第29回技術研究発表会

下水処理水質とエネルギーとの関係

令和元年7月5日（公財）日本下水道新技術機構資源循環研究部
上席研究役 石田 貴

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本日の講演内容
１、1994年版「設計指針と解説」における議論
２、標準法と高度処理法との消費エネルギーの違い
３、処理水質とエネルギーとの関係
４、省エネ診断で見られた課題
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１、1994年版「設計指針と解説」における議論①ＳＲＴ（固形物滞留時間）の概念の導入
・アンモニアの硝化の指標（図－１参照）
・処理水質（Ｃ－ＢＯＤ）の指標（図－２参照）（炭素系有機物に起因するＢＯＤ）
ＳＲＴ（日）＝水処理系内の活性汚泥量÷1日当たり系外に排除される
活性汚泥量＝反応タンク容量×ＭＬＳＳ÷１日当たり引き抜かれる余剰汚泥量②Ｎ－ＢＯＤの抑制（アンモニア性窒素に起因するＢＯＤ）
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１、1994年版「設計指針と解説」における議論
図－１ 硝化率８０％以上となるＳＲＴと水温との関係
12ＳＲＴ（日）1010.987.965.84.2420１０℃

１５℃

２０℃

水温２５℃

4

１、1994年版「設計指針と解説」における議論
図－２ ＳＲＴとＣ－ＢＯＤとの関係
１５℃以下
１５～２０℃
２０～２５℃

終沈流出水のＣ－ＢＯＤ（mg/l）

7654321046ＳＲＴ（日）8105１、1994年版「設計指針と解説」における議論
Ｎ－ＢＯＤ問題を解消するには標準活性汚泥法のＨＲＴを１０～１２時間程度とするべきでは？
Ｎ－ＢＯＤ問題とは？
硝化促進運転を行っている状態で、最終沈殿池流出水にアンモニア性窒素が２～３mg/ℓ以上残るとＮ－ＢＯＤが発生する。
⇒下水道部長より改訂作業ストップの指示
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１、1994年版「設計指針と解説」における議論
標準活性汚泥法の定義はＨＲＴ６～８時間⇒改訂作業再開
流入水質が計画値の8割
流入水量が計画値の8割⇒（６～８時間）÷（0.8×0.8）＝9.4～12.5時間
少し早めの増設でＮ－ＢＯＤ問題はクリア
高度処理との違いは無酸素槽の滞留時間
概ね水温１７℃以上で硝化促進運転が可能
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１、1994年版「設計指針と解説」における議論
標準活性汚泥法では、バルキング対策上反応タンク前端部（４分の１程度）は無酸素槽とする。
完全硝化を行っても、返送汚泥分の硝酸は脱窒されるのでアルカリ度の不足から処理水のｐＨが下がりすぎることはない。
一部でも脱窒が行われないと、処理水のｐＨ基準が満足できないばかりではなく、ｐＨ低下からコンクリートの腐食を招く。
（下水処理場の稼働当初など流入負荷の低いときは、間欠曝気が必要となる。）
8

２、標準法と高度処理法との消費エネルギーの違い①下水処理場のエネルギー消費の特徴• 全国の下水処理場：約２,２００箇所• 日平均処理水量１万㎥/日以上は約６００箇所で消費エネルギーの約９割を占める。
図－３ エネルギー種別の消費量

図－４ 設備別のエネルギー消費量

９

電力
A重油等

92

都市ガス
その他

14主ポンプ水処理2849

汚泥処理管理棟等

9

２、標準法と高度処理法との消費エネルギーの違い②下水処理場の標準的消費エネルギー（出典：下水道における地球温暖化対策マニュアル、平成２８年３月、環境省・国土交通省）

