李偉偉，宋 獻(xiàn)，張立棟，陳繼宇，睢銀江，霍延明

(1.華能巢湖發(fā)電有限責(zé)任公司，安徽 巢湖 238015；2.中國(guó)中元國(guó)際工程有限公司，北京 100089；3.東北電力大學(xué) 油頁(yè)巖綜合利用教育部工程研究中心，吉林 吉林 132012)

0 引 言

為實(shí)現(xiàn)“十四五”能源清潔高效發(fā)展目標(biāo)，火電機(jī)組運(yùn)行中須保持常態(tài)化的高環(huán)保指標(biāo)。負(fù)荷波動(dòng)時(shí)脫硫效率波動(dòng)較大，為保證環(huán)保要求和超凈排放，國(guó)內(nèi)火電機(jī)組煙氣脫硫運(yùn)行過(guò)程被迫降低反應(yīng)效率，增加石灰石消耗[1]。大型石灰石濕法脫硫塔平穩(wěn)負(fù)荷且高效運(yùn)行時(shí)，才能保證高脫硫效率(約96%)。研究發(fā)現(xiàn)，脫硫塔內(nèi)煙氣流動(dòng)不均[2-3]，煙氣沖擊脫硫塔一側(cè)壁面現(xiàn)象十分明顯，但設(shè)計(jì)時(shí)漿液霧化噴嘴的布置方式為均勻布置，同一水平截面煙氣中SO2濃度差異較大。煙氣速度較低一側(cè)的石灰石漿液相對(duì)煙氣中SO2反應(yīng)所需量較充足，能充分反應(yīng)，但煙氣速度較高處的SO2濃度較高，超出該區(qū)域反應(yīng)能力[4-6]。為解決此問(wèn)題，避免煙氣脫硫效率大幅下降，運(yùn)行時(shí)需增加石灰石漿液流量，保證煙氣速度較高，SO2含量較高的區(qū)域才能充分反應(yīng)。實(shí)際運(yùn)行中600 MW機(jī)組的煙氣脫硫塔，即使在負(fù)荷較低情況下，漿液循環(huán)泵也須保持2臺(tái)及以上投入運(yùn)行。

針對(duì)上述問(wèn)題，國(guó)內(nèi)外學(xué)者提出了改造方案，曾芳[7]、宋健斐等[8]提出將入口改為斜向下，增加煙氣流程。過(guò)小玲等[9]研究發(fā)現(xiàn)塔內(nèi)增加均流孔板等進(jìn)行均流可以提高反應(yīng)效率。但WANG等[10]研究塔內(nèi)渦流尺度時(shí)發(fā)現(xiàn)孔板造成的壓損增加為原先的3～4倍。于菲等[11]研究塔內(nèi)旋流板安裝角度對(duì)壓差損耗的影響。郭瑞堂等[12]提出優(yōu)化塔內(nèi)流場(chǎng)可改變反應(yīng)效率。何仰朋等[13]提出增加脫硫催化劑可有效提高脫硫效率，但催化劑長(zhǎng)期使用成本較高，且對(duì)漿液pH影響較大，燃用不同煤種需調(diào)整。FRANDSEN等[14]通過(guò)研究流場(chǎng)內(nèi)情況改進(jìn)反應(yīng)效率，李立清等[15]分析氨法反應(yīng)器內(nèi)液滴顆粒運(yùn)行軌跡和反應(yīng)時(shí)，發(fā)現(xiàn)與濕法反應(yīng)有相似性。為從根本上改變塔內(nèi)反應(yīng)不均問(wèn)題，提出一種塔內(nèi)煙氣流動(dòng)的整體優(yōu)化方案，實(shí)現(xiàn)煙氣流動(dòng)均勻優(yōu)化，減少成本。

筆者針對(duì)目前600 MW機(jī)組石灰石濕法煙氣脫硫技術(shù)存在的不足進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，根據(jù)塔內(nèi)煙氣速度分布隨負(fù)荷波動(dòng)的特性，提出一種整體煙氣流動(dòng)優(yōu)化方案，具有較高的可行性，為同類(lèi)型機(jī)組改造和優(yōu)化提供理論基礎(chǔ)和參考。

