Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
また、除去効率(R.E.: Removal Efficiency)は(2-1-5)式として定義できる。

$$ R.E.,\%=\frac{y_{t}-y_{b}}{y_{t}}\times100\cdot\cdot\cdot(2-1-5) $$

(2-1-4)式を(2-1-5)式に代入すると、並流条件での理想除去効率(R.E.)は(2-1-6)式で表わされる。

$$ R.E.,\%=\frac{y_{t}-\frac{y_{t}}{1+\frac{L}{mG}}}{y_{t}}\times100=\frac{\frac{L}{mG}}{1+\frac{L}{mG}}\times100\cdot\cdot\cdot(2-1-6) $$

(2−1−6)式より、並流条件での理想除去効率(R.E.)は、入口濃度に依存せず、ヘンリ一定数(m)と気液の流量比(操作線の傾き)(L/G)に依存することが判る。

理想除去効率(R.E.)の算出に用いる気液の流量としてモル流量を用いてきた。しかしながら、実際に気液の流量を考える場合にはモル流量ではなく体積流量も用いた方が格段に把握しやすく便利である。

モル流量から体積流量への変換式を(2-1-7)式、(2-1-8)式に示す。Q $$ m^{3}/min $$ は気体の体積流量、1 $$ L/min $$ は液体の体積流量、P_{0}[kPa]は大気の圧力、R $$ J/(mol\cdot K) $$ は気体定数、T $$ K $$ は温度、 $ \rho\left[g/cm^{3}\right] $ は除去液の密度、M $$ g/mol $$ は除去液の分子量である。(2-1-7)式において気体のモル体積として理想気体のモル体積を用いる。

また、ヘンリ一定数（m）は、(2-1-9)式によりヘンリ一定数H $$ cm^{3}/mol $$ として表されている。

$$ \begin{aligned}&G=Q\times\frac{P_{0}}{RT}\cdot\cdot\cdot(2^{-1-7})\quad L=l\times\frac{\rho}{M}\quad\cdot\cdot\cdot(2^{-1-8})\\ &\quad H[cm^{3}/mol]=\frac{m\times M}{\rho}\cdot\cdot\cdot(2^{-1-9})\\ \end{aligned} $$

(2−1−7)式、(2−1−8)式、(2−1−9)式より、並流条件における理想除去効率(R.E.)は、(2−1−6)式から(2−1−10)式に表される。(2−1−10)式から、並流条件における理想除去効率（R.E.）は、除去液流量（l）と排気ガス流量（Q）との流量比（l/Q）とVOCと除去液とのヘンリ一定数（H）に依存する。

$$ R.E.=\frac{\frac{RT}{P_{0}H}\cdot\frac{l}{Q}}{1+\frac{RT}{P_{0}H}\cdot\frac{l}{Q}}\times100\cdot\cdot\cdot(2-1-10) $$
2.1.2 冷却フィンを用いた除去液噴霧による排気ガス中 VOCC (揮発性有機塩素化合物) の除去処理

ジクロロメタン (DCM) を効率よく吸収し（表 2-1-3 参照）、その後の再生処理を考慮し、最適な溶剤として 20 種類の高沸点グリコール系溶剤について、①DCM 対する溶解性（ヘンリ一定数 (H)）、②沸点、③安全性・有害性、④粘度、⑤価格を検討した結果、テトラエチレングリコールジメチルエーテル（TEGDME）が最適であった。この溶剤を排気ガス中に噴霧し、効率よく排気ガス中の DCM を吸収除去する。

また、図2-1-6から明らかな様に、ガス吸収温度が低くなるとヘンリ一定数(H)は小さくなり、ガス吸収温度5℃の場合、排気ガス中DCM除去効率は73.8%に上昇する（排気ガス風量：1m³/min、除去液噴霧流量：1L/min）。従って、溶剂でDCMを吸収除去する場合、ガス吸収温度を低くすることは、排気ガス中DCM除去効率を高める上で有利である。

表 2-1-3 ジクロロメタン（DCM）の各溶剤に対する ヘンリ一定数（H）の計算値 $ ^{25)} $ と文献値 $ ^{26)} $

温度, $ ^\circ $ C	TPGME	TEGDME	DEHA
UNIFAC	文献值	UNIFAC	文献值	UNIFAC
5	12.4	-	8.5	-	25.4
10	16.0	-	11.0	-	32.3
15	20.4	-	14.1	-	40.6
20	25.8	-	17.9	-	50.6
25	32.4	-	22.5	-	62.5
30	40.2	30.6	28.2	119.3	76.6

