寒冷气候下环境风速对电厂双间接空冷塔性能影响的模拟研究

荆 涛， 徐志强， 韩 立, 王子豪， 苗明星， 赵强强， 师进文*

(1.西安热工研究院有限公司， 陕西 西安 710054； 2.北方魏家峁煤电有限责任公司， 内蒙古自治区 鄂尔多斯 010308； 3.西安交通大学 动力工程多相流国家重点实验室， 陕西 西安 710049； 4.国家电投集团 山西铝业有限公司， 山西 忻州 034100)

0 引言

间接空冷塔(简称间冷塔)因具有节水性能好、噪声和维护量小等特点被广泛的应用于发电机组的冷端系统.尤其是在“富煤缺水”的三北地区，近年来间冷塔的装机量大幅增加[1].然而间冷塔使用空气作为冷却介质，自然因素尤其是环境风会对间冷塔的性能产生较大影响.相关数据表明，环境风速为5～10 m/s与环境温度升高2～14 ℃对间冷塔产生的影响效果相同，大大降低了换热效率[2].冬季外界环境温度较低时，环境风速过高还易造成迎风侧散热器管束冻结开裂[3].因此为了稳定间冷塔的换热能力，保证其高效安全的运行，有必要对环境风速对间冷塔性能的影响及其机理展开研究.

计算流体力学将计算技术与理论基础相结合，而得益于这一数值方法的不断发展，利用计算机对间冷塔进行数值模拟已成为研究热点[4].模拟计算的高自主性和调试性可更简便的实现不同风速下间冷塔流动换热特性的模拟，减少大量的实验成本[5].Su等[6]将模拟结果与多尺度实验进行对比，探究了环境风造成空冷塔散热能力下降的主要原因.石磊等[7-9]分别对350 MW和600 MW机组的间接空冷系统进行数值计算，发现随着环境风速增加，通风量减少，散热器散热量下降.当风速为12 m/s时，散热器的换热量仅达到设计值的77.50%.忻炜等[10]模拟了300 MW机组间冷塔的运行工况，并指出塔内“穿堂风”会使通风量大大降低，进而削弱散热能力.王为术等[11]以无风情况进行对比，发现环境风会引起出口空气与塔内壁面之间的壁面脱流，造成塔内通风量和散热量下降.段耀辉等[12]通过比较环境风速分别为5 m/s和10 m/s时空冷塔的速度场和温度场，认为风速升高导致的回流会影响换热量.王卫良等[13]综述了环境风对间冷塔的影响，指出间冷塔散热能力的下降原因有出口羽流区的偏转、复杂气流旋涡等.Goodarzi等[14,15]对比实验数据和数值结果后发现，环境风会使间冷塔冷却效率下降40%，也曾提出椭圆形的出口，可在风速为10 m/s的情形下使冷却效率提高9%.李岚等[16]建立空冷塔的动态模型，分析得到了出口水温与环境风速的响应关系.Liao等[17]以塔型和环境风速为变量进行模拟研究，结果显示环境风速增加时，塔内散热量呈现先增大后降低的变化趋势.席新铭等[18]在“三塔合一”间冷塔的计算过程中发现，环境风会抑制出口气体的羽流，增大气体的流动阻力，降低换热性能.王智等[19]研究讨论了三塔合一间冷机组的流动特性，发现间冷塔通风量会随着环境风速增加而减少，在风速为12 m/s时通风量达到最小值.王海涛等[20]对用于核电机组的间冷塔展开研究，并定量指出环境风速从4 m/s增加到8 m/s时，散热量下降13%，通风量下降16.8%.李本锋等[21]使用双元网格和多孔介质的研究方法，结论认为当环境风速超过8 m/s后，塔内换热量会极大程度下降.韩华锋等[22]在空冷塔模拟中，提出冷却幅高的概念和评价指标，并指出环境风速越大，冷却幅高在有风和无风工况之间的差值越大.万超、林闽城等[23,24]也针对环境风速这一变量进行了间冷塔的数值模拟研究.

