Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
汚泥スラリーの平均径53μmに比べると顕営を増大が見られ，また有機高分子凝集剤の凝集効果が，より顕営なことがわかる．荷電中和が主な凝集機構であるPAClに比べ，クリフィックスでは荷電中和のほか，吸着架橋作用も加わり，より粗大なフロックが形成されるものと推察される．

Figure 2 に示した最適添加量の凝集剤を用いて得た凝集スラリーを 98 kPa の濾過圧力 $ p_{f} $ で定压濾過した結果を，Figure 3 に示し，凝集剤無添加の原液スラリーの結果と比較した．図には，単位濾過面积あたりの濾減量 $ v $ が濾過時間 $ \theta $ に対してプロットされている．また，图中の s は，スラリー中の固体の質量分率である．濾減量 $ v $ が 6 cm となった時点までの平均濾過速度 $ (\nu/\theta) $ を比較すると，クリフィックスによる凝集スラリーでは 0.20 cm/s，PACI による凝集スラリーでは 0.0061 cm/s，原液スラリーでは 0.00019 cm/s となった．凝集剤の添加により，濾過速度は著しく増大し，特にクリフィックスを用いた場合に，その効果は，より顕著であり，Figure 2 に示した凝集効果の傾向と一致している．

### 2.2 ケーク透水による脱水効果

スラリーを全量満過した後，濾過圧力$p_{f}$と同一の圧力$p_{p}$（$=p_{f}$）で生成濾過ケークに純水を透過させ，透水前後のケークの含水率$R$を比較し，Figure 4に示した．図中には，濾過終了後に透水を行わずに，濾過圧力$p_{f}$と同一圧力$p_{c}$（$=p_{f}$）で圧抑操作を行った場合，また濾集操作を行わずに，そのままスラリー原液を濾過，圧抑した場合の結果も，併せて示した，純水透過を行うと，PAClの場合には，2190sの透水時間で，ケークの含水率は，濾過ケークの95.1から93.8wt%まで減少するのに対して，純水透過に代えて圧抑を行うと，ケーク含水率は94.9wt%までしか減少しない．これは，純水透過を行うと，可逆凝集の機構でケーク中のフロックが崩壊し，粒子間隙の脱液が容易になるためと推察される(Sakohara et al., 2000; O'Shea et al., 2011)．一方，クリフィックスの場合には，純水透過を行っても，ケーク含水率は，濾過ケークの95.6から95.4wt%までしか減少せず，圧抑操作と同様に，その脱液効果は小さい．架橋作用により生成した強固なフロックは純水透過では前壇しないことを意味している．凝集剤を添加せずに，そのまま濾過，圧抑操作を行った場合には，圧抑操作により，ケーク含水率は濾過ケークの95.8から94.0wt%まで減少し，最終含水率は透水ケークに匹敵するが，多大の圧抑時間を要し，たとえば94.1wt%まで減少させるのに要する圧抑時間は13200sである．凝集剤による凝集フロックが形成されていない分，粒子間隙の脱液が容易ではあるが，凝集フロックに比べて，より微細な粒子を含むスラリーの濾過となるため，圧抑速度は著しく小さい．Figure 3に示されたように，濾過操作にも長時間を要し，脱水度の観点からは問題ないものの，脱水速度の観点からは好ましい操作とは言えない．以上より，PAClを用いた場合に，純水透過を行うと，脱水速度と脱水度の向上を図ることができた．

なお，時間θ=0でのプロットが濾過ケークの含水率に相当し，各操作での濾過ケークの含水率を比較すると，PACl，クリフィックスによる凝集濾過ケークでそれぞれ95.1,95.6wt%，凝集剤未添加の濾過ケークで95.8wt%であった．凝集剤未添加の場合に最も含水率が大きくなったのは，濾材近傍に繊密なケーク満層が形成され，この部分での圧扱が大きくなり，それ以外の大部分のケークでの圧縮圧力が小さくなったためと推察される（Tiller and Green, 1973; Sorensen and Hansen, 1993; Tiller and Kwon, 1998）。また，PAClに比べクリフィックスによる凝集ケークの方が，含水率が大きいのは，クリフィックスの方がより粗大な凝集