標準法、高度処理、焼却有、OD法の４カテゴリーに分けた標準的な処理水量当たりのエネルギー起源の二酸化炭素排出量（Y)を求める算出式を以下に示す。
（標準法） log(Y[t‐CO₂/千㎥])＝－0.208×log(日平均処理水量[㎥/日])＋0.059×log(流入BOD)－0.368×log(流入比率）＋0.092（高度処理） log(Y[t‐CO₂/千㎥])＝－0.293×log(日平均処理水量[㎥/日])＋ 0.811（焼却有） log(Y[t‐CO₂/千㎥])＝－0.282×log(日平均処理水量[㎥/日])＋0.846（OD法） log(Y[t‐CO₂/千㎥])＝－0.234×log(日平均処理水量[㎥/日])－0.302×log(流入比率）＋0.25810２、標準法と高度処理法との消費エネルギーの違い• 高度処理を行っている下水処理場の消費エネルギーが日平均処理水量のみの関数となっている。
• アンモニアを硝化するのに最も酸素を必要とするので、本来ならば流入水質も変数に入ってこなくてはおかしい。
• 現状の高度処理の維持管理は必要酸素量に応じた運転管理が行われていない。⇒省
エネ余地が大きい。
１１

２、標準法と高度処理法との消費エネルギーの違い

排出係数0.555(t‐CO₂/千kWh)を用いて、前ページの回帰式で得られた数値を電力消費量に換算して、処理場全体の標準的な消費エネルギー量を算出することができる。
表１ 消費エネルギー量（電力量換算：千kWh/年）
処理規模

２万㎥/日

５万㎥/日

１０万㎥/日

標準法

３，０７０

６，３３０

１０，９７０

高度処理法

４，６８０

８，９４０

１４，５９０ー

１０，９１０１７，９５０

焼却有

12

２、標準法と高度処理法との消費エネルギーの違い• 表１に示すように、標準法と高度処理法との消費エネルギーの差は大きく、処理規模２万㎥/日で１.５２倍、処理規模１０万㎥/日で１.３３倍となっている。
• 標準法でも北海道、東北、北陸以外では、水温の関係で硝化促進運転せざるを得ないので、送風機に係る電力に差が生じない。
• 差が出るのは無酸素槽の撹拌動力が主と考えられるが、従来、撹拌動力の大きな水中撹拌機（１０ｗ/㎥程度）が使用されていることや好気槽でも水中撹拌機が使用されていることが原因である。

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２、標準法と高度処理法との消費エネルギーの違い③水中撹拌機の導入状況（H29本省調査）
図－５ 標準法の場合

図－６ 高度処理法の場合
なし
0%

嫌気29%

なし
38%

好気33%

嫌気25%

好気75%

14

２、標準法と高度処理法との消費エネルギーの違い④水中撹拌機と省エネ型撹拌機の撹拌動力密度の比較
水中撹拌機が設置されている反応タンクに省エネ型反応タンク撹拌機を導入した場合のケーススタデイによれば、図－７に示すように、平均削減率は79％に達する。
図－７ 省エネ型反応タンク撹拌機の削減効果
15CASE2

CASE3CASE4水中撹拌機平均：11.0
10

平均削減率▲79％
5省エネ型平均：2.3

水中撹拌機

省エネ型 H

省エネ型 G

省エネ型 F

省エネ型 E

省エネ型 D

省エネ型 C

省エネ型 B0

省エネ型 A撹拌動力密度[W/m3 ]

CASE1

15

２、標準法と高度処理法との消費エネルギーの違い⑤水処理施設における省エネ対策効果（H29本省調査）
省エネ対策の導入前後における消費エネルギー分布は図－８のとおりである。平均の消費エネルギー削減率は３０％となる。
図－８ 水処理施設における省エネ対策効果（高度処理法）
消費エネルギー量（千kWh/年）

25,000
現状20,000

y = 260.94x0.7805
R² = 0.9644

対策後

15,00010,000

y = 177.93x0.79
R² = 0.9636

5,0000050100

150200250300

350

日平均流入水量（千m3/日）

16２、標準法と高度処理法との消費エネルギーの違い
省エネ対策の項目別寄与率を図－９に示す。水中
撹拌機の寄与率が嫌気槽と好気槽合わせて５５％と半分以上を示す。
図－９ 省エネ対策の項目別寄与率（高度処理法）

24%

21%

送風量の適正化

19%

水中撹拌機（嫌気槽）

36%

水中撹拌機（好気槽）
散気装置

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３、処理水質とエネルギーとの関係
処理水質とエネルギーすなわち送風量との間には、図－１０に示す関係がある。