図 2-1-6 排気ガス中 DCM の理想除去効率と温度との関係（除去液：TEGDME）

そこで、ガス吸収の充填物として、熱交換器に使用されている冷却フィン $ ^{27)} $ を用いた図2-1-7と表2-1-4に示す排気ガス中VOC除去処理装置を開発した。

図 2−1−7、表 2−1−4 に示すように、冷却フィンは、20cm×20cm の厚さ 1mm のアルミ板 100 枚を隙間 2mm の間隔でスリット上に配置したもので、その隙間に排気ガスを流す。冷却フィン上部で除去液を噴霧し、冷却フィン表面が除去液で濡れ、排気ガス中 DCM が吸収除去される。冷却フィンの表面積は 16.2m² と膨大であり、ガス吸収の充填物として有用である。冷却フィンには伝熱管がはりめぐらされた冷媒により冷却フィンが冷され、冷却フィン表面でガス吸収を行う除去液を 5℃ に冷却できる。

また、排気ガス中 DCM、TCE を高い除去効率で吸収除去するには、除去装置の多段化が有効である。そこで、除去処理装置を 2 台接続した 2 段並流システムを検討した。2 段並流システムでは、排気ガスは 1 段目から 2 段目に、除去液は 2 段目から 1 段目に逆方向で流す。各段を流れる気液の順を逆にすることで各段において並流条件でも濃度差を作り、効率良く DCM ガス吸収が行へ除去液量を増やすことなく 1 段の場合と同じ量にできる。
図 2-1-7 冷却フィンを用いた排気ガス中 VOCC の除去処理装置（並流条件）

表 2-1-4 排気ガス中 DCM(ジクロロメタン)を吸収除去する冷却フィンの仕様

冷却フィン
ガス吸收表面積, m²	16.2
空隙率, %	79.9
開口部, mm×mm	204×200
高さ, mm	396
フィン間隔, mm	2.0
フィン枚数, 枚	100
伝熱管本数, 本	144
伝熱管直径, mm	9.53
#### 2.1.3 各溶剂に対する VOC のヘンリ一定数の測定

VOC の溶剤への溶解性を評価する上で、ヘンリ一定数 (H) は、極めて重要なパラメータである。VOC と溶剤との組み合わせは、数百万以上の多岐に渡り、特殊な場合を除いて、VOC と溶剤とのヘンリ一定数 (H) は、ほとんど明らかにされていないのが実情である。そこで、VOC と溶剤とのヘンリ一定数 (H) を算出するために、1975 年に Fredenslund らが UNIFAC (Universal Functional Activity Coefficient) 法を考案した $ ^{25)} $ 。

官能基による相互作用のパラメーターから、気相と液相との二成分間の活量係数（γ）を推算する手法である。求めた活量係数（γ）からヘンリ一定数（H）を算出する。VOCと溶剂とのヘンリ一定数（H）を算出することが可能となった。しかしながら、UNIFAC法で算出したヘンリ一定数（H）が実際のVOCと溶剂とのヘンリ一定数（H）と必ずしも一致している訳ではなく、目安とはなるが、実際には、VOCと溶剂とのヘンリ一定数（H）を測定する必要がある。

## （1） ヘンリ一定数（H）の測定方法

ヘンリ一定数（H）とは、（2-1-11）式に示す気液平衡状態における気相側と液相側のDCM濃度比となる。DCMの溶解性が高いほど液相側の濃度が高いため、ヘンリ一定数の値が小さくなり、ヘンリ一定数の値がより小さくなる吸収液を選択する必要がある。

$$ H=\frac{y}{c}\qquad\cdot\cdot\cdot(2-1-11) $$

$$ \begin{aligned}&H:\wedge ンリ一定数 [cm^{3}/mol]\\&y: 気相モル分率 [-]\\&c: 液相モル濃度 [mol/cm^{3}]\\ \end{aligned} $$

