2 場景設置

影響氣體擴散過程的主要因素包括泄漏速率、泄漏方向、泄漏位置、氣體組成、環境風速和風向[21]。調查該儲罐區中儲罐使用情況，發現隨儲罐使用年限的增加，儲罐罐底鋼板是最容易受到腐蝕而發生泄漏的地方，因此泄漏位置設置在儲罐A 的罐底底部，坐標為(24.5 m,34.5 m,4.5 m)，平面位置如圖1(b)所示。泄漏方向設置為水平(+X、+Y)和垂直于地面(-Z)等3種方向；設置泄漏速率分別為6、12、18和24 kg/s，持續時間為100 s。統計得到該儲罐區所在地氣候情況，掌握儲罐區常年風向多為南風(+Y)、西風(+X)和西南風(+XY)，2019年中無風天數為188 d(風速0 m/s)，3～4級風天數為94 d(風速3.4～7.9 m/s)。根據全年環境風的特征，考慮設定兩種環境風速情況：一種采用無風狀態，一種采用3～4級風的平均風速5.65 m/s。

2 乙烯儲罐區氣體泄漏擴散過程

2.1 氣體泄漏擴散評價參數

最遠擴散距離(Dmax)和可燃氣云體積(Vflam、VQ9)是用來定量評價氣體泄漏危險性的重要參數，這2 個參數是廠區事故應急管理和安全設計的核心參考依據。Dmax定義為可燃氣云擴散最遠位置到泄漏點的距離，單位為m。有2種應用較廣泛的可燃氣云體積預測評價參數：一種是Vflam，被定義為爆炸極限范圍內的可燃氣云體積，單位為m3；另外一種是VQ9，被定義為真實氣云等效化學計量比的均勻氣云體積，單位為m3[27]。Vflam和VQ9可分別由下式計算得出：

式中：V為爆炸極限范圍內的可燃氣體體積，Sl為層流燃燒速度，E為燃料在空氣中恒壓燃燒所產生的體積膨脹，下標stoich 代表了Sl和E在化學當量比濃度下的最大值。在這兩者中，VQ9是一種非均勻蒸氣云向更小的化學計量蒸氣云的等效縮放，綜合考慮了可燃氣體的火焰傳播速度和體積膨脹，在通風良好的情況下，VQ9能夠給出與原始蒸氣云相近的氣體爆炸超壓[10]。以乙烯泄漏速率為12 kg/s、泄漏方向為+Y向的工況為例，該工況下氣體擴散濃度分布如圖2(a)所示，圖例中Fv為可燃氣體在空氣中的體積分數；此工況下乙烯可燃氣云的Vflam和VQ9兩種評價參數隨時間的變化曲線，如圖2(b)所示。

圖2 氣體泄漏擴散危險性評價參數Fig.2 Parameters for evaluation of the dispersion of released gas

從圖2(a)可以看出乙烯氣體泄漏擴散的濃度分布和Dmax值的選取。從圖2(b)可以分析得到，在相同泄漏工況下，Vflam和VQ9隨時間變化的趨勢相似，峰值分別為12 908和4 555 m3，VQ9峰值僅為Vflam峰值的35.3%。當用Vflam表征可燃氣云體積時，大部分氣云的實際濃度低于化學當量濃度，若基于Vflam定義化學當量比的氣云，會由于較大的氣云體積，高估氣云爆炸壓力，導致氣體泄漏擴散和氣云爆炸危險性預測過于保守。而根據定義，VQ9則能給出與真實氣云相當的爆炸超壓，能夠合理預測事故后果。因此，選擇VQ9作為氣體泄漏擴散的危險性評價參數。從圖2(b)中還可以得到VQ9在100 s時刻泄漏停止后的數秒內達到峰值。這是因為在泄漏點附近射流核[28]的氣體濃度遠高于爆炸上限，當泄漏停止后，初始動量使該部分氣體繼續擴散，被大氣不斷稀釋到爆炸極限范圍內，因而VQ9會在泄漏停止后繼續增大；亦會導致當泄漏速率增大，加快泄漏停止后的氣云擴散，更快達到氣云體積峰值。