処理水質

図－１０ 処理水質とエネルギーとの関係

ABC
エネルギー（送風量）

D18

３、処理水質とエネルギーとの関係• Ｂ地点はＢＯＤ酸化や内生呼吸等に必要な酸素量より求められる送風量。
• これより送風量が少なければ酸素不足により処理水質は悪化する。
• Ｃ地点は反応タンク末端に設置されたＤＯ計で監視されるバルキング防止のための送風量。これより送風量が多いとバルキングにより処理水質が悪化する。
• 通常、反応タンクの送風量はＢ～Ｃの間でコントロールされる。

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３、処理水質とエネルギーとの関係• 必要酸素量の計算式
必要酸素量＝ＢＯＤ酸化に必要な酸素量（Ｏa）＋内生呼吸に必要な酸素量（Ｏb）＋硝化反応に必要な酸素量（Ｏc）
Ｏa＝Ａ×（除去ＢＯＤ量－Ｋ×脱窒量）
Ｏb＝Ｂ×Ｖ×ＭＬＶＳＳ
Ｏc＝Ｃ×硝化したケルダール窒素量
ただし、Ａ＝０．５～０．７、Ｂ＝０．０５～０．１５、
Ｃ＝４．５７、Ｋ＝２．８６、Ｖ＝好気槽容量20

３、処理水質とエネルギーとの関係
必要酸素量の計算式に基づき、以下の３方式について必要酸素量を比較する。
①標準法（硝化抑制）②標準法（硝化促進）③高度処理法前提条件
流入水量１万㎥/日
流入水質（ＢＯＤ濃度＝２００mg/ℓ、Ｔ－Ｎ＝４０mg/ℓ）⇒反応タンク流入水質（ＢＯＤ＝１４０mg/ℓ、Ｔ－Ｎ＝３５mg/ℓ）
標準法ＨＲＴ＝８時間（好気槽＝６時間）
高度処理法ＨＲＴ＝１２時間（好気槽＝８時間）
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３、処理水質とエネルギーとの関係
ＭＬＶＳＳ
標準法（硝化抑制）１２００mg/ℓ（ＭＬＳＳ＝１５００mg/ℓ）
標準法（硝化促進）１４４０mg/ℓ（ＭＬＳＳ＝１８００mg/ℓ）
高度処理法
１６００mg/ℓ（ＭＬＳＳ＝２０００mg/ℓ）
余剰汚泥で除去されるケルダール窒素を９mg/ℓ
処理水ケルダール窒素を標準法（硝化促進）＝４mg/ℓ、高度処理法＝１mg/ℓと仮定。

①標準法（硝化抑制）
Ｏa＝０．６×１４０mg/ℓ×１万㎥/日÷１０³＝８４０kg/日
Ｏb＝０．１×１万㎥/日×６÷２４×１２００÷１０³＝３００kg/日
Ｏa＋Ｏb＝８４０＋３００＝１１４０kg/日

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３、処理水質とエネルギーとの関係②標準法（硝化促進）～処理水Ｔ－Ｎ＝１５mg/ℓ
Ｏa＝０．６×（１４０mg/ℓ－２．８６×１１mg/ℓ ）×１万㎥/日
÷１０³＝６５１kg/日
Ｏb＝０．１×１万㎥/日×６÷２４×１４４０÷１０³＝３６０kg/日
Ｏc＝４．５７×２２mg/ℓ×１万㎥/日÷１０³＝１００５kg/日
Ｏa＋Ｏb＋Ｏc＝６５１＋３６０＋１００５＝２０１６kg/日

硝化抑制と硝化促進との比較
硝化で消費される酸素量は約５０％と非常に大きい。
硝化促進で必要とされる酸素量は硝化抑制の１．７７倍。
散気装置の条件が同じであれば、硝化促進で空気倍率５倍であったとすれば、硝化抑制の場合は空気倍率約３倍で良い。
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３、処理水質とエネルギーとの関係③高度処理法～処理水Ｔ－Ｎ＝８．５mg/ℓＯa＝０．６×（１４０mg/ℓ－２．８６×１７．５mg/ℓ ）×１万㎥/日÷１０³＝５４０kg/日
Ｏb＝０．１×１万㎥/日×８÷２４×１６００÷１０³＝５３３kg/日
Ｏc＝４．５７×２５mg/ℓ×１万㎥/日÷１０³＝１１４３kg/日
Ｏa＋Ｏb＋Ｏc＝５４０＋５３３＋１１４３＝２２１６kg/日