UNIFAC 法は、吸収液への DCM の溶解性を示すヘンリ一定数（H）を推算することができるが、あくまで目安としての推算値である。実際には、ヘンリ一定数（H）を実験により実測定する必要がある。図 2-1-8 にヘンリ一定数（H）測定の実験装置の概略図を示した。ガス発生装置により DCM ガスを発生させる。発生した DCM ガスは流量制御装置により一定濃度に乾燥空気で希釈混合し、吸収液（100ml）の入った吸収ビンに導入（通気流量 1.0L/min）して DCM を吸収する。ヘンリ一定数（H）は温度に依存するので、吸収液は恒温槽により一定温度に保つ。吸収ビンの入口と出口においてテドラーバックで試料ガスを採取し、試料ガス中 DCM 濃度を GC-MS 分析装置で測定する。

図 2-1-8 ヘンリ一定数(H)測定の実験装置の概略図
図2-1-9に、ヘンリ一定数（H）の測定実験における入口と出口の気相中DCM濃度の経時変化を示した。出口の気相中DCM濃度は、初めはDCMが吸収液に全て溶解するため、ほぼゼロとなるが、時間が経つとともに吸収液に吸収されず、DCM濃度が上昇し、最終的には吸収液に吸収されず入口の気相中DCM濃度と一致する。この時点をDCMが吸収液にこれ以上溶解することのできない気液平衡の到達点とし、吸収液中DCM濃度をGC-MS分析装置で測定して気相側と液相側のDCM濃度比であるヘンリ一定数（H）を算出する。

図 2-1-9 DCM/TPGME 系のヘンリ一定数測定実験における気相 DCM 濃度の経時変化 導入空気流量：1.0L/min， 溶媒液量：100mL， 温度：25℃
（２）TEGDME と TPGME に対する DCM、TCE のヘンリ一定数（H）の測定結果

各温度（5、15、25℃）における、DCM/TEGDMEとTCE/TEGDME、DCM/TPGMEとTCE/TPGMEのヘンリー定数（H）の測定結果を表2-1-5と表2-1-6にそれぞれ示した。室温（25℃）でのヘンリー定数（H）の測定実験は、それぞれ4回行い、DCM/TEGDMEのヘンリー定数（H）は17.0±0.5、相対標準偏差が2.9％となり、TCE/TEGDMEのヘンリー定数（H）は11.9±0.4、相対標準偏差が4.2％となった。また、DCM/TPGMEのヘンリー定数（H）は42.5±0.6、相対標準偏差が1.4％となり、TCE/TPGMEのヘンリー定数は12.4±0.2、相対標準偏差が1.6％となった。いずれの場合も高い再現性が得られ、このことから、本実験装置で繰り返し精度の高いヘンリー定数（H）が得ることができた。

DCM、TCE に対するヘンリ一定数（H）は、TPGME と比較して、TEGDME のほうが小さく、溶解性が高いことが確認できた。

表 2-1-5 DCM/TEGDME 系と TCE/TEGDME 系のヘンリ一定数測定結果

温度,℃	平衡時気相濃度,ppm	平衡時液相濃度,g/L	ヘンリ一定数H,cm³/mol
実測値	Ave.	R.S.D.%
5	183	2.2	7.2	7.2	4.2
167	1.9	7.6	±0.3
696	8.7	6.8
15	201	1.6	10.9	10.5	2.9
208	1.7	10.6	±0.3
111	0.9	10.1
25	230	1.2	16.8	17.0	2.9
281	1.4	17.3	±0.5
424	2.0	17.6
170	2.3	16.1

温度,℃	平衡時氫相濃度,ppm	平衡時液相濃度,g/L	入シリー定数H,cm³/mol
実測値	Ave.	R.S.D.%
5	258	2.2	3.4	3.2	6.3
254	1.9	3.3	±	0.2
220	8.7	3.0
15	337	1.6	6.1	5.7	3.5
333	1.7	5.7	±
275	0.9	5.4	0.2
269	1.2	5.6
25	289	1.2	3.1	11.9	3.4
289	1.4	3.3	±
240	2.0	2.7	0.4
271	2.3	3.2

表 2-1-6 DCM/TPGME 系と TCE/TPGME 系のヘンリ一定数測定結果 DCM/TPGME TCE/TPGME

温度,℃	平衡時氦相濃度,ppm	平衡時液相濃度,g/L	$ \Delta H $ ,cm $ ^{3} $ /mol
実測値	Ave.	R.S.D.%
5	132	0.72	7.2	15.7	—
130	0.70	7.6
15	143	0.47	26.1	26.6	1.1
115	0.37	26.6	$ \pm $
165	0.52	26.8	0.3
150	0.48	26.8
25	157	0.32	42.1	42.5	1.4
149	0.29	43.4	$ \pm $
156	0.31	42.4	0.6
144	0.29	42.0