1 物理模型

研究對(duì)象為某600 MW機(jī)組脫硫塔，原設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)如圖1所示，塔體高度總高度為34.053 m，外部直徑15 m，液相區(qū)深度8.472 m，煙氣反應(yīng)區(qū)高度24.25 m；入口設(shè)計(jì)下部?jī)A斜設(shè)置，與豎直方向夾角82°，入口與塔體中心線最近距離為4.565 m，入口與煙道連接位置上壁面與水平夾角為10°；傾斜段長(zhǎng)度0.6 m，下壁面夾角為15°，傾斜段長(zhǎng)度1.961 m，與煙道連接截面寬度7.519 m，水平段長(zhǎng)度6.868 m，入口段長(zhǎng)度11.9 m。出口端寬度3.8 m，與煙道連接截面與塔體中心線距離為8.2 m，長(zhǎng)度為15 m。噴嘴區(qū)域布置在出口下部，寬度5.172 m，噴嘴方向?yàn)殡p向，上下對(duì)稱布置。

圖1 脫硫塔結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of the FGD tower

在原設(shè)計(jì)基礎(chǔ)上增加均流板和導(dǎo)葉以減少回流[16]及阻力[17]，結(jié)構(gòu)如圖2所示，均流板設(shè)置在液相區(qū)之上7.5 m，高度為1 m，與入口方向垂直的均流板采用斜置，角度與豎直方向夾角為72°，均流孔為正方形，沿入口煙氣方向與垂直入口方向均為2 m，在靠近壁面位置，與入口煙氣流動(dòng)方向垂直的均流板向塔體中心傾斜角度為72°。平行于煙氣入口流動(dòng)方向均流板垂直布置，垂直和平行于入口流動(dòng)方向均流板數(shù)目均為7片。2片導(dǎo)葉共同作用，葉片1為圓弧導(dǎo)葉角度40°，半徑1.5 m，布置在入口上壁面下0.6 m，距離入口水平段端點(diǎn)1.6 m；導(dǎo)葉2包括圓弧段與直段，角度為35°，半徑3.5 m，直段長(zhǎng)度為1 m，布置在距導(dǎo)葉1入口端點(diǎn)的1.042 m，距入口上壁面1.39 m位置處。導(dǎo)葉和均流板壁厚均設(shè)置為0.01 m。

圖2 優(yōu)化方案結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)Fig.2 Structure design of the optimized scheme

2 計(jì)算設(shè)置

對(duì)研究對(duì)象進(jìn)行網(wǎng)格劃分，流場(chǎng)為液相區(qū)以上部分，其網(wǎng)格及無(wú)關(guān)性如圖3所示，噴嘴均勻布置，對(duì)煙氣流動(dòng)的不均性影響較小，研究塔內(nèi)流場(chǎng)時(shí)可簡(jiǎn)化。塔內(nèi)煙氣流動(dòng)受結(jié)構(gòu)影響較大，采用非結(jié)構(gòu)化四面體網(wǎng)格進(jìn)行分區(qū)劃分，以適應(yīng)流場(chǎng)變化[18]，在入口階段和反應(yīng)區(qū)加密[19-20]。進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證，選取不同網(wǎng)格數(shù)30萬(wàn)、47萬(wàn)、68萬(wàn)、90萬(wàn)，網(wǎng)格數(shù)達(dá)到68萬(wàn)時(shí)，出口速度基本保持穩(wěn)定，考慮計(jì)算效率，選取網(wǎng)格數(shù)68萬(wàn)。

圖3 網(wǎng)格及無(wú)關(guān)性驗(yàn)證Fig.3 Grid and independent verification

煙氣在脫硫塔內(nèi)部流動(dòng)，負(fù)荷一定時(shí)流場(chǎng)基本不變，近似為定常流動(dòng)，入口為速度入口，出口為壓力入口。湍流模型選取適合低壓力梯度的k-ε標(biāo)準(zhǔn)型，算法采用速度壓力耦合算法，魯棒性較好，精度二階。不同負(fù)荷下，煙氣速度不同，入口工況見(jiàn)表1。

表1 方案設(shè)置

3 計(jì)算結(jié)果與分析

3.1 煙氣速度不均勻分析

脫硫塔技術(shù)十分成熟，目前常用于通過(guò)石灰石漿液與煙氣反應(yīng)脫除SO2及少量SO3，主要方程為

(1)