以上的研究结论证实环境风的存在减少了塔内通风量和散热量，且风速越大，下降幅度越大.为了减轻环境风速的影响，国内外学者对间冷塔挡风结构设计展开了诸多研究.其中，遮风效果较为明显，研究最普遍的是挡风墙的布置.Preez等[25]首次在研究中提及挡风墙的概念.宫婷婷、张艾萍等[26,27]也都在各自的研究中论证了挡风墙的作用效果，可有效减轻环境风对间冷塔通风和换热量的影响.赵云驰等[28]对间冷塔中六种常见的防风措施进行对比研究，发现挡风墙起到的效果最佳.葛云等[29]在间冷塔外围加装6扇挡风墙作为改进方案，大幅度提高了散热器的换热能力.黄俊[30]的研究结果认为外围挡风墙的改善效果强于内部布置的十字挡风墙.Al-waked等[31]认为外围挡风墙和内部十字墙结合使用，所取得的挡风效果最好.

在关于环境风速对间冷塔性能影响以及间冷塔挡风措施的研究中，多数学者以单座间冷塔为例，目前针对使用双间接空冷塔的发电机组所进行的数值模拟研究仍然较少.此外，我国北方地区的电厂在冬季时易遭遇寒潮侵袭，导致环境温度大幅下降.环境温度越低，在风速较高时，间冷塔发生冻结事故的概率越大.为了保证间冷塔的换热效率，使其在极低温度、极高风速等极端天气条件下安全运行，需要增加相应的防风防冻措施.这些措施的布置既要考虑塔身周围的施工空间和经济成本，又要与塔本身的流场、温度场等特征相结合，才能取得最佳效果.

因此，本文以北方某电厂间接空冷系统的两座间冷塔为研究对象，基于有限容积法的Fluent软件平台，并利用其进行二次开发，开展数值模拟，重点研究冬季环境风速对间冷塔附近温度场、压力场、流场及出口水温的影响，并针对性的模拟严寒大风条件下双塔的工作情况，探究散热器潜在的冻结危险.主要分析手段是利用UDF自动迭代计算，实现从空气流动到各扇段出口水温的求解过程.经计算收敛后得到间冷塔附近压力场、温度场和流场的分布，并进一步分析出间冷塔各扇段的冷却水出口温度.本文的数值计算既具普遍性结果，又不乏特殊性的讨论，可以为北方地区火电机组间冷塔的冬季时安全高效运行提供更为全面借鉴作用.

1 物理与数值模型

1.1 物理模型

本文所研究的对象是北方某电厂的带表面式凝汽器的间接空冷系统，其运行原理是汽轮机排汽进入表面式凝汽器与循环水进行换热，循环水受热经循环水泵加压后进入自然通风间冷塔的散热管束中由空气进行冷却，冷却后的循环水再回流至表面式凝汽器中形成闭式循环.目标电厂的冷却系统装配两座间冷塔，布置方式为一机一塔，即每个蒸汽发电机组搭配一个间冷塔进行使用.间冷塔的基本几何参数如表1所示，其中X柱0 m直径指间冷塔X柱底部外缘围成的圆的直径.

表1 间冷塔的几何参数

根据电厂所提供的参数在建立模型时，需要对间冷塔进行简化，使构建的模型在反映实际结构的同时，又满足网格划分质量的要求.本文对间冷塔的散热器、百叶窗、冷却三角等部件在保留了其流动传热特性的前提下做出适当简化，结合电厂的实际布置和地理方位，建立了一号、二号两座间冷塔的模型，如图1所示.

图1 双塔几何模型

图2给出了两座间冷塔模型的朝向和各自的扇段分布，其中23.5°是指环境空气流通方向与双塔中心线所形成的角度.该夹角由目标电厂所处环境的主导风向与地理位置所确定.另外，双塔模型各自的迎风扇段都为11号、12号和1号，背风扇段都为4号、5号和6号.

图2 双塔模型朝向与扇段分布

1.2 网格模型

本文选取计算域的尺寸为1 000 m×1 000 m×600 m，使用Fluent meshing软件对计算域和双塔模型进行非结构化网格划分，网格类型采用适合于复杂几何的多面体网格(Polyhedral Mesh)和棱柱层网格(Prism Layer Mesh)[32].对间冷塔区域的网格进行加密处理，以此来提高整体网格的质量和对塔内外的空气流动换热现象进行更为准确的模拟，间冷塔外围的计算区域重要性较低，可相应减少网格数量.最终划分得到计算区域与间冷塔的多面体网格如图3所示，网格总数为350万.