温度,℃	平衡時氦相濃度,ppm	平衡時液相濃度,g/L	$ \Delta H $ ,cm $ ^{3} $ /mol
実測値	Ave.	R.S.D.%
5	215	5.8	4.8
237	6.2	5.0	4.9	4.1
204	5.7	4.7	$ \pm $ 0.2
211	5.3	5.2
15	239	4.4	7.0	7.0	1.4
217	4.2	6.8	$ \pm $ 0.1
209	3.8	7.1
25	222	2.3	12.5	12.4	1.6
219	2.4	12.1	$ \pm $ 0.2
221	2.3	12.5

導入空気流量:1.0L/min 吸収液量：100mL

液相抽出装置: Head Space Sampler Turbo Matrix (Perkin Elmer 製)

液相测定装置: GC-MS QP5050(SHIMADZU製); 気相測定装置: GC-MS QP2010(SHIMADZU製)
## （3） ヘンリ一定数（H）の温度依存性

本研究では廃溶剤中 DCM の蒸発分離を可能にするために、DCM ガスの吸収は、一般に、温度の低い方が大きい。そこで、室温（25℃）だけでなく、5℃と15℃において、DCM/TEGDME と TCE/TEGDME のヘンリー定数（H）の測定を行った。5℃では、DCM/TEGDME と TCE/TEGDME のヘンリー定数（H）は、それぞれ、7.2±0.3（n=3）、3.2±0.2（n=3）となり、10℃では、それぞれ、10.5±0.3（n=3）、5.7±0.2（n=4）となった。5℃では、室温（25℃）と比較して、ヘンリー定数（H）は、DCM/TEGDME で 1/2 以下、TCE/TEGDME で 1/3 以下と小さくなり、吸収液への溶解性が大きく上昇することが明らかとなった。

ヘンリー定数の対数値（lnH）と温度の逆数（1/T）との間には比例関係があることが知られており $ ^{28)} $ 、図2-1-10と図2-1-11に、ヘンリー定数の対数値（lnH）と温度の逆数（1/T）をプロットした。その結果、DCM/TEGDMEとTCE/TEGDMEのいずれにおいてもR²値が0.99の高い相関関係を持つヘンリー定数の対数値（lnH）と温度の逆数（1/T）との直線近似式が得られた。今回得られたヘンリー定数の対数値（lnH）と温度の逆数（1/T）との直線近似式を用いることで、任意温度におけるヘンリー定数（H）を算出することができ、吸収液を噴霧して排気ガス中VOCを吸収除去する装置による理想除去効率を算出でき、除去装置の設計に利用できる。

図 2−1−10 DCM/TEGDME 系と TCE/TEGDME 系のヘンリ一定数の温度依存性 (5℃、15℃、25℃)

図 2−1−11 DCM/TPGME 系と TCE/TPGME 系のヘンリ一定数の温度依存性 (5℃、15℃、25℃)
（４）UNIFAC 法と実測値による各溶剤に対する VOC のヘンリ一定数（H）の比較

表 2-1-7 に、室温 (25℃) における各 VOC に対する溶剤のヘンリ一定数 (H) の実測値と UNIFAC 法による推算値とを比較して記した。各溶剤に対する VOC のヘンリ一定数 (H) の実測値を求めてきたが、VOC と溶媒の組み合わせによってさまざまな値が得られた。また、UNIFAC 法による推算値と比較すると、実測値と異なることが判った。従って、各溶剤に対する VOC のヘンリ一定数 (H) を測定する必要があると言える。

VOC と溶剤に含まれるヒドロキシ基（OH）の個数が 1 つ以上の場合、ヘンリ一定数の実測値は、UNIFAC 法による推算値を上回ることが判った。従って、溶剤に対する VOC の溶解は実際には低くなる。また、VOC あるいは溶媒のいずれにもヒドロキシ基を含まない場合、ヘンリ一定数の実測値が UNIFAC 法による推算値を下回ることも判った。この場合には、溶剤に対する VOC の溶解は実際には高くなる。UNIFAC 法による推算値と実測値との乖離の原因に関しては、未だに解明できていないのが現状である。UNIFAC 法は、VOC と溶剤の官能基による相互作用のパラメータ一に依存しており、その相互作用のパラメータ一をどの様に評価するのかが課題となる。