脫硫塔設(shè)計(jì)中，漿液噴嘴均勻布置在塔體內(nèi)部，在不同高度向下均勻噴灑石灰石漿液，影響脫硫效率的主要因素為煙氣速度分布。通過(guò)研究煙氣流動(dòng)得出脫硫塔內(nèi)的主要流場(chǎng)特性。

不同工況下，流場(chǎng)內(nèi)速度變化對(duì)脫硫效率影響較大，實(shí)際運(yùn)行中，漿液中脫硫劑(Ca(OH)2(s))濃度、pH和煤中硫分基本不變時(shí)，反應(yīng)效率隨負(fù)荷變化如圖4所示。可知在24 h內(nèi)，脫硫效率a隨負(fù)荷波動(dòng)呈明顯的反向變化趨勢(shì)。且隨著負(fù)荷上升，脫硫效率下降，相反負(fù)荷下降時(shí)，脫硫效率在短時(shí)間內(nèi)明顯上升，主要原因是增負(fù)荷過(guò)程中，煙氣速度增加，原先煙氣較集中的區(qū)域，煙氣量進(jìn)一步增加，導(dǎo)致短時(shí)間內(nèi)局部大量SO2和少部分SO3無(wú)法與石灰石漿液完全反應(yīng)，總體脫硫效率下降；反之當(dāng)負(fù)荷下降時(shí)，之前高流量區(qū)域煙氣量減少，脫硫效率上升，當(dāng)負(fù)荷穩(wěn)定時(shí)，流場(chǎng)內(nèi)煙氣速度分布處于穩(wěn)定狀態(tài)，石灰石漿液pH、漿液濃度和噴淋效果處于穩(wěn)定狀態(tài)，脫硫效率基本穩(wěn)定。

圖4 脫硫效率和負(fù)荷隨時(shí)間變化Fig.4 Change of desulfurization efficiency α and load with time

由于中間區(qū)域?yàn)橹饕磻?yīng)發(fā)生區(qū)域，量化分析反應(yīng)區(qū)域的立體速度分布不均程度。選取X-Y方向垂直高度為8、11、14、17、20 m截面，將空間分為4部分，通過(guò)體積加權(quán)方式得出整體速度不均勻度。

通過(guò)將截面分為N個(gè)單元面采用面積加權(quán)方式分析截面不均勻度λ，具體為

(2)

單元部分中間截面速度不均度取上下截面的不均勻度平均數(shù)：

(3)

式中，ωi為單個(gè)截面平均不均勻度，%；λu為上截面不均勻度，%；λd為下截面不均勻度，%。

整體中間區(qū)域的速度不均勻度ω為

(4)

在原設(shè)計(jì)流場(chǎng)下，保持機(jī)組負(fù)荷、石灰石物理性質(zhì)、漿液pH及噴淋投入不變，漿液制備設(shè)備穩(wěn)定，研究入口速度對(duì)脫硫效率和不均勻度的影響，結(jié)果如圖5所示?？芍摿蛐师猎诓煌?fù)荷下與ω的變化趨勢(shì)基本相同，表明煙氣速度分布為影響脫硫效率的主要因素，通過(guò)研究煙氣流動(dòng)能得出脫硫塔內(nèi)的主要流場(chǎng)變化。

圖5 α與ω隨入口速度的變化Fig.5 Change of α and ω with inlet velocity

對(duì)比優(yōu)化前后塔體內(nèi)的不均勻度，結(jié)果見(jiàn)表2?？芍煌肟谒俣认拢?個(gè)方案的塔體ω總體隨入口速度的升高而降低，且優(yōu)化方案采用柵板和導(dǎo)流板，11 m截面處ω降低約10%，14、17 m截面處降低約20%，主要是由于11 m截面處通過(guò)優(yōu)化結(jié)構(gòu)分流，煙氣初步均流，14、17 m處，優(yōu)化結(jié)構(gòu)下并未形成大尺度渦，速度分布明顯改善，除8和20 m處優(yōu)化方案較高，其他位置優(yōu)化后速度不均勻程度明顯低于原設(shè)計(jì)。采用優(yōu)化方案后，煙氣流動(dòng)明顯改善。