Fig. 3 Filtration performance in constant pressure filtration

Fig. 4 Effect of water permeation through filter cake on decrease in cake moisture content

フロックが形成されるため、フロック密度関数の関係（Tambo and Watanabe, 1979）からフロック密度が小さくなって、フロックは、より多くの液を含むようになり、その脱液が困難となるためと考えられる。

### 2.3 超高压压搾による脱水効果

凝集剤にPACl，またはクリフィックスを用い，滝過，純水透過を行った後に，圧力をさらに増大させて超高圧圧搾を行った場合の結果をFigure 5に示した．図には，圧縮ケークの含水率Rが圧密時間$\theta_{c}$に対してプロットされている．いずれの凝集剤の場合にも，圧搾圧力$p_{c}$の増加とともに，ケーク含水率は跟著に低下した．圧密の進行速度，すなわち含水率の低下速度は，クリフィックスに比べPAClの方が皆しく大きいことがわかる．これは，クリフィックスによる凝集フロックの方が，フロックが十分には前壊せず，圧搾圧の作用下で脱液しにくくなるためと推察される．また，0.5MPaと圧搾圧が小さい場合には，凝集剤の違いによるケークの最終含水率にほとんど差異は見られないが，圧搾圧が増加すると，PAClの方が，より低いケーク含水率を示した．これもクリフィックスによる強固な凝集フロックの生成に起因するものと考えられる．PAClを用いると，15MPaの圧搾圧で含水率は31.4wt%まで低下し，工業的には，通常80wt%の脱水ケークが得られれば妥当とされていたことを考えると，この数値は贅沢的であり，超高圧圧搾により微生物細胞内の水分も一部脱液されていることを示している．これまで機械的な脱水操作では，こうした細胞内水分を除去するのは困難であると言われていたが，凝集スラリーの高速濾過，生成滝過ケークへの透水によるケーク中の凝
Fig. 5 Kinetics of moisture content of compressed cake formed during ultrahigh-pressure expression

Fig. 6 Effect of solid compressive pressure on equilibrium porosity of compressed cake obtained by ultrahigh-pressure expression

集フロックの再分散化，超高圧圧搾による高度脱液という一連の操作を通して，細胞内水分の除去も可能となった．これは，通常のプロセスで後に続く乾燥や焼却などの熱的操作への負担を大きく軽減できるため，その意義は大きい．

15 MPa以上の圧力を作用させて圧搾操作を行うとすると、圧搾セルのシリンダとビストンの險間から遮過ケークが漏れ出てきたため、段階的に圧力を上げて漏れを防ぎ、圧搾圧力とそれに対応した圧縮ケークの最終含水率を求めた。Figure 6には、このようにして求めたデータも加えて、超高压圧搾で得た圧縮ケークの最終空隙率εと固体圧縮圧力pの関係を両対数プロットで示した。なお、ケークの最終空隙率εと最終含水率Rとの間には、次式で示される関係がある。

$$ \varepsilon_{\mathrm{c}}=\frac{\rho_{\mathrm{s}}R_{\mathrm{c}}}{\rho_{\mathrm{s}}R_{\mathrm{c}}+\rho\left(100-R_{\mathrm{c}}\right)} $$

ここで，$\rho_{s}$ は固体粒子の密度，$\rho$ は濾液の密度である．また，侧壁摩擦が無視できるという仮定の下で，圧搾終了時では固体圧縮圧力$p_{s}$ はケーク内のどの部分でも圧搾圧力$p_{c}$ に等しいとして求められる（Grace, 1953; Tiller and Lu, 1972）．プロットは，いずれの凝集剤を用いた場合にも，ほぼ直線関係を示し，次式で表された（Tiller and Cooper, 1962）．

$$ \varepsilon_{\mathrm{e}}=\varepsilon_{1}p_{\mathrm{s}}^{-1} $$

ここで、$\varepsilon_{1}$ は実験定数である。直線勾配はPAClとクリフィックスの場合では異なり、0.5MPaの低い圧縮圧力では、両者のプロットはほぼ一致するが、圧力の増加とともに、同一圧力での空隙率はPAClの場合の方が、より小さくなる傾向を示した。本研究で行った最大圧縮圧の50MPaでは、クリフィックスの場合の空隙率が0.380であったのに対して、PAClでは0.312の値を示し、Eq.(1)を用いて含水率の値に換算すると、23.7wt%と鑑異的に低い値を示した。圧縮圧力を増加させると、クリフィックスの場合の空隙率がPAClの場合ほど低下しなくなる現象は興味深く、この結果は、有機高分子凝集剤を利用すると、高い圧力を作用させても脱液できない水分の割合が増加することを示している。