標準法（硝化促進）と高度処理法の違い
高度処理法の方が１．１０倍と１０％ほど大きいだけである。ただし、無酸素槽の撹拌のための消費電力は２倍となる。
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３、処理水質とエネルギーとの関係（参考）３段ステップ流入式硝化脱窒法の場合それぞれの段に均等に流入水が３等分され、返送汚泥率を５０％と仮定すると、各段のＭＬＳＳは以下のとおりとなる。
１段目＝３６００mg/ℓ、２段目＝２５７０mg/ℓ、３段目＝２０００mg/ℓ
１段目のＭＬＳＳは非常に高濃度（ＯＤ法並み）で十分な硝化が行われるか疑問であるが、理論上、Ｔ－Ｎ除去率＝８５％となる。
３段式ステップ流入式硝化脱窒法～処理水Ｔ－Ｎ＝５．２mg/ℓ
Ｏa＝０．６×（１４０mg/ℓ－２．８６×１９．８mg/ℓ ）×１万㎥/日
÷１０³＝４９８kg/日
ＨＲＴ＝１２時間とし、各段の槽容量を１：１．５：２．２５とする。

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３、処理水質とエネルギーとの関係
Ｏb＝０．１×１万㎥/日×１２÷２４×（３６００＋１．５×２５７０＋２．２５×２０００）×０．８÷４．７５÷２÷１０³＝５０３kg/日
Ｏc＝４．５７×２５mg/ℓ×１万㎥/日÷１０³＝１１４３kg/日
Ｏa＋Ｏb＋Ｏc＝４９８＋５０３＋１１４３＝２１４４kg/日
必要酸素量については他の高度処理法より若干少なくなるが、窒素除去率が高い分、無酸素槽の容量が大きくなる。
ステップ法は好気槽と無酸素槽の比率が１：１なので、無酸素槽の容量がＨＲＴ２時間分大きい。
無酸素槽の撹拌を水中撹拌機（１０Ｗ/㎥）で行ったものとすると、年間の消費電力は５１千kWh増となる。
１万㎥/日×２÷２４×１０×０．７×２４×３６５÷１０⁶＝５１千kWh/年
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４、省エネ診断で明らかとなった課題
この３年間で約３０箇所の下水処理場の省エネ診断を行ってきたが、この中で設計上や維持管理上問題ではないかと思われる事例を紹介する。
いずれも、特殊な事例というわけではなく、複数で見られた課題である。
①省エネ機器を導入しただけでは省エネにならない②現状の処理水量を踏まえた設備能力とすることの重要性③現状の監視制御設備は省エネに役立っていない④維持管理でよく行われていることは本当に妥当か？
⑤担体法（硝化菌包括）の誤った導入時期と運転方法
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４、省エネ診断で明らかとなった課題①省エネ機器を導入しただけでは省エネにならない
イ、インバーターの導入
主ポンプについては６３％に導入されている。
図－１１ インバーターの導入状況
その他
6%
吐出弁
6%

なし
25%

VVVF
63%

28

４、省エネ診断で明らかとなった課題
しかし、本当に必要か十分に吟味されていない（コンサルタント）。インバーターさえ付いていれば省エネになると思っている（維持管理）。インバーターを導入したためにかえって省エネになっていない事例が多い。
4.540

3.6

30

2.7

20

1.8

10

0.9

0

3/12
2号運転

3/13

3/14
3号運転

3/15
4号運転

3/16
5号運転

3/17

3/18
送水量

水位（m）

送水量（m3/min）

図－１２ ポンプ井水位と送水量
50

0ポンプ井水位29

４、省エネ診断で明らかとなった課題

送水量当たりの消費電力量（kWh/千m3）

図－１３ ポンプ井水位と送水量当たりの消費電力量
140115y = ‐0.4108x + 76.521
9065
y = ‐2.6645x + 84.811
40
2.5