图3 计算区域与多面体网格

1.3 数值模型

间冷塔附近的空气视为不可压缩理想气体，同时空气的流动应满足如下的控制方程：

连续方程：

(1)

动量守恒方程：

(2)

能量守恒方程：

(3)

式(1)～(3)中：ρ为空气密度，kg/m2；u为空气流速，m/s；p为大气压力，Pa；T为空气温度，K；λ为空气导热系数，W/(m·K)；cP为定压比热容，J/(kg·K)；μ为空气动力黏性系数，Pa·s；Si和ST分别为动量守恒方程和能量守恒方程源项[25].

间冷塔外部空气流域存在旋涡流动和大量的分离区.因此，本文在模拟空气的湍流流动时，选取Realizable(可实现)k-ε模型.Yang等[33]也对可实现k-ε模型应用在间冷塔模拟的准确性进行了验证.考虑空气的密度会随温度发生变化，进而影响浮升力的大小，模拟过程采用Boussinesq近似.近壁面区域的流动采用标准的壁面函数进行处理.各个控制方程的求解方法是基于压力基，使用SIMPLE压力-速度耦合算法进行迭代计算.SIMPLE算法使用压力和速度之间的相互校正关系使质量守恒并求得压力场，是最具代表性的压力修正算法.动量、能量、湍流动能和动能耗散方程都使用二阶迎风格式进行离散.

在计算过程中，能量离散方程的残差收敛精度为10-6,其它离散方程的残差收敛精度为10-3.上述的数值模拟过程都基于商业软件Fluent实现.

1.4 边界条件

1.4.1 翅片管束边界

本文采用Fluent中提供的散热器模型(Radiator模型).该模型使用集中参数法，将散热器的流动传热过程等效为阻力系数和传热系数.传热系数可由目标电厂所提供的间冷塔相关文件数据来确定.阻力系数的确定过程是对散热管束中最小的周期性重复单元进行数值计算，根据式(4)把所得到的压力损失数据转化为阻力系数:

(4)

式(4)中：kL为阻力系数；ΔP为压力损失，Pa.接着采用多项拟合方法，将阻力系数拟合成用散热器迎面风速表达的多项式[19]，如式(5)所示:

(5)

式(5)中：αn为阻力系数多项表达式的系数；为了保证拟合精确度，N=6.

根据数据拟合得到的多项表达式系数分别为:α0=42.010 7，α1=-19.018 5，α2=5.439 6，α3=-0.829 3，α4=0.063 3，α5=-0.001 9.将这些系数带入式5中，即可得到阻力系数与计算域入口空气流速的函数表达式，如式(6)所示:

kL=42.010 7-19.018 5u+5.439 6u2-
0.829 3u3+0.063 3u4-0.001 9u5

(6)

对等效的散热器模型和真实翅片管路模型进行流动特性模拟.计算当进口气流速度从1 m/s增加到10 m/s时，两种模型下压力损失的大小和变化趋势.计算结果如图4所示，图中所示的两条曲线高度重合，验证了等效散热器模型的准确性，也说明了拟合得到的等效散热器模型可以很好的还原散热管束的真实流动状态.

图4 翅片管计算与Radiator模型计算结果对比

1.4.2 入口边界

计算域的入口侧面定义为空气速度入口(velocity inlet)边界条件.因计算域的迎风面与间冷塔距离较远，可忽略塔身对其流动产生的影响，进而认为进口大气是处于自然流动状态.(因此进口气流速度的模拟要与自然空气流动相似，这样才能保证数值计算结果的准确.)本文使用幂指数形式的标准风速廓线，来描述环境风速随高度的分布.式(7)为该风速廓线的函数表达式.使用C语言将式(7)编写成UDF文件，导入Fluent并运行:

(7)

式(7)中：u为z米高度处的速度，m/s；u10为10米高度处的风速，m/s；z为高度，m；p为地面粗糙指数，大小与地面粗糙程度有关.目标电厂的建筑地面的粗糙等级为B类，故p=0.16[34].