次に，有機質スラリーに対して適川可能なTerzaghi-一般化Voigtモデルを利用して，超高圧圧搾過程における圧密の動的効果の解析を行った．このモデルは，修正Terzaghiモデルを表すパネ要素と直列に，Voigtモデルが複数個直列に繋がった要素を加えたものであり，このVoigtモデル群により，圧密過程で生じる多段階のクリーブ現象を表現できる．本モデルでは，平均圧密比 $ U_{c} $ の経時変化を，次式で表すことができる（Lanoisellé et al., 1996; Grimi et al., 2010; Iritani et al., 2010, 2014b）.

$$ \begin{aligned}U_{c}=&\frac{L_{1}-L}{L_{1}-L_{\infty}}=\left(1-\sum_{k=1}^{K}B_{k}\right)\left\{1-\exp\left(-\frac{\pi^{2}}{4}\times\frac{i^{2}C_{e}\theta_{c}}{\omega_{0}^{2}}\right)\right\}\\&+\sum_{k=1}^{K}B_{k}\left\{1-\exp(-\eta_{k}\theta_{c})\right\}\end{aligned} $$

ここで、 $ L_{1}, L, L_{\infty} $ は、それぞれ圧密開始時、圧密時間 $ \theta_{c} $ 、圧密平衡時の圧縮ケーク厚さであり、したがって $ U_{c} $ は全圧密量に対する時間 $ \theta_{c} $ での圧密量の比となり、圧密の進行割合を示す、また、i は排水面の数（本研究では両面排水であるため，i=2）、 $ C_{e} $ は一次圧密の進行速度を表す修正圧密係数， $ \omega_{0} $ は単位断面积あたりの固体体積， $ B_{k} $ は全圧密量に対するk段目のクリーブによる圧密量の比， $ \eta_{k} $ はk段目のクリーブの進行速度を表す定数（Voigtモデルにおける延延時間の逆数）である。

Figure 7(a)には比較的圧搾圧$p_{c}$が低い0.5MPa, Figure 7(b)には高い圧搾圧の15MPaでの平均圧密比$U_{c}$の経時変化を$U_{c}$対$\sqrt{\theta_{c}}$としてプロットし，PAClとクリフィックスの両者の圧密速度を比較した。いずれの圧搾圧においても，PAClの場合の方が，より早く圧密が進行するが，低い圧搾圧の0.5MPaの場合の方が，その差異は，より頭著となる。また0.5MPaでは全期間を通して差異が見られるが，15MPaでは圧密後期での差異が大きくなることが特徴的である。このことから，クリフィックスに比べ，PAClの場合の方が，脱水しやすい，より緩いフロックが形成されるが，高い圧搾圧を作用させると，フロックの崩壊はフロック強度にはそれほど依存しなくなるものと考えられる。しかしながら，高い圧搾圧での圧密後則における両者の挙動の差異は，クリフィックスの場合の方が，脱液されにくい水分の割合が多いことに起因すると推察される。図中の実線は，Eq.(3)のモデル式に居づき，実験データにフィッティングさせて得た計算値であり，本モデルにより良好に圧密挙動を記述できることがわかった。なお，このフィッティングでは，三段階のクリーブを考慮したが，三段目のクリーブ量は後述するように無視できるほど小さく，実質的には，主に二段階のクリーブが生じていることが明らかとなった。
Fig. 7 Kinetics of average consolidation ratio: (a) $ p_{c}=0.5MPa $ and (b) $ p_{c}=15MPa $