表2 各工況下截面不均勻度ωi與中間區(qū)域不均勻度ω

3.2 塔內(nèi)流場(chǎng)分析

3.2.1塔內(nèi)速度分布

分析了不同高度X-Y截面速度分布，不同水平截面內(nèi)，速度分布差異明顯。無(wú)煙氣流動(dòng)干擾下，漿液霧滴在脫硫塔內(nèi)均勻向下流動(dòng)，但實(shí)際同一高度水平截面內(nèi)的煙氣速度分布不同，裹挾液滴能力不同。選取液相區(qū)以上高度為3.5(優(yōu)化結(jié)構(gòu)下方)、10(優(yōu)化結(jié)構(gòu)上方)、15、22 m的水平截面，以入口4 m/s為例，原設(shè)計(jì)與優(yōu)化設(shè)計(jì)的速度差異如圖6所示，可知差異主要體現(xiàn)在10 m和15 m截面，在該高度下，煙氣流過(guò)均流板后，在水平截面內(nèi)分布更均勻，相對(duì)原設(shè)計(jì)速度較低和速度過(guò)高區(qū)域面積明顯減小，且中間位置煙氣速度較高。原設(shè)計(jì)中速度較高的位置偏向一側(cè)，截面煙氣偏向?qū)е虏钪党^(guò)2 m/s。高度3.5 m位置，下層煙氣流動(dòng)方面，優(yōu)化設(shè)計(jì)方案低速區(qū)面積同樣減少，同時(shí)煙氣流出入口位置由于導(dǎo)葉2存在，導(dǎo)致煙氣轉(zhuǎn)向，形成一個(gè)向上匯聚的渦流，但經(jīng)過(guò)均流板后消旋。在22 m處，原設(shè)計(jì)由于煙氣從一側(cè)向出口流動(dòng)，煙氣速度在水平分布上優(yōu)于優(yōu)化方案，優(yōu)化方案的煙氣由塔體中間位置向出口方向流動(dòng)，在出口對(duì)側(cè)出現(xiàn)明顯的流動(dòng)不暢區(qū)域。

圖6 入口4 m/s不同高度截面速度分布Fig.6 Velocity distributions on different heightsections under the inlet velocity of 4 m/s

以入口速度3.4 m/s為例，中間X-Z方向截面的速度分布如圖7所示，可知原設(shè)計(jì)的結(jié)構(gòu)流場(chǎng)中間截面，煙氣進(jìn)入塔內(nèi)受入口結(jié)構(gòu)影響，主流彎曲，之后與對(duì)側(cè)的吸收塔壁面發(fā)生碰撞，流向在吸收塔頂部基本水平，從出口流出。流場(chǎng)內(nèi)存在明顯渦流，尺寸較大，直徑為15～18 m，入口上部，煙氣沿壁面下沖，運(yùn)行中該位置發(fā)生下洗現(xiàn)象，漿液霧滴被裹挾至壁面位置，形成液膜向下流動(dòng)，并導(dǎo)致入口石膏堆積，出現(xiàn)石膏層。同時(shí)由于慣性原因，超過(guò)80%的煙氣從入口對(duì)側(cè)流向吸收塔上部，該位置煙氣速度較高，超過(guò)1.8 m/s，渦流中心位置的煙氣速度則低于0.3 m/s。整個(gè)塔體內(nèi)，入口方向的對(duì)側(cè)、下部和上部都存在明顯流動(dòng)死區(qū)。總體上入口對(duì)側(cè)的速度明顯大于靠近入口一側(cè)的速度，但噴嘴均勻布置，煙氣速度分布容易造成塔體的脫硫效率在實(shí)際運(yùn)行中低于設(shè)計(jì)值，只能依靠增加漿液循環(huán)量彌補(bǔ)，能耗較大。

圖7 入口速度3.4 m/s中間截面速度分布Fig.7 Velocity distributions on centre sectionsunder the inlet velocity of 3.4 m/s