1.4.3 其它边界

计算域的底面设置为无滑移绝热壁面(wall)边界，而计算域剩余的顶面与三个侧面设置为压力出口(pressure out)边界条件.出口边界上的压力通过大气压与海拔高度的计算式(8)给出[35]:

Pair=101 300[1-(h/44 300)]5.256

(8)

1.5 网格无关性验证

图5给出了网格总数与间接空冷塔内空气流量的关系.在网格总数为350～500万时，间冷塔内部的空气流量基本稳定，空气流量的变化浮动较小.可以认为当网格总数超过350万时，网格数量的再增加也不会对数值模拟结果产生显著影响.因此综合考虑计算精度和计算量，选择网格数为350万的划分方案.

图5 不同网格数量下间冷塔内空气流量

2 数值模拟结果与分析

根据目标电厂的气象资料和地理因素，输入间冷塔的数据如表2所示，并在此基础上进行模拟计算，得到间冷塔附近温度场、压力场、流场，然后进一步分析得到各扇段出口水温数据.其中风速4 m/s是TMCR工况(汽轮机最大连续出力工况)的风速.

表2 输入模型的边界条件及其取值

2.1 环境风速对间冷塔空气压力与流动的影响

双塔竖直与水平方向的压力场与流线如图6、图7所示.随着风速的增加，间冷塔内外气流的压力分布和流动情况都会发生相应变化.

图8给出了不同风速下双塔各扇段距离地面15 m高度处的压力变化值.双塔迎风扇段的压强随着风速不断增大，其原因是由于塔外侧散热器的阻碍作用，空气在发生撞击后速度降低，其动能转换为压力能，从而使迎风扇段处的压力升高，形成高压区，风速越大用于转换的动能也越大，高压区域的面积不断增大.迎风扇段外的空气在更大的压力差的驱动下，单位时间内通过迎风扇段流量增加.风速越大，塔两侧扇段的压力值逐渐下降，其外部会形成压力相对较低的区域，这是由空气绕流时流速增加所导致.风速增大，绕流造成的压力降低值更大，塔两侧扇段内外压差不断降低，从而减少其空气流量.两塔中央通道处的扇段，分别对应用于1号塔的左侧扇段和2号塔的右侧扇段，由于渐缩通道效应，伯努利效应愈加明显，其压力值下降幅度最大.

同时，随着风速增加，两塔侧面所形成的低压区逐渐连接在一起，如图7所示.风速较高时，从塔侧面进入的空气流速与迎风扇段进入的空气流速不对称，塔内压力场分布不均，导致塔内出现旋涡，甚至在局部形成较大的环形涡流，增大塔内空气流动阻力.对于双塔背风扇段，在环境风速较低时，其扇段外侧的压力相对较高，而在高风速下，塔后会形成负压区，引发波动较大的湍流，且风速的方向不利于塔背风处的空气从散热器流入，背风扇段进入的空气流量会显著降低，进而导致压强减小，但背风扇段不存在剧烈的空气绕流.因此，双塔背风扇段的压强值虽然随着风速增加也出现了下降的趋势，但下降幅度小于侧风扇段.

从图6竖直方向的流线可以看出，环境风速不断增大时，间冷塔出口气体羽流的抬升作用逐渐被抑制，并形成很大的负压区.空气流动方向由原来的倾斜向上变为向右流动，在环境风作用下可能导致部分气体的回流，导致间冷塔顶部出口的气流速度降低，间冷塔抽吸能力减弱，整体通风量减小.如图7水平方向的流线所示，塔内部的涡流效应也随着风速不断增大，原本位于间冷塔中心的旋涡被推向塔的背风扇段.在迎风扇段已经进行过换热过程的空气在增大旋涡的影响下，将从间冷塔的侧面流出.在间冷塔底部出现了空气穿透的现象，即塔外的高速冷空气穿过迎风扇段进入塔内，并冲向背风扇段，进而与从背风扇段流入的空气发生对冲，进而减少了背风扇段的进气量.

此外，在低风速下，间冷塔内就存在小的涡流，其形成原因之一是所保留的X柱几何特征.X柱的局部网格如图9所示，空气流经X柱表面后会出现绕流进而促进X柱后方(即空冷塔中心部分)的旋涡形成，同时X柱增加了间冷塔整体的空气流动阻力，使塔内大部分空气螺旋上升，空气流动路程变长.流动路程和阻力的同时增加使气流速度损失变大，引起间冷塔通风量的下降.