ケーク含水率Rとケーク厚さLとの間には，次の関係がある。

$$ R=\frac{100(L-\omega_{0})\rho}{(L-\omega_{0})\rho+\omega_{0}\rho_{s}} $$

したがって，$\omega_{0}$が既知なら，$\mathrm{Eqs.~(3),~(4)}$を用いて含水率$R$の経時変化を計算することができる．Figure 5の実線はこのようにして得た計算値であり，圧控圧力や凝集剤の種類によらず，実験データを良好に記述できた．

Figure 8には，一次圧密の割合 $ A (=1-\sum_{k=1}^{K} B_{k}, K=3) $ と各段におけるクリーブ圧密の割合 $ B_{k} (k=1-3) $ を圧搾圧力 $ p_{c} $ に対してプロットした．PAClの場合には，Figure 8(a)に示すように，いずれの圧力においても一次圧密割合を表す A の寄与が最も大きく，低压下での50%前後の値から，圧搾圧力 $ p_{c} $ の増加とともに増大し，15 MPa では66%となった．それに呼応して，一段目のクリーブによる圧密割合を表す $ B_{1} $ は，圧搾圧の増加とともに36から24%まで減じた．また，二段目のクリーブによる圧密割合を表す $ B_{2} $ は，圧搾圧の影響をそれほど受けず，10-15%程度の値を示した．三段目のクリーブは，圧密終期のチータ解析より，その存在は確かに認められるものの，図に示すように圧密量の割合としては極めて小さい．したがって，この三段目のクリーブ現象を無視してフィッティングを行っても，平均圧密比 $ U_{c} $ やケーク含水率 R の経時変化をかなり精度良く記述できる．次に，クリフィックスの場合には，Figure 8(b)に示すように，0.5 MPa の低い圧搾圧では一次圧密の割合 A は16％と小さいが，圧搾圧 $ p_{c} $ の増加とともに頭者に増大し，15 MPa の圧搾圧では54％まで増大し，一次圧

Fig. 8 Effect of applied expression pressure on ratio of consolidation of each stage to overall consolidations: (a) PACl and (b) Kurifix

密が最も支配的となった。一方、0.5 MPaで51％と最も大きな清与を示した二段目のクリーブは、圧抑圧の増加とともに減少し、15 MPaでは26％まで減じた。一段目のクリーブも、変化は、より緩慢であるが、同様な向を示し、0.5から15 MPaへの増加により、クリーブの割合は30から20％へと減少した。なお、三段口のクリーブの割合が些少であることは、PAClの場合と同様である。以上の結果を総合すると、クリフィックスの場合に、低い圧抑圧では、クリーブ効果が頻繁なことが、PAClの場合と比較して最も大きな相逆である。これは、低い圧抑圧では、有機高分子凝集剤の架橋作用により得られた強固なフロックからの脱液が難しいため、一次圧密に比べてクリーブの寄与が大きくなることを意味している。

次に，圧密速度を考察するため，Figure 9には，フィッティングで得た修正圧密係数 $ C_{e} $ を圧搾圧力 $ p_{c} $ に対してプロットした。PACl，クリフィックスのいずれの場合にも， $ C_{e} $ は $ p_{c} $ の増加とともに増大するが，増加の仕方は次第に緩やかになり，やがて，ある圧搾圧以上では $ C_{e} $ は圧搾圧によらずほぼ一定値を示した。修正圧密係数 $ C_{e} $ は次式で定義される（Shirato et al., 1967）。

$$ C_{e}=\frac{1}{\mu\alpha\rho_{s}(-\mathrm{d}e/\mathrm{d}\rho_{s})} $$

ここで，μは搾出液の粘度，αは部分ケーク比抵抗， $ e\left(=\varepsilon/(1-\varepsilon)\right) $ ，εは部分空隙率）はケークの部分空隙比である．また，eと $ p_{s} $ の関係を表すのに，次式がよく利用される（Terzaghi and Peck, 1948）.
Fig. 9 Effect of applied expression pressure on modified consolidation coefficient