優(yōu)化設(shè)計(jì)方案中，煙氣進(jìn)入吸收塔后，先經(jīng)過(guò)入口處導(dǎo)葉分配流量，靠近入口結(jié)構(gòu)上部壁面區(qū)域約1/8煙氣經(jīng)過(guò)導(dǎo)葉1向上偏轉(zhuǎn)，并通過(guò)均流板后向上流動(dòng)，部分煙氣流經(jīng)導(dǎo)葉1和2之間的區(qū)域，由于導(dǎo)葉1彎曲導(dǎo)致通流截面縮小，煙氣加速達(dá)到整個(gè)流場(chǎng)內(nèi)最高速度4 m/s左右，之后流向均流板中間位置，流過(guò)均流板后繼續(xù)向上流動(dòng)。而入口中下部，約1/2煙氣受導(dǎo)葉2影響，其向上偏轉(zhuǎn)的位置被推遲。導(dǎo)葉2由直段和圓弧段構(gòu)成，可減少阻力損失，同時(shí)使圓弧段位置更靠后，推遲轉(zhuǎn)向，但煙氣流過(guò)直段后，發(fā)生偏轉(zhuǎn)的位置更靠近塔體中心，繼續(xù)向上流動(dòng)，煙氣進(jìn)入靠近入口對(duì)側(cè)的均流板。通過(guò)導(dǎo)葉1和2入口的煙氣被分配為3部分，較均勻分布在同一水平面。均流板設(shè)計(jì)區(qū)別于傳統(tǒng)均流孔板與蜂窩器，其Y軸方向的板體為斜置，且偏向入口方向，使煙氣流過(guò)入口后的斜向運(yùn)動(dòng)被抑制。由于入口一側(cè)布置，導(dǎo)致煙氣流入塔內(nèi)后，在慣性作用下，不可避免向入口對(duì)側(cè)偏轉(zhuǎn)，導(dǎo)致靠近入口的上部空間出現(xiàn)渦流。實(shí)際運(yùn)行中，由于塔內(nèi)石灰石漿液的存在，內(nèi)部濕度較高，煙氣流過(guò)入口后即攜帶大量液滴，煙氣混合物密度增加，流動(dòng)慣性增強(qiáng)，渦流加強(qiáng)。而采用斜置均流板，該現(xiàn)象明顯削弱，塔內(nèi)沒(méi)有與原設(shè)計(jì)流場(chǎng)內(nèi)相似的渦流。為防止煙氣沿壁面流動(dòng)，將靠近壁面位置均流板偏轉(zhuǎn)方向改為朝向塔體中心。采用均流板和入口導(dǎo)葉后，整個(gè)截面內(nèi)無(wú)直徑超過(guò)2 m的渦流，入口上部渦流尺寸明顯減小，靠近上部位置的壁面附近無(wú)大量煙氣沿壁面向下流動(dòng)，漿液沿壁面流動(dòng)和形成石膏層的可能性明顯降低。

3.2.2塔內(nèi)動(dòng)壓分布

脫硫塔運(yùn)行過(guò)程中，煙氣與噴嘴射流之間的空間分布不均，使?jié){液顆粒與SOx接觸在不同空間位置上存在較大差異，煙氣過(guò)于集中在某一區(qū)域，分析X軸方向不同位置的動(dòng)壓，動(dòng)壓與速度的關(guān)系為

(5)

式中，p為動(dòng)壓，Pa；ρ為工質(zhì)密度，空氣密度為1.06 kg/m3；v為法向速度，m/s。

選取X-Z方向中間截面，以反應(yīng)區(qū)中心點(diǎn)為原點(diǎn)，X方向?yàn)檎较?，分?5.5、-4.0、-1.0、3.0、5.8 m 處5條線上的垂直動(dòng)壓分布，如圖8所示。