图6 双塔不同风速下竖直方向压强及流场图

图7 双塔在4 m/s、10m/s和15 m/s风速下水平方向压强及流场图

图8 不同风速下双塔各扇段距地面15 m高度处压强值

图9 X柱的局部网格

2.2 环境风速对间冷塔空气温度分布的影响

图10为双塔竖直方向的温度分布与流线图.随着环境风速的增加，间冷塔出口热空气与外界空气的热交换得到加强，表现为从间冷塔排出的气流，其温度很快衰减至环境温度.风速4 m/s时，塔内空气温度分布均匀，基本维持在20 ℃左右.随后当风速逐渐增加时，迎风侧进入的空气流量增大，侧风扇段和背风侧进入的空气流量减小，导致间冷塔内未经完全加热的空气流量增加.冬季时西北地区的环境空气温度较低，从而造成在大风环境下，塔内空气平均温度下降，侧面反应了散热管束换热能力的下降.此外，在高风速下，塔内部背风侧高温区与迎风面低温区的差值也较大.这种塔内的温差引起的气流温度不均匀性同样也是塔内涡流效应逐渐加剧的原因之一.

由双塔模型水平方向的温度与流线分布(图11)可以看出，迎风扇段随着风速的增大，换热性能增加，整个温度区域呈现下降趋势.塔两侧的散热管束因为空气绕流的影响，气流的进口速度最小.塔内部逐渐变大的涡流也使更多已被加热的空气从两侧换热器流出，严重降低换热效率.因此，塔两侧扇段的高温区域最多.对于背风扇段，由于空气穿透现象的存在，将在迎风扇段进行过换热的空气吹入到背风侧，且空气回流方向与风速相同，通过背风扇段散热管束进行换热的气体流量减少，导致背风扇段散热不良，附近形成高温区域.但当风速为从10 m/s增加到15 m/s时，从迎风扇段进入了大量温度很低的环境空气.旋涡作用和“穿堂风”分别使部分冷空气流动塔身的侧风以及背风扇段附近，最终在整个间冷塔内完成扩散，使塔内平均温度下降，高温区域都有不同程度的减小.然而侧风扇段和背风扇段的换热困难，导致高温区域不能被完全消除，甚至由于热空气的聚集会使一些小局部的温度更高.

2.3 环境风速对间冷塔出口水温的影响

图12是不同风速下间冷塔各个扇段出口水温的分布情况.在环境风速为4 m/s时，各扇段出口水温相差不大，说明4 m/s以下的风速不会对目标电厂的间冷塔造成影响.当环境风速增加到10 m/s以上，各扇段的出口水温呈现不均匀性，相差幅度增大.环境风强化了迎风扇段的换热，但使两侧和背风扇段的换热性能弱化.随着风速的逐渐增加，迎风扇段的冷却水出口温度显著下降，而两侧扇段与背风扇段的冷却水出口温度显著上升，该结果与基于压力和温度云图对空气流量的分析结果相印证.

当风速从4 m/s增加到15 m/s时，迎风扇段的出口水温变化明显，12号扇段出口水温下降幅度最大，已降至10 ℃以下，相较于TMCR工况其出口温度下降了约10 ℃.风速再次增加就极有可能导致冷却水冻结，翅片管管束开裂，影响间冷塔的正常运行.对于塔两侧扇段来说，在风速为10 m/s和15 m/s时，某些扇段的出口水温都已经高于25 ℃，其原因是高风速下，气流在两侧扇段形成低压区，塔内后方两侧还存在着涡流效应，加剧了两侧扇段热空气的积聚，减小了间冷塔在侧面局部的抽吸能力，通风量减小进而使换热能力恶化.当空气从两塔中间穿过时，其流动截面积变小，产生的低压区压力更低，通风量降低幅度加大，扇段的散热不良情况加剧，导致两塔中央通道两侧的扇段的冷却水出口温度相对更高(1～9扇段、2～3扇段)，其出口水温在15 m/s风速下已经接近TMCR工况的标准冷却水入口温度(43.1 ℃).在塔的背风扇段，随着风速增加，风向和塔外旋涡的联合作用使换热效率不断下降，冷却水出口水温上升.但因风速升高带来的空气穿透现象强化了背风侧的换热能力，因此整体出口水温要小于塔两侧散热管束的出口水温.