$$ e=e_{0}-C_{c}\ln p_{s} $$

ここで， $ e_{0}, C_{c} $ は実験定数である．Equation (6)をEq. (5)に代入すると，次式を得る．

$$ C_{c}=\frac{p_{s}}{C_{c}\mu\alpha\rho_{s}} $$

すなわち，αが$p_{s}$にほぼ比例して増加する高圧縮性ケークの場合には，$C_{e}$は$p_{s}$によらずほぼ一定値を示すことがわかる（Iritani et al., 2003）。なお，圧密時のα，$p_{s}$の値は実際にはケーク内で分布があり，さらに圧密の進行に伴い変化するが，Eq.(3)の導出においては，クリーブ効果も記述する必要上，$C_{e}$を一定としているため，実験データへのフィッティングから算出した$C_{e}$値は，圧密期間中の平均値を意味することとなる。このように$C_{e}$値を一定として圧密挙動を記述する解析解を導出し，$C_{e}$の値を譲論する手法は，これまで数多く報告されている（Shirato et al., 1967, 1974; Kawasaki et al., 1990; Theliander, 1996; Chang and Lee, 1998; Mihoubi et al., 2003; Bergins, 2004; Christensen and Keiding, 2007; Iritani et al., 2007; Huang et al., 2010）。以上のことから，Figure 9に示すように，圧搾圧が高くなると，ケークの圧縮性が著しく増大するため，$C_{e}$は圧搾圧$p_{c}$の値によらず，ほぼ一定値を示すようになるものと推ぶされる。多くの物質に対する滅過実験から，圧力が増加すると圧縮性が増大するという結果が得られており，本研究で得た圧搾実験の結果と，圧力の増加に伴う圧縮性の増大という点において，よく似た傾向が見られた（Iritani et al., 2012, 2014a）。PAClとクリフィックスの両者を比較すると，Figure 9に示されるように，PAClの場合の方が，$p_{c}$に対する$C_{e}$の増加傾向が顕著である。また，$C_{e}$が一定値を示すようになる限界圧は，PAClの場合の方が小さくなり，PAClの場合に5MPa程度，クリフィックスの場合に10MPa程度となる。このことは，PAClによって生成した凝集フロックが，圧搾圧を受けると，クリフィックスの場合より，より増れやすいことを示唆している。

Figure 10には, Eq. (3)によるカーブフィッティングで用いた各段階でのクリーブ速度定数 $ \eta_{k} $ (k=1-3)を, 圧搾圧力 $ p_{c} $ に対してプロットした。各 $ \eta_{k} $ の値は, 圧搾圧力の影響をあまり受けないことが明らかとなった。また, $ \eta_{1}, \eta_{2}, \eta_{3} $ の順に, 値は1オーダー程度ずつ小さくなり, 段階的にクリーブ現象が生じていることが示唆され, PAClとクリフィックスの間での意異はそれほど大き

Fig. 10 Effect of applied expression pressure on creep constant in each stage

くないことがわかった。なお，Figure 8に示したように，三段目のクリーブ量の割合 $ B_{3} $ が些少であったことを思い起こすと，クリーブ現象は，速度定数が大きく異なる二段階で主に生じていると考えてよい。この段階ごとのクリーブ速度定数の大きな違いは，たとえば自由水と細胞内水分の脱液のしやすさの違いに由来するとも考えられるが，自由水とそれ以外の水分との定量化に基づく，より詳細な検討が必要とされる（Matsuda et al., 1992; Kawasaki et al., 1996）.

## 結言

無機凝集剤のPACl，有機高分子凝集剤のクリフィックスを用いて，高速で余剰活性污泥の凝集濾過を行った後に，凝集フロックを崩壊させるために濾過ケークに透水し，超高压圧増で高度に脱滅して，できる限りの低含水率ケークを得る手法を開発し，その有効性を検証した．PAClとクリフィックスを比較すると，凝集濾過ではクリフィックスを用いた場合の方が濾過速度はかなり大きくなったが，超高压圧増では，PAClを用いた場合の方が圧増速度は大きくなった．脱水度の観点からは，より高圧の圧抑操作を行う場合には，PAClによるケークの低含水率化の優位点が見られ，50MPaの圧抑圧力では，0.312の空隙率（23.7wt%の含水率）の極めて高度に脱水された圧縮ケークが得られた．また，超高压圧抑過程における脱液挙動を，Terzaghi-一般化Voigtモデルを適用して解析し，各段階での圧密量の割合や圧密速度定数を求め，PAClとクリフィックスによるこれらの値の違いや圧抑圧力の影響を明らかにし，考察を加えた．