表 2-1-7 溶質あるいは溶媒に含まれるヒドロキシ基の個数と VOC のヘンリ一定数 (H)

OH基の個数	VOC	吸收液	ヘンリ一定数 H cm³/mol (25℃)
実測値	UNIFAC法
0	Toluene	DEHA	7.1	8.9
DCM	TEGDME	17.0	22.5
1	DCM	TPGME	42.1	32.2
IPA	DEHA	55.6	32.3
2	IPA	TPGME	17.4	12.2

## (5) まとめ

・20 種類の高沸点グリコール系溶媒を検討した結果、DCM と TCE の除去に最適な吸収液は、テトラエチレングリコールジメチルエーテル（TEGDME）であった。

・吸収液を入れた吸収ビンへDCMとTCEガスを導入し、ヘンリ一定数（H）を測定する実験装置により、室温（25℃）において、DCM/TEGDMEのヘンリ一定数（H）は17.0±0.5、相対標準偏差が2.9％となり、TCE/TEGDMEのヘンリ一定数（H）は11.9±0.4、相対標準偏差が4.2％となった。本実験装置で繰り返し精度の高いヘンリ一定数（H）が得ることができた。

・測定したヘンリ一定数の対数値（lnH）と温度の逆数（1/T）には、相関関係の極めて高い以下の直線近似式が得られ、これらの式から、任意の温度におけるヘンリ一定数を算出することができる。

$$ DCM/TEGDME\ の場合 :lnH=14.7-3556/T\ ;\qquad DCM/TPGME\ の場合 :lnH=17.6-4130/T $$

$$ TCE/TEGDME\ の場合 :lnH=20.7-5436/T\ ;\ \quad TCE/TPGME\ の場合 :lnH=15.4-3838/T $$
### 2.2 「空気流動真空蒸発法」による溶剤の再生処理技術

#### 2.2.1 「空気流動真空蒸発法」による IPA を吸収した廃溶剤の再生処理

## （１）「空気流動真空蒸発法」の概要 $ ^{(28)} $ 、 $ ^{(29)} $

従来、廃溶剤の再生には図2-2-1に示す加熱蒸留が用いられてきたが、バッチ方式であり、廃溶剤の再生処理能力、エネルギー・コスト面で充分とは言えない。特に、VOCを含む廃溶剤処理の場合、加熱温度が高くなり蒸発するVOCの引火等の安全面でも問題があり、廃溶剤の再生は一部に限定されているのが実状であった。そこで、加熱温度を下げ、低温でもVOCの蒸発が可能な真空蒸留法が実用化されてきた。真空蒸発による膜分離(PV法)では、気液境界面となるシリコン膜、テフロン膜で廃溶剤から蒸発するVOC透過速度が律則となるので、蒸発速度が小さく、廃溶剤の再生処理量が小さく、数Paと言った高真空が必要なことが課題であった。

一方、本研究で実用化する図2-2-2に示した「空気流動真空蒸発法」による廃溶剤の再生処理では、蒸発したVOCの透過抵抗となるシリコン膜、テフロン膜を使用せずに、直接、廃溶剤を噴霧ノズルで真空容器内に微小なミストとして噴霧する。廃溶剤の噴霧により、廃溶剤からのVOC蒸発表面積を飛躍的に拡大できる。更に、膜分離とは異なり、数Paの高真空で処理するのではなく、意図的に真空をリークして数千Paの低真空で真空容器内に空気を流動させ、廃溶剤から大量のVOCを蒸発させ、蒸発したVOCを効率良く真空容器から排出できる。

その結果、従来の膜分離の真空蒸発法と比較して、「空気流動真空蒸発法」は、廃溶剤からのVOC蒸発速度を2桁以上向上でき、本法により大量な廃溶剤のリアルタイムでの再生処理が実現できる。また、真空蒸発法のように数Paの高真空を必要としないため、高真空用の真空ポンプや真空容器の厳密な耐久性が求められることもなく、装置の軽量化、低コスト化が期待できる。