2.2 氣體泄漏條件對乙烯泄漏氣云擴散的影響

2.2.1泄漏速率與方向對乙烯泄漏氣云擴散距離的影響

針對4種泄漏速率和3種泄漏方向組合而成的12種工況進行氣體泄漏擴散模擬，不同泄漏方向上泄漏速率與氣云Dmax的關系曲線如圖3所示。其中+X泄漏方向，24 kg/s泄漏速率工況下，泄漏氣云擴散到計算區域以外，未繪制在圖3中。

從圖3可以看出，Dmax隨氣體泄漏速率的升高而增大。相同泄漏速率條件下，泄漏方向對Dmax的影響較大，在+X泄漏方向上，6～18 kg/s泄漏速率的范圍內，Dmax最大值為81.50 m。在+Y、-Z兩個泄漏方向上，6～24 kg/s泄漏速率范圍內，Dmax最大值分別為51.00和75.75 m。當泄漏方向水平為+X和+Y時，不同泄漏速率下Dmax隨時間變化曲線如圖4所示，對應的擬合方程如表1所示，擬合方程中y代表Dmax，單位m，x代表泄漏持續時間，單位s。

圖3 不同泄漏方向上泄漏速率與氣云D max 的關系曲線Fig.3 Relation curves between various leak rates and D max along different leak directions

圖4 不同泄漏速率下D max 隨時間變化曲線Fig.4 Variation of D max with time under different leak rates

表1 不同泄漏速率下D max 和時間的擬合方程Table 1 Fitting equations of D max and time under different leak rates

從圖4可知，在+X和+Y兩個泄漏方向上，泄漏初期Dmax增長相對保持一致，Dmax的增長速率呈現先增大后減小的趨勢，約在70 s后逐漸趨于穩定。這是因為泄漏初期泄漏產生的射流氣體動量較大，而隨著氣云不斷擴散，動量迅速衰減。在+Y泄漏方向上存在多個障礙物（儲罐和扶梯等）的限制，障礙物阻塞率較高，對氣體擴散產生了明顯的阻礙作用，射流氣體不斷碰撞到障礙物后，動能有較大程度地損失，因此Dmax在5 s時的增長速率顯著降低，相比+X泄漏方向，Dmax在+Y泄漏方向上較小。綜合圖3和圖4，因－Z泄漏方向上的射流氣體在碰撞地面后損失了部分動能，-Z泄漏方向上的Dmax小于+X泄漏方向上的Dmax。結合上述研究，可以發現在不同的泄漏方向上，障礙物是影響Dmax的主要因素，隨障礙物阻塞率的增大，射流氣體的動量損失越大，氣云Dmax越小。

如表1所示，對Dmax隨時間變化的散點進行非線性擬合，發現+X泄漏方向上的Dmax隨時間變化曲線符合二次函數關系，+Y泄漏方向上的Dmax隨時間變化曲線符合對數函數關系。通過現場監測和診斷技術，預先得到泄漏源的泄漏孔徑，并結合下式可以計算得到儲罐泄漏速率：

式中：m˙為泄漏速率，ρ 為氣體密度，u為泄漏口處的氣體流動速率，A為泄漏口的面積。對于高壓儲罐，u可近似取亞音速流動速率，300 m/s。結合現場監測報警系統推知泄漏持續時間，可以通過表1預測Dmax的動態變化，從而為泄漏事故發生后設置隔離帶等應急處置策略提供參考。

2.2.2泄漏速率與方向對乙烯泄漏氣云體積的影響

針對上述12種工況，分析不同泄漏方向上氣體泄漏速率對VQ9的影響，如圖5所示。

圖5 不同泄漏速率和泄漏方向上的V Q9Fig.5 V Q9 at variousleak rates and leak directions

從圖5可知，3 個泄漏方向上VQ9都隨泄漏速率的增加有不同程度增大，其中-Z泄漏方向上的VQ9增幅明顯偏低，這是因為泄漏方向垂直向下時，射流氣體受到地面阻礙向四周擴散，VQ9的覆蓋范圍增大，氣云邊界被周圍環境空氣的稀釋速率增大，VQ9整體較小。