訓諭 辞掛 本研究の一部は，文部科学省および環境省の科学研究費補助金，ならびに鉄鋼業環境保全技術開発基金の援助を受けて行われた．また，本研究で川いた污泥は，植田水処理センターの提供を受けた．ここに記して調査を表します．

## Nomenclature

A = ratio of primary consolidation to overall consolidation [-]
B = creep constant [-]
$ C_{c} $ = empirical constant in Eq. (6) [-]
$ C_{e} $ = modified consolidation coefficient [m²/s]
$ d_{s} $ = specific surface area size of particles [m]
e = local void ratio of compressed cake [-]
$ e_{0} $ = empirical constant in Eq. (6) [-]
# Combined Effect of Reversible Flocculation and Ultrahigh Pressure in High-Level Deliquoring Attained by Expression of Activated Sludge

Eiji Iritani $ ^{1} $ , Nobuyuki Katagiri $ ^{1} $ , Takuya Washizu $ ^{1} $ , Kuo-Jen Hwang $ ^{2} $ and Tung-Wen Cheng $ ^{2} $

$ ^{1} $ Department of Chemical Engineering, Nagoya University, Furo-cho, Chikusa-ku, Nagoya-shi, Aichi 464-8603, Japan

$ ^{2} $ Department of Chemical and Materials Engineering, Tamkang University, 151 Yingzhuan Rd., Tamsui, New Taipei City 25137, Taiwan

Keywords: Ultrahigh-Pressure Expression, Reversible Flocculation, Deliquoring, Activated Sludge, Cake Moisture Content

High-level deliquoring of excess municipal activated sludge was accomplished by use of an inorganic flocculant, polyaluminum chloride (PACl), and an organic polymer flocculant, Kurifix. The deliquoring process consisted of filtration of flocculated sludge followed by ultrahigh-pressure expression combined with water permeation through the filter cake, resulting in the re-distribution of flocs in the filter cake. Whereas the use of Kurifix increased the filtration rate significantly more than PACl, it decreased the expression rate, particularly at low expression pressure. As the expression pressure increased, the cake moisture content decreased more remarkably in the case of PACl compared with Kurifix. Of particular interest is that an ultrahigh pressure of 50 MPa decreased the cake moisture content to 23.7 wt% at the end of expression. The kinetics of ultrahigh-pressure expression such as the variations with time of the average consolidation ratio and average cake moisture content was well elucidated by considering a Terzaghi type of primary consolidation followed by a mainly two-stage creep phenomenon. Consequently, the creep effect was marked in the case of Kurifix, particularly at low expression pressure. Moreover, the modified consolidation coefficient increased with the expression pressure and remained constant above a critical expression pressure, which depended on the flocculant: ca. 5 MPa for PACl and ca. 10 MPa for Kurifix.
$ 0(\min) $

Fig. 5. Batch sedimentation curve: (a) effect of ultrasonication $ (P=150\ W, t=75\ s) $ and salt addition $ (C_{s}=0.1\ M) $ , (b) effect of ultrasonication $ (P=150\ W, t=75\ s) $ and salt addition $ (C_{s}=0.5\ M) $ , (c) effect of ultrasonication $ (P=150\ W, t=150\ s) $ and salt addition $ (C_{s}=0.1\ M) $ , and (d) effect of ultrasonication $ (P=200\ W, t=75\ s) $ and salt addition $ (C_{s}=0.1\ M) $ .

Fig. 6. Effect of sodium chloride concentration in sludge on sedimentation velocity.