図2-2-1 VOCを吸収した廃溶剤再生の従来技術（加熱蒸留法、真空蒸発法）

図2-2-2 「空気流動真空蒸発法」による廃溶剤

の再生と吸収された VOC の蒸発分離の概略図
（２）「空気流動真空蒸発法」による廃溶剤からのIPA蒸発分離の理論的考察

任意温度(T, ℃)における IPA の飽和蒸気圧(P_{sat}, mmHg)は、(2-2-1)式に示した Antoine の式より算出できる。

$$ l o g P_{s a t}=A-\frac{B}{C+T}\cdot\cdot\cdot\cdot(2-2-1) $$

A、B、C は Antoine 定数であり物質によって固有の値を示す。(2−2−1)式より 25、50℃における IPA 飽和蒸気圧はそれぞれ 5,932、23,572Pa である $ ^{29)} $ 。

また、本真空容器内の任意の圧力(P, Pa)におけるIPA平衡蒸発濃度( $ C_{E} $ , ppm)は、(2-2-2)式で表され、実際のIPA蒸発濃度(C, ppm)は、蒸発係数( $ \beta $ )を考慮した(2-2-3)式で表される。

$$ C_{E}=\frac{P_{E}}{P}\times10^{6}=\frac{P_{sat}\times X}{P}\times10^{6}\mathrm{~\textcent~\cdot~\textcent~\cdot~\textcent~(2-2-2)} $$

$$ C=\frac{P_{sat}\times\beta\times X}{P}\times10^{6}\quad 閏 \quad\cdot\cdot\cdot\cdot(2-2-3) $$

$ P_{E}[Pa] $ ：IPA 平衡蒸気圧 $ \beta[-] $ ：蒸発係数 X[-]：IPA モル分率

(2−2−1)式より、加温により飽和蒸気圧 $ \left(\mathrm{P}_{\mathrm{sat}},\mathrm{Pa}\right) $ を増加させることで、溶剤から蒸発するIPA蒸発濃度 $ \left(\mathrm{C},\mathrm{ppm}\right) $ を増大できる。

次に、廃溶剤から蒸発分離する IPA 理論回収率(y, %)は、IPA 蒸発濃度(C, ppm)と導入空気流量( $ v_{0} $ , L/min)の積で表される IPA 蒸発量を溶剤中 IPA 濃度(c, g/L)と溶剤噴霧流量( $ Q_{L} $ , L/min)の積で表される IPA 導入量で割った(2-2-4)式で示される。

$$ y[\%]=\frac{C_{T}[ppm]\times10^{-6}\times v_{0}[L/min]\times60.1[g/mol]}{24.45[L/mol]}\times\frac{1}{c[g/L]\times Q_{L}[L/min]}\times100\cdot\cdot\cdot(2-2-4) $$

また、 $ (2-2-1) \sim (2-2-4) $ 式より、 $ (2-2-5) $ 式が導かれる。

$$ y[\%]=\frac{P_{sat}[Pa]\times\beta\times X\times60.1[g/mol]}{24.45[L/mol]\times c[g/L]}\times\frac{v_{0}[L/min]}{P[Pa]}\times\frac{1}{Q_{L}[L/min]}\times100\cdot\cdot\cdot(2-2-5) $$

(2-2-5)式より、飽和蒸気圧 $ \left(\mathrm{P}_{\mathrm{sat}},\mathrm{mmHg}\right) $ と導入空気流量 $ \left(\mathrm{v}_{0},\mathrm{L}/\mathrm{min}\right) $ と真空容器内の圧力 $ \left(\mathrm{P},\mathrm{Pa}\right) $ との比 $ v_{0}/P $ とが大きいほど回収率 $ \left(\mathrm{y},\right. $ ％）は高くなり、廃溶剤再生処理量を大きくできる。また、 $ v_{0}/P $ は真空ポンプ性能（排気速度）に依存する。

実際に蒸発分離した IPA 蒸発濃度 (C, ppm) に対する蒸発係数 ( $ \beta $ ) は (2-2-6) 式で表される。ここで廃溶剤中に含まれる IPA が全て蒸発した場合の蒸発濃度を $ C_{max} $ とすると、 $ C_{E} > C_{max} $ となる場合、IPA 蒸発濃度が $ C_{E} $ に達さないため、実際の蒸発濃度は $ C_{E} $ と大きく乖離する。従って $ C_{E} > C_{max} $ となる場合、 $ C_{max} $ を基準にした (2-2-7) 式で蒸発係数 ( $ \beta $ ) は表される。

$$ \beta=\frac{c}{c_{E}}\qquad\text{．}\text{．}\text{．}\text{．}(2-2-6)\qquad\beta=\frac{c}{c_{max}}\qquad\text{．}\text{．}\text{．}\text{．}(2-2-7) $$
2.2.2 「空気流動真空蒸発法」による VOCC (揮発性有機塩素化合物) を吸収した廃溶剤の再生処理