隨著泄漏速率增加，在不同泄漏方向上VQ9的增大呈現不同的變化規律。在較小泄漏速率為6 kg/s時，3個泄漏方向上VQ9較接近，這是因為環境中大氣對泄漏氣體的稀釋占主導作用，不同泄漏方向上VQ9差異較小。在6～18 kg/s 泄漏速率范圍內，沿+Y泄漏方向上存在數個2 000 m3的大型儲罐，阻礙了氣體擴散和氣云形成，+X泄漏方向上的VQ9大于+Y泄漏方向上的VQ9；但是隨著泄漏速率進一步升高至24 kg/s，使得泄漏氣云覆蓋范圍更廣，障礙物降低了氣體流速，所以氣云被大氣稀釋的速率更慢；Dmax減小的同時，VQ9增大，這一現象隨著泄漏速率的升高，障礙物的阻塞作用會更明顯，且因+X泄漏方向上部分氣云擴散到監測區域以外，+Y泄漏方向上的VQ9比+X泄漏方向上的VQ9更大。

2.3 環境風條件對乙烯泄漏氣云擴散的影響

2.3.1環境風對乙烯泄漏氣云擴散距離的影響

針對無風和恒定風速5.65 m/s兩種風速，西風(+X)、南風(+Y)和西南風(+XY)等3種風向，6、12、18和24 kg/s等4種不同泄漏速率組合設計的24種工況進行氣體泄漏擴散模擬。不同泄漏方向上，泄漏速率與氣云Dmax的關系曲線如圖6所示。

從圖6可知，環境風能夠促進氣云擴散，環境風向與水平泄漏方向一致為+X或+Y時，氣云Dmax分別為80.65和71.34 m。+X泄漏方向時，氣云在有風條件下Dmax均小于無風條件；+Y泄漏方向時，+Y風向增大了氣云Dmax，其余風向則減小了氣云Dmax；-Z泄漏方向時，氣云Dmax整體增大。上述變化是因為：在+Y泄漏方向上阻塞率較高，氣云擴散受限，+Y風向促進了氣云擴散；在+X泄漏方向上阻塞率較低，風加速了氣云擴散，大量氣云體積分數降低到爆炸下限以下，因此氣云Dmax減小：-Z泄漏方向時，在無風條件下，射流氣體碰撞地面后向周圍均勻擴散，但環境風使得氣云向單一方向擴散，且擴散更集中，因此Dmax比無風條件下更大，在泄漏速率為24 kg/s時，在環境風速5.65 m/s的影響下，氣云Dmax從75.75 m 增大到108.00 m，增長幅度達到43%。

2.3.2環境風對乙烯泄漏氣云體積的影響

以+Y方向泄漏為例，VQ9隨不同泄漏速率和風向變化的趨勢如圖7所示。

從圖7可知，在無風條件下，泄漏速率分別為6、12、18和24 kg/s時，乙烯泄漏形成的VQ9分別為2 388、4 555、7 138和9 604 m3。在有風條件下，環境風對乙烯泄漏擴散形成的氣云有著較大的影響，會促進氣云稀釋，同時大幅度減小VQ9，其結果與文獻[29]中的結論一致。此外，當風向與泄漏方向同為+Y時，不同泄漏速率下VQ9分別為258、938、1 619和2 745 m3，可以發現風向與泄漏方向相同時，VQ9明顯高于其他兩種風向條件，這是因為風向與泄漏方向不同時，除了泄漏射流的初始動量驅動氣體擴散外，風會帶來不同方向的動量加快其垂直泄漏方向上的氣體擴散，使部分氣云濃度降低到爆炸下限以下。

圖7 不同風向和泄漏速率條件下的V Q9Fig.7 V Q9 at different wind directions and leak rates

3 乙烯蒸氣云爆炸過程

儲罐區內常見的點火源主要有以下5種，明火、靜電火花、電氣火花、金屬撞擊產生火花和雷擊火花[1]。依據罐區內常見的火源類型，在儲罐區設置3組點火源，分別為點火源1：靜電火花，坐標為(46.0 m,34.5 m,1.4 m)；點火源2：金屬碰撞產生火花，坐標為(25.0 m,48.5 m,2.6 m)；點火源3：明火，坐標為(37.0 m,37.8 m,0.4 m)，點火源平面位置見圖1(b)。