Fig. 7. Effect of sodium chloride concentration in sludge on sludge volume after 300 min.
Fig. 8. Effect of specific ultrasonic energy on sedimentation velocity.

ultrasonic energy E. Since the salt added sludge with $ C_{s} $ of 0.1 M has an adequate effect on the elevation in the sedimentation velocity as shown in Fig. 6, the results for the sludge with $ C_{s} $ of 0.1 M are compared with those for the salt-non-added sludge in Fig. 8. The sedimentation velocities for the salt-added sludge are much higher than those for the salt-non-added sludge in any ultrasonic energy. The increase in the sedimentation velocity with increasing ultrasonic energy is more profound for the salt-added sludge. It should be noted that the ultrasonication effect for the salt-added sludge is remarkable even in the low ultrasonic energy level. For instance, in the salt-added sludge, the sedimentation velocity at E of ca. 40 j/g corresponding to the condition of P of 150 W and t of 75 s increases to 15.4 times that of the untreated sludge. Considering that the amount of salt and the ultrasonic energy should be minimized, this condition is considered as a candidate for optimum conditions of settling enhancement. Although the synergy effect of the pretreatments of ultrasonication and salt addition on settling enhancement was confirmed in this study, more multifaceted approach is required for the optimization of the method. The sedimentation velocity considerably increases also for the salt-non-added sludge when the specific ultrasonic energy E is increased to 80 j/g. However, as the floc disintegration was greatly accelerated at the energies of more than 80 j/g, a distinct settling interface was not observed.

In Fig. 9, the sludge volume $ SV_{300} $ after 300 min is plotted against the specific ultrasonic energy E. The sludge volume decreases with the increase in the specific ultrasonic energy. While the sludge volumes for the salt-added sludge are considerably lower than those for the salt-non-added sludge in any ultrasonic energy, the decreasing rate becomes gradual with increasing specific ultrasonic energy for the salt-added sludge. The sludge volume for the salt-added sludge with the sodium chloride concentration of 0.1 M was decreased from 0.49 for the unsonicized sludge to 0.32 for the sludge conditioned with the specific ultrasonic energy of 40 J/g.

Fig. 10 illustrates the turbidity index Tl (defined as the ratio of the turbidity in the supernatant to the concentration of solids in the sludge represented by the same unit (mg/L) as the turbidity) and TOC in the supernatant against the specific ultrasonic energy E for salt added (0.1 M) and non-added sludge samples. Although the turbidity index Tl and TOC increase with increasing specific ultrasonic energy E, the increase in the turbidity index Tl reaches nearly a plateau when the specific ultrasonic energy E exceeds

Fig. 9. Effect of specific ultrasonic energy on sludge volume after 300 min.

Fig. 10. Effect of specific ultrasonic energy on quality of supernatant: (a) turbidity index, and (b) TOC.
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(a) Time variation of cake moisture content in expression

(b) Time variation of average consolidation ratio in expression

Fig. 2 Effects of ultrasonic pretreatment

mass basis is plotted in the figure in the form of R against $\sqrt{\theta_{c}}$ and $\theta_{c}$, where $\theta_{c}$ is the consolidation time. The time variation of R is calculated from that of the cake thickness L based on the relation:

$$ R=\frac{100(L-\omega_{0})\rho}{(L-\omega_{0})\rho+\omega_{0}\rho_{s}} $$

where $ \omega_{0} $ is the total solid volume per unit cross-sectional area, $ \rho $ is the density of the liquid, and $ \rho_{s} $ is the true density of solids. The decrease in the moisture content without ultrasonic irradiation is insignificant and continues to decrease from 95 to 90% little by little over the 24 h tested. In contrast, the moisture content markedly decreases from 86 to 74% in 1 h in the case of carrots pretreated with ultrasonic irradiation and reaches the low value of 69% in 24 h tested. It should be noted that ultrasonic irradiation as the pretreat-

(a) Untreated with sonication

(b) Treated with sonication

Fig. 3 Photomicrographs of carrot surfaces

ment of expression produces a noticeable improvement in deliquoring behaviors. Ultrasonic irradiation causes cavitation in the liquid phase containing cubic carrots and brings about hydro-shear strength and sonochemical effects, leading to an improvement in expression properties synergistically. Whilst the carrots are maintained in the original cubic shape before and after ultrasonic irradiation, the cell tissue is subject to physical damage, as shown in the photomicrograph of Figure 3. This facilitates the deliquoring from the cell interior due to mechanical expression following ultrasonic irradiation.