（１）「空気流動真空蒸発法」による廃溶剤からのDCM蒸発分離の理論的考察

任意温度(T, ℃)における DCM の飽和蒸気圧( $ P_{sat} $ , mmHg)は、(2-2-1)式に示した Antoine の式より算出できる。

$$ l o g P_{s a t}=A-\frac{B}{C+T}\cdot\cdot\cdot\cdot(2-2-1) $$

A、B、C は Antoine 定数であり物質によって固有の値を示す。(2−2−1)式より 25、50℃における DCM 飽和蒸気圧はそれぞれ 58,095、144,086Pa である $ ^{29)} $ 。

また、本真空容器内の任意の圧力(P, Pa)におけるDCM平衡蒸発濃度( $ C_{E} $ , ppm)は、(2-2-2)式で表され、実際のDCM蒸発濃度(C, ppm)は、蒸発係数( $ \beta $ )を考慮した(2-2-3)式で表される。

$$ C_{E}=\frac{P_{E}}{P}\times10^{6}=\frac{P_{sat}\times X}{P}\times10^{6}\mathrm{~\textcent~\cdot~\textcent~\cdot~\textcent~(2-2-2)} $$

$$ C=\frac{P_{sat}\times\beta\times X}{P}\times10^{6}\quad 閏 \quad\cdot\cdot\cdot\cdot(2-2-3) $$

$ P_{E}[Pa] $ ：DCM平衡蒸気压 $ \beta[-] $ ：蒸発係数 X[-]：DCM モル分率

(2−2−1)式より、加温により飽和蒸気圧 $ \left(\mathrm{P}_{\mathrm{sat}},\mathrm{Pa}\right) $ を増加させることで、溶剤から蒸発するDCM蒸発濃度 $ \left(\mathrm{C},\mathrm{ppm}\right) $ を増大できる。

次に、廃溶剤から蒸発分離する DCM 理論回収率(y, %)は、DCM 蒸発濃度(C, ppm)と導入空気流量( $ v_{0} $ , L/min)の積で表される DCM 蒸発量を溶剤中 DCM 濃度(c, g/L)と溶剤噴霧流量( $ Q_{L} $ , L/min)の積で表される DCM 導入量で割った(2-2-4)式で示される。

\[y[\%]=\frac{C_{T}[ppm]\times10^{-6}\times v_{0}[L/min]\times60.1[g/mol]}{24.45[L/mol]}\times\frac{1}{c[g/L]\times Q_{L}[L/min]}\times100\

また、 $ (2-2-1) \sim (2-2-4) $ 式より、 $ (2-2-8) $ 式が導かれる。

$$ y[\%]=\frac{P_{sat}[Pa]\times\beta\times X\times84.9[g/mol]}{24.45[L/mol]\times c[g/L]}\times\frac{v_{0}[L/min]}{P[Pa]}\times\frac{1}{Q_{L}[L/min]}\times100\cdot\cdot\cdot(2-2-8) $$

(2-2-8)式より、飽和蒸気圧 $ \left(\mathrm{P}_{\mathrm{sat}},\mathrm{mmHg}\right) $ と導入空気流量 $ \left(\mathrm{v}_{0},\mathrm{L}/\mathrm{min}\right) $ と真空容器内の圧力 $ \left(\mathrm{P},\mathrm{Pa}\right) $ との比 $ v_{0}/P $ とが大きいほど回収率 $ \left(\mathrm{y},\right. $ ％）は高くなり、廃溶剤再生処理量を大きくできる。また、 $ v_{0}/P $ は真空ポンプ性能（排気速度）に依存する。