對泄漏后的擴散氣云進行爆炸模擬。在上述設計的48種氣體泄漏工況中，有22種工況點火源位置處于氣云爆炸極限范圍內，乙烯氣云發生了爆炸，其中無風條件下的12種工況全部發生爆炸，具體工況如表2所示，有風條件下發生爆炸的10種工況如表3所示。以無風條件下泄漏速率12 kg/s為例，說明泄漏后氣云發生爆炸的超壓分布及溫度分布規律，如圖8所示。

表2 無風條件下的爆炸工況Table 2 Explosion cases without wind

表3 有風條件下的爆炸工況Table 3 Explosion cases with wind

圖8 無風條件下乙烯氣云爆炸壓力場與溫度場分布Fig.8 Pressure and temperature fields of ethylene vapor cloud explosion without wind

從圖8可以看出，爆炸壓力波及范圍內的大部分區域壓力較小，僅在點火源附近爆炸壓力較大；爆炸高溫的影響范圍相比壓力波及范圍偏小，但大部分區域的溫度均達到了1 400 K 以上。相比于+X、+Y泄漏方向，-Z泄漏方向上的爆炸強度較弱，爆炸壓力場及溫度場影響范圍最小，這是因為泄漏所產生的可燃氣云大部分區域氣體濃度較低，且VQ9較小。

3.1 氣體泄漏條件對乙烯氣云爆炸的影響

增大幾何障礙物阻塞率和氣云體積都會增強氣云爆炸的危險性[24]，在該模型中+Y泄漏方向上障礙物阻塞率最高，氣云體積相對較大。以+Y泄漏方向，在不同泄漏速率、無風條件下所形成的氣云發生爆炸為例，說明儲罐A 和B表面的超壓及溫度變化，如圖9～10所示。

圖9 不同泄漏速率下儲罐表面爆炸超壓隨時間的變化Fig.9 Explosion overpressure asa function of time on the surfaces of storage tanks at different leak rates

圖10 不同泄漏速率下儲罐表面溫度隨時間的變化Fig. 10 Temperature as a function of timeon the surfacesof storage tanksat different leak rates

從圖9～10可以看出，泄漏速率分別為6、12、18和24 kg/s時，儲罐A 表面最大爆炸超壓pmax分別為2.68、3.28、3.55和4.16 kPa，達到pmax的時間tp分別為101.067 2、100.870 6、100.758 6和100.647 1 s；同時，儲罐B表面pmax分別為3.03、3.66、5.86和6.88 kPa，tp分別為101.170 7、101.024 8、100.894 9和100.761 4 s。結合氣體泄漏擴散結果，可以觀察到pmax與泄漏速率呈正相關關系，主要是因為泄漏形成的氣云體積增大，在氣云被引燃后爆炸超壓增強，且tp越快[30]。儲罐表面的最高溫度Tmax在各工況下均達到2 300 K 以上，受氣體泄漏速率的變化影響較小，但達到Tmax的時間tt隨泄漏速率升高而提前。但是，氣體泄漏速率越高，高溫對儲罐的影響時間越長，可以看到較高泄漏速率會產生體積更大的可燃氣云，導致爆炸強度更大，燃燒反應時間更長。

3.2 環境風條件對乙烯氣云爆炸的影響

以+Y泄漏方向為例，有風及無風條件下泄漏氣云發生爆炸時儲罐A 和B表面的超壓及溫度變化，如表4～5所示。

表4 不同條件下儲罐表面的最大爆炸超壓以及達到最大爆炸超壓的時間Table 4 The maximum explosion overpressure on the tank surface and the time required to reach it under different conditions

表5 不同條件下儲罐表面的最高溫度以及達到最高所需的時間Table 5 The maximum temperatureon the tank surfaceand thetime required to reach it under different conditions

從表4中可以看出，有風條件下的pmax均小于無風條件下的pmax，且有風條件下的tp更短。當泄漏速率分別為6、12、18和24 kg/s時，相比無風條件，有風條件下儲罐A 表面pmax分別降低了2.65、1.82、1.09和0.13 kPa，降幅分別達到99%、55%、31%和3%；儲罐B表面pmax分別降低了3.00、2.52、2.88和3.38 kPa，降幅分別達到99%、69%、49%和49%，發現環境風的存在使得氣云爆炸對障礙物的超壓作用被顯著減緩。