由圖8可知，原設(shè)計(jì)方案在各工況下，總體上動(dòng)壓分布可分為3部分：入口段(0～6 m)、中間區(qū)域(7～20 m)、出口區(qū)域(20～24 m)。5.8、3.0、-1.0 m垂直高度上動(dòng)壓變化趨勢(shì)與-4.0、-5.5 m相反。主要是由于塔體內(nèi)中間截面的動(dòng)壓隨高度變化波動(dòng)較大，在入口、頂部出口處中間區(qū)域和入口一側(cè)的煙氣流動(dòng)方向發(fā)生偏轉(zhuǎn)，渦流導(dǎo)致垂直方向在出入口附近速度較低，中部區(qū)域后側(cè)煙氣局部速度增加明顯，在該區(qū)域塔體的后部區(qū)域動(dòng)壓明顯高于其他位置。中部區(qū)域?yàn)橹饕摿蚍磻?yīng)發(fā)生的區(qū)域，對(duì)脫硫效率影響較大?？拷肟谖恢玫膭?dòng)壓變化較早，但入口速度為3.4 m/s時(shí)，在中部區(qū)域動(dòng)壓分布區(qū)別于其他工況，后部-5.5 m在高度12～17 m變化早于-4.0 m位置，且動(dòng)壓高出20%左右，靠近中間位置動(dòng)壓較平緩，入口側(cè)波動(dòng)幅度有所增加。主要原因是入口煙氣在底部發(fā)生偏轉(zhuǎn)后向上流動(dòng)，形成的主流貼壁向塔體中心位置移動(dòng)，入口側(cè)渦流尺度和位置發(fā)生變化。隨入口速度增加，出口區(qū)域的沖擊和轉(zhuǎn)向現(xiàn)象增強(qiáng)，在22 m處，后部位置的動(dòng)壓下降，而靠近入口側(cè)則有所上升。

采用導(dǎo)流板和均流柵板后流場(chǎng)內(nèi)5 m后各位置的動(dòng)壓差異明顯減小，中部主要脫硫反應(yīng)區(qū)的動(dòng)壓差異減少約70%。入口和出口段動(dòng)壓明顯較大，主要是由于靠近入口和出口一側(cè)煙氣進(jìn)出流場(chǎng)時(shí)通流面積改變。

3.2.3出口參數(shù)

出口截面的參數(shù)變化如圖9所示，通過(guò)對(duì)比出口速度得到不同方案的煙氣流動(dòng)阻力，而湍動(dòng)能反映煙氣將漿液帶出吸收塔的可能性，湍動(dòng)能過(guò)大將增加除霧器壓差，嚴(yán)重時(shí)導(dǎo)致降負(fù)荷甚至停機(jī)。不同入口速度下，優(yōu)化方案的出口平均速度均大于原設(shè)計(jì)方案，有效減少引風(fēng)機(jī)電耗，降低廠用電量。優(yōu)化方案出口平均湍動(dòng)能均小于原設(shè)計(jì)，且隨著入口速度增加，降低程度增加，最高降低約50%。

圖9 出口參數(shù)變化Fig.9 Parameter changes of outlet

總體而言，原設(shè)計(jì)脫硫塔運(yùn)行內(nèi)煙氣流動(dòng)過(guò)程分布不均，使?jié){液和煙氣內(nèi)SO2和SO3在部分區(qū)域反應(yīng)不完全，部分區(qū)域漿液過(guò)多。通過(guò)優(yōu)化煙氣分布，煙氣被分割為3部分，并在多個(gè)彎轉(zhuǎn)向上運(yùn)動(dòng)的過(guò)程中分配流量，通過(guò)斜向均流板，提高了煙氣塔體速度分布的均勻程度，流動(dòng)更順暢，明顯改善與漿液反應(yīng)不完全或漿液過(guò)多等情況。

4 結(jié) 論

1)對(duì)脫硫塔進(jìn)行整體優(yōu)化，利用均流板進(jìn)一步減少煙氣流動(dòng)的分布不均。塔內(nèi)流場(chǎng)隨負(fù)荷波動(dòng)發(fā)生變化，對(duì)脫硫效率影響較大，脫硫效率變化與負(fù)荷呈負(fù)相關(guān)，煙氣速度不均勻度與脫硫效率變化趨勢(shì)相同。

2)原設(shè)計(jì)方案塔內(nèi)流場(chǎng)存在明顯渦流，且尺寸較大，直徑為15～18 m，煙氣流動(dòng)偏向一側(cè)，嚴(yán)重影響脫硫效率。

3)優(yōu)化方案的煙氣流動(dòng)分布較均勻，流場(chǎng)內(nèi)無(wú)大型渦流，有利于提高脫硫效率，中間反應(yīng)區(qū)域動(dòng)壓差異減少70%左右。

4)不同負(fù)荷下，優(yōu)化方案煙氣流動(dòng)阻力較低，出口速度相對(duì)原設(shè)計(jì)增加0.1～0.2 m/s，出口湍動(dòng)能最高降低約50%，漿液被裹挾出塔的可能性降低。