2.7

2.9

3.1

3.3

3.5

3.7

3.9

4.1

4.3

ポンプ井水位（m）
2号

3号

4号

5号

インバーター付きポンプ２台使用を固定速ポンプ１台使用に変えることにより約２０％の消費電力を削減できた。
30

４、省エネ診断で明らかとなった課題
図－１４ ポンプの性能曲線からみたインバーターの効果

31

４、省エネ診断で明らかとなった課題
ロ、磁気浮上式ブロワとメンブレン散気装置の導入
図－１５ 従来方式との消費電力の比較
従来方式

磁気浮上＋メンブレン

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４、省エネ診断で明らかとなった課題
従来方式（１～６系）の送風量当たり消費電力が２０～２７（kWh/千㎥）であるのに対し、７系の磁気浮上＋メンブレンでは２３～４０（kWh/千㎥）とむしろ大きくなっている。
理由は、対象系列の計画処理能力（６，５００㎥/日×３池）に対し、１池のみが整備されている状況で、送風能力１１０㎥/分（１５８，４００㎥/日）の送風機が設置されているためである。
計画処理能力に対しても大きすぎる送風機をインバーターで風量制御できるとして導入している。
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４、省エネ診断で明らかとなった課題②現状の処理水量を踏まえた設備能力とすることの重要性
イ、全体計画に見合った主ポンプの設置
全体計画１１,１００㎥/日（４６３㎥/h)にほぼ対応した主ポンプ（３９６㎥/h、２２kW)が設置されているが、現有処理能力６,２００㎥/日（２５８㎥/h）、日平均処理水量約３,５００㎥/日に対して過剰な設備となっている。水中ポンプの耐用年数等を考えれば見合った設備能力のものに変更する方がよい。
ロ、計画処理能力に見合った送風機の設置①ロの例で見るように、計画処理能力に対して空気倍率約８倍の送風機を設置している。酸素移動効率の良いメンブレン散気装置を導入していることを考えると、少なくとも今の半分程度の能力のもので十分である。処理水量の伸びが小さければもっと小さな送風機でもよい。

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４、省エネ診断で明らかとなった課題
ハ、省エネ型焼却炉の場合
図－１６は、従来型流動炉と過給炉との消費電力を比較したものである。定格能力では過給炉の省エネ効果は明らかであるが、処理量が定格能力の半分程度以下になると逆転する。
図－１６ 消費電力の比較
消費電力（kWh/日）

7000
6000
5000
4000
3000

過給炉

2000

従来炉

1000
0204060
処理量（t/日）

80

100

35

４、省エネ診断で明らかとなった課題
省エネ型焼却炉は定格に近い処理量で運転した方が効果が大きい。
蒸気発電機やバイナリー発電機を付帯した省エネ型焼却炉においても同様である。
したがって、設備能力を決めるにあたっては、全体計画汚泥量から単純に設備能力を決めるのではなく、現状の処理汚泥量を踏まえて設備能力を決める必要がある。
設備の耐用年数が１５年程度であることを考えると、これから１０年間の維持管理費を十分考慮すべきである。

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４、省エネ診断で明らかとなった課題③現状の監視制御設備は省エネに寄与できない
下水道機構では、主ポンプや送風機など電動機容量の大きな設備機器の消費電力分析を行っている。
しかし、現場盤から中央監視盤へ消費電力データが伝達される際に１００kW単位で送られる場合は、図－１７に示すように、複数の曲線となり分析ができない。電力計を設置し１０kW単位で分析した場合を図－１８に示す。
下水処理場の処理規模が小さく、電動機容量が１００kW以下であれば１０ｋＷでも分析できない。
消費電力分析は日報の時間データを基に行っているが、現状の監視制御設備のデータはこのようなことを行うことを前提にしていない。⇒民間との共同研究でエネルギー画面増設で見える化を計画中
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４、省エネ診断で明らかとなった課題
図－１８ １０kW単位の分析結果