從表5中可以看出，相比無風條件下的儲罐表面Tmax，有風條件下儲罐表面Tmax會在更短的時間內下降，高溫對儲罐的影響時間縮短。結合圖10可以看出，4種泄漏速率下，儲罐A 表面爆炸溫度高于2 000 K 以上的持續時間在無風條件下分別為2.11、2.83、3.22和3.50 s，有風條件下分別為0.52、1.99、2.47和2.74 s，環境風使高溫持續時間明顯縮短。上述現象是因為在環境風的影響下，環境中的空氣流動增強了湍流強度，火焰湍流燃燒反應速率更高[24]，同時又因環境風加速了大氣稀釋可燃氣體的速率，使得大量可燃氣云的體積分數降低到爆炸下限以下，從而降低了可燃氣云體積，氣云完全燃燒時間更短。

3.3 氣云爆炸強度評估

爆炸超壓是衡量爆炸強度的重要參數，爆炸超壓的強弱能直觀顯示氣云爆炸對各類建筑實物的破壞程度[24]，如表6所示。

經上述研究可得知，在6、12、18和24 kg/s泄漏速率下，+X泄漏方向上氣云爆炸超壓分別為1.63、6.36、5.85和5.99 kPa，+Y泄漏方向上氣云爆炸超壓分別為3.02、3.66、5.86和6.88 kPa。結合表6，可以得知，氣云爆炸的超壓在1.63～6.88 kPa 范圍內，對各類型建筑物僅能造成輕度損壞及輕微損壞。但需要注意的是，由于建模精度的影響，實際儲罐組的建筑結構會更加復雜，從而導致障礙物在空間內占比更大，當爆炸發生時，湍流效應更顯著，儲罐組間火焰會加速傳播，產生更強的爆炸超壓[31]，從而導致爆炸沖擊波對罐區內管道和儲罐的連鎖破壞，造成二次爆炸或火災事故。

表6 爆炸超壓對建筑物的破壞作用Table 6 Destructiveeffect of explosion overpressure on building surface

4 結論

針對能源化工廠中的乙烯球罐區，從泄漏方向、泄漏速率和環境風速、風向的角度，對乙烯儲罐氣體泄漏誘發蒸氣云爆炸進行了數值模擬，得到以下結論：

（1）泄漏速率和方向都影響氣云的Dmax和VQ9。當泄漏速率較低時，大氣對泄漏氣體的稀釋作用顯著，不同泄漏方向上氣云Dmax和VQ9相近；但隨著泄漏速率的升高，不同泄漏方向上，阻塞率升高導致氣云Dmax減小，VQ9增大。+X和+Y泄漏方向上Dmax隨時間的變化分別符合二次函數和對數函數關系。Dmax在泄漏方向為+X、泄漏速率為18 kg/s的條件下最大，達到81.5 m；VQ9在泄漏方向為+Y、泄漏速率為24 kg/s的條件下最大，達到9 604 m3。

（2）環境風速和風向對Dmax和VQ9的影響較大。風能促進氣云擴散，加速可燃氣體與大氣的稀釋，從而有效降低VQ9。4種泄漏速率下，5.65 m/s的環境風速能夠使VQ9分別降低89%、79%、77%和71%；3種風向條件下，當+Y風向與+Y泄漏方向相同時，VQ9明顯最高；環境風和障礙物阻塞率共同影響Dmax，在障礙物阻塞率較低的+X泄漏方向上，環境風的存在能夠大幅度降低氣云Dmax，在障礙物阻塞率較高的+Y泄漏方向上，與泄漏方向相同的+Y風向可顯著增大氣云Dmax。

（3）儲罐氣體向開敞空間泄漏的過程中，氣云爆炸產生的pmax較低，但Tmax較高。+Y泄漏方向，24 kg/s泄漏速率最危險工況下，儲罐B表面pmax為6.88 kPa，而Tmax高達2 384 K。環境風作用能夠降低VQ9，減弱氣云pmax，縮短爆炸火焰的燃燒反應時間和高溫對儲罐的影響時間。

上述研究得到的可燃氣云分布范圍、氣云體積大小及發生爆炸后超壓、高溫對儲罐的影響規律，對儲罐區的風險評估、事故預防、安全管理及事故后的應急救援具有一定參考意義。