The time variation of the average consolidation ratio $ U_{c} $ indicating a measure of the degree of consolidation is also shown in the case of pretreated carrots in Figure 2(b) as the form of $ U_{c} $ against $ \sqrt{\theta_{c}} $ and $ \theta_{c} $ . It takes only 37.4 min to attain $ U_{c} $ of 0.8. On the basis of the multi-stage creep model combined with the modified Terzaghi model, the solid line depicted in Figure 2(b) represents the values calculated by (Lanoisellé et al., 1996; Grimi et al., 2010; Iritani et al., 2010).

$$ U_{c}=\frac{L_{1}-L}{L_{1}-L_{\infty}}=\left(1-\sum_{k=1}^{K}B_{k}\right)\\
\times\left[1-\sum_{N=1}^{\infty}\frac{8}{(2N-1)^{2}\pi^{2}}\exp\left\{-\frac{(2N-1)^{2}\pi^{2}}{4}\cdot\frac{i^{2}C_{e}\theta_{c}}{\omega_{0}^{2}}\right\}\right]\\
+\sum_{k=1}^{K}B_{k}\left\{1-\exp(-\eta_{k}\theta_{c})\right\} $$
Fig. 6 Effect of load power in ultrasonic pretreatment on time variation of cake moisture content in expression

Fig. 7 Relation between load power and real power measured

load power P in ultrasonic pretreatment with the sonication time t of 15 min and the sample temperature T of 50°C. Although the load power P is increased from 40 to 200 W, a further improvement in the expression performance is not achieved by the increase in the load power, implying that there is a limited effect of the load power in ultrasonic pretreatment under the conditions used.

In order to examine the influence of ultrasonic irradiation quantitatively, the net ultrasonic power is evaluated by the ultrasonic power dissipated into a liquid, not the load power (Koda et al., 2003). The relation between the load power P and the net ultrasonic power I measured is illustrated in Figure 7. Within the range of load power P tested, the relation is given as

$$ I=0.0171P^{1.47}+15.2\quad\left(40\leq P\leq200\right) $$

It has been reported that low density and long duration sonication is more efficient than high density and short duration in floc disintegration of biological sludge (Zhang

Fig. 8 Contribution of specific ultrasonic energy to expression performance

et al., 2007; Xie et al., 2009). Thus, the effect of ultrasonic pretreatment examined in this research is reviewed from the viewpoint of the ultrasonic energy dissipated in the sample in order to comprehensively assess the effects of both the ultrasonic power I and sonication time t. The specific ultrasonic energy E dissipated into a liquid is defined by (Erden and Filibeli, 2010)

$$ E=It/W $$

where W is the mass of sample.

For instance, the specific ultrasonic energy E is 1140 kJ/kg in the ultrasonic pretreatment with the load power P of 40 W and the sonication time t of 15 min shown in Figure 6. Therefore, the expression behaviors were compared by varying the load power P and the sonication time t, keeping the specific ultrasonic energy E approximately constant. The results for the time variation of the cake moisture content R in expression are shown in Figure 8. The specific ultrasonic energy E is 1130 kJ/kg also in the ultrasonic pretreatment conducted at p of 200 W and t of 5 min. The result is remarkably similar to that obtained at the conditions of P of 40 W and t of 15 min. In contrast, when the load power P is reduced to 40 W, keeping the sonication time t at 5 min, a reduction in cake moisture content R is severely deteriorated. For practical purposes, it is important to elucidate the dependence of ultrasonic effect on the submergence depth of the ultrasonic probe, the container size, and the sample amount.

### 2.5 Effect of applied consolidation pressure

It is vitally important to elucidate the influence of the applied consolidation pressure on the expression behaviors, particularly in order to lower the cake moisture content associated with the elevated pressure. The time variations of the cake moisture content R in expression are illustrated in Figure 9 for the different values of the consolidation pressure $ p_{2} $ . As the pressure is increased, the lowering rate in R
7. 知的財産権の取得状況

· 特許

なし

· 実用新案登録

なし