40403535

送風量当たりの電力量(kWh/千m3）

送風量当たりの電力量(kWh/千m3）

図－１７ １００ｋＷ単位の分析結果

302520151050302520151050050100150200250300350400

450050100150

No.1

No.2

No.3

No.4

No.1、4定格風量200250300350400

450

送風量（m3/min）

送風量（m3/min）
No.2定格風量No.3定格風量

No.1

No.2

No.3

No.4

No.1、4定格風量No.2定格風量No.3定格風量38

４、省エネ診断で明らかとなった課題④維持管理でよく行われていることは本当に妥当か？
イ、反応タンク末端のＤＯ計で送風量を制御
図－１９は、ＤＯ制御を行っている反応タンクにおける反応タンク流入水の水質と送風量の関係を時系列的に示したものである。
図－１９ ＤＯ制御時の流入水質と送風量との関係
1.41.2比率10.80.60.40.2BOD00246810NH4‐N121416送風量
182022時刻
39４、省エネ診断で明らかとなった課題
反応タンク流入水質の内、ＢＯＤについては時間変動は小さいが、必要酸素量の大きなＮＨ₄－Ｎ濃度の時間変動は大きい。ＮＨ₄－Ｎ濃度と送風量との関係を見ると、深夜から早朝にかけてＮＨ₄－Ｎ濃度が低いときに送風量が大きくなっている。このため、８時頃にはＤＯ濃度が上がり送風量を小さくする制御が働く。しかし、この頃からＮＨ₄－Ｎ濃度は高くなり、送風量との間に乖離が生ずる。こんどはＤＯ濃度が下がるので、１６時頃より送風量を増やす制御が働くことになる。
しかし、この時にはＮＨ₄－Ｎ濃度が徐々に下がり始めて再び送風量との間に乖離が生ずる。
このように、反応タンク末端でのＤＯ計による制御は、タイムラグが生じるので制御方式としては問題がある。省エネを考え、必要な時に必要な送風量を与えるということが重要である。
40

４、省エネ診断で明らかとなった課題
ロ、揚水量を一定にすると処理水質が良くなる処理場で必ず言われることに、処理のことを考えてできるだけ一定水量で揚水しているという言葉がある。
しかし、実際に行っていることはインバーターを使って頻繁に揚水量を変えてたり、深夜から早朝にかけて流入水量が少ないときにも管内貯留により一定量の揚水量を確保しようとしている。⇒水質的には逆効果
処理水質に悪影響があるのは、処理能力に近い流入水量の時に時間変動がかかるときで、通常、処理能力に対して余裕のある水量の時に意味はない。

⇒省エネを優先するべきである。

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４、省エネ診断で明らかとなった課題
ハ、ステップ方式なのに最終段のＭＬＳＳ濃度しか知らない
２段ステップ流入式硝化脱窒法や３段ステップ流入式硝化脱窒法を採用している下水処理場はかなりの数に上るが、前段のＭＬＳＳ濃度を把握していないケースがほとんどである。⇒各段への分配割合や槽容量比、返送汚泥比、最終段のＭＬＳＳ濃度が分かれば計算できる。
ステップ方式は前段のＭＬＳＳ濃度が高くなることに特徴⇒ＨＲＴの短縮、最終沈殿池への負荷の軽減
３（参考）で触れたように、３段ステップでは最終段のＭＬＳ
Ｓ濃度を２０００mg/ℓとした時、１段目は３６００mg/ℓであり、ＯＤ法並みの高濃度となる。好気槽のＤＯ濃度不足から理論通り硝化が十分行われているか疑問がある。
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４、省エネ診断で明らかとなった課題⑤担体法（硝化菌包括）の誤った導入時期と運転方法
計画上、将来的に担体により好気槽ＨＲＴを短くできるので、担体法を採用している。
しかし、流入水量の少ない当初から担体を投入している。
⇒計画水量に達した頃は、担体の摩耗により追加投入が必要となる。
⇒担体が投入されているにもかかわらず、ＭＬＳＳ濃度を高くして、担体中の硝化菌をエサ不足の状態にしている。いざというとき機能しない。
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ご清聴ありがとうございます44