2.4 严寒大风环境对间冷塔出口水温的影响

本文在之前内容中所进行寒冷气候下双塔运行模拟采取的环境温度为-10 ℃.此温度是电厂所在地区冬季气温中出现频率最高的，以它为进口条件所得到的计算结果更具普遍性，但缺少了对当地极端寒冷气温情况的模拟.

图10 双塔不同风速下竖直方向温度及流场图

图11 双塔在4m/s、10m/s和15 m/s风速下水平方向温度及流场图

图12 双塔各扇段不同风速下冷却水出口温度分布图

根据我国气象局数据来看，北方地区冬季的极端温度有时会低于-10 ℃，以北方某城市为例，2020年12月的最低温度达到了-20.4 ℃[36]，这种天气状况对间冷塔潜存着巨大的威胁.因为环境温度急剧降低，使冷却水与空气的换热温差增大，间冷塔整体散热量增加，出口水温降低.此外，由前文结合压力、温度云图和空气流域，针对环境风速对双塔模型性能产生影响的分析可知，迎风扇段的出口水温随着风速增加而快速降低.如果同时受到气流温度降低和风速升高的双重影响，即遭遇严寒大风天气，间冷塔面临的防冻压力将大幅增加.在设计或运行时采取防冻措施可保障间冷塔安全高效运行，但会增加电厂的运营成本和塔身散热效率.因此为了确保目标电厂安全运行的同时又兼顾经济效益，需要在严寒大风条件下对双塔模型进行数值模拟，根据计算结果来判断扇热管束的冻结情况，以及是否需要加装防冻设备.

本文在空气温度为-20 ℃，环境风速为15 m/s的工况下，对间冷塔的运行情况进行了数值计算，所得到双塔模型的各扇段冷却水出口温度如图13所示.间冷塔各扇段的出口水温都急剧降低，迎风扇段和背风扇段的出口水温全部都低于0 ℃，两个扇区的散热管束已经被冻结.对于在之前工况中换热能力严重弱化的两侧扇段，其出口水温都在10 ℃以下，甚至部分扇段已发生冻结.显然，双塔模型的大部分翅片管束在这种极端环境条件下存在严重冻结开裂问题.因此，在北方地区电厂的间冷塔上配置一些防冻设施用以应对极端天气是必要的，例如在扇区冷却水管路增添热水旁路管、选用大直径的散热翅片管、加大循环水量、关闭部分百叶窗等[37].

图13 严寒大风下双塔冷却水出口温度分布图

3 结论

本文针对北方某电厂的双间冷塔冷却系统，基于冬季环境气象条件及机组工作参数，利用建立的间冷塔双塔数值模型，分析了不同环境风速下间冷塔内压力场、温度场以及流场的变化，得出各扇段的冷却水出口温度的分布情况，并对严寒大风条件下双塔的运行情况进行了验证计算，现得到如下结论：

(1)环境风速增加使间冷塔各扇段进气不均匀.迎风扇段进气量增大；侧风扇段因空气绕流，形成低压区，在两塔中间区域低压现象更明显，且塔内部的涡流现象存在，使进气量减少；背风扇段进气量由于环境风向、空气穿透、旋涡等因素也在不断减小.

(2)间冷塔侧风扇段高温区域面积大于背风扇段，迎风扇段的低温区域逐渐增多.但风速过高时，迎风扇段散热性能增幅远不及其他扇段散热性能的下降幅度，致使整塔的冷却性能下降，塔内气体温度也不断降低.因此，间冷塔散热量呈现随着风速增加而不断减少的变化趋势.

(3)在环境温度为-10 ℃，风速为10 m/s和15 m/s时，从出口水温来看迎风扇段散热效果最好，背风面的散热效果其次，塔两侧的散热效果最差.随着风速升高，迎风扇段散热量不断增加，冷却水出口温度不断下降，两侧扇段严重散热不良，出口水温在大幅升高，尤其双塔中间通道两侧的扇段；背风扇段散热能力弱化，出口水温也在增加，但低于塔两侧扇段的出口水温.在风速为15 m/s时，双塔12号扇段出口水温已降至低于10 ℃，而1-9与2-3扇段出口水温接近TMCR工况下43.1 ℃的进口水温，温度值相差巨大.

(4)在环境温度-20 ℃、环境风速15 m/s的条件下，间冷塔冷却扇段会发生大面积的冻结，电厂必须增加运营成本，采取有效的防冻措施进行防范，保障间冷塔运行的安全性.