実際に蒸発分離した DCM 蒸発濃度 (C, ppm) に対する蒸発係数 ( $ \beta $ ) は (2-2-6) 式で表される。ここで廃溶剤中に含まれる DCM が全て蒸発した場合の蒸発濃度を $ C_{max} $ とすると、 $ C_{E} > C_{max} $ となる場合、DCM 蒸発濃度が $ C_{E} $ に達さないため、実際の蒸発濃度は $ C_{E} $ と大きく乖離する。従って $ C_{E} > C_{max} $ となる場合、 $ C_{max} $ を基準にした (2-2-7) 式で蒸発係数 ( $ \beta $ ) は表される。

$$ \beta=\frac{c}{c_{E}}\qquad\text{．}\text{．}\text{．}\text{．}(2-2-6)\qquad\beta=\frac{c}{c_{max}}\qquad\text{．}\text{．}\text{．}\text{．}(2-2-7) $$
（２）溶剂の種類による VOCC（揮発性有機塩素化合物）の蒸発分離による回収率の理論的考察

DCM、TCE の除去液の溶剤としては、①DCM、TCE の溶解性が高いこと、②DCM、TCE との沸点差を持たせるために高沸点であること、③溶剤の噴霧を行うために低粘性であること、④有害性や引火性など扱う上で安全であることを考慮する必要がある。そこで、20 種類の高沸点グリコール系溶剤を検討した結果、昨年・平成 25 年度は、Tetraethylene glycol dimethyl ether (TEGDME) を選択して、溶剤中 DCM を 40℃で 80%以上の回収率で蒸発分離することができた。

しかしながら、TEGDMは、1斗缶当たり4万円と高価であることが課題である。そこで、DCMの溶解性では、TEGDMEと比較してやや劣るが、価格が1/4であるTripropylene glycol methyl ether(TPGME)を用いて、DCM、TCEの蒸発分離について検討した。TEGDMEとTPGMEの構造式と物理化学的性状について図2-2-3に示す $ ^{6)} $ 、 $ ^{9)} $ 。

TEGDME (Tetraethylene glycol dimethyl ether)

melting point : -33°C, boiling point : 275°C, vapor pressure : 0.01hPa(20°C), density : 1.01g/cm³, Henry's constant (DMC/TEGDME) : 22.3cm³/mol (25°C)

TPGME (Tripropylene glycol methyl ether)

melting point: $ -77^{\circ}C $ , boiling point: $ 241^{\circ}C $ , vapor pressure: $ 0.03\mathrm{hPa}(25^{\circ}\mathrm{C}) $ , density: $ 0.967\mathrm{g/cm}^{3} $ , Henry's constant (DMC/TPGME): $ 32.2\mathrm{m}^{3}/\mathrm{mol}(25^{\circ}\mathrm{C}) $

図 2-2-3 TEGDME と TPGME の構成式と 物理化学的性状
溶剂から蒸発分離する VOCC の回収率(y)は、(2−2−9)式で表わされる。

$$ y(\%)=\frac{P_{sat}\times\beta\times x}{P}\times V_{0}\times\frac{1}{24.45}\times\frac{100}{x\times L}\cdot\cdot\cdot\cdot(2-2-9) $$

$ P_{sat} $ [Pa] : 飽和蒸気圧、 $ \beta $ [-] : 補正係数、x [-] : モル分率、

P [Pa]: 真空容器内压力、 $ V_{0} $ [L/min]: 導入空気流量、

L [mol/min]: 溶剂モル流量

飽和蒸気圧 $ \left(\mathrm{P}_{\mathrm{sat}}\right) $ はAntoineの(2-2-1)式から得られる値で、蒸発温度のみに依存する。(Antoineの(2-2-1)式での $ P_{sat} $ の単位はmmHgで表わされている)

$$ l o g P_{s a t}=A-\frac{B}{C+T}\cdot\cdot\cdot\cdot(2-2-1) $$

$ P_{sat} $ [mmHg] ： 饱和蒸気压、A, B, C [-] ： 定数、T [ $ ^{\circ} $ C] ： 蒸発温度

(2−2−9)式において溶剤に関わるパラメーターとして考えられるのは溶剤モル流量(L)である。溶剤モル流量(L)は、溶媒分子量(M_{L})、密度( $ \rho $ )から(2−2−10)式で表わされる。

$$ L=\frac{Q_{L}\times\rho\times10^{3}}{M_{L}}\cdot\cdot\cdot\cdot(2-2-10) $$

L [mol/min]: 溶剂モル流量、 $ Q_{L} $ [L/min]: 溶剂噴霧流量、

$ \rho\left[g/cm^{3}\right] $ ：溶剂密度、 $ M_{L}\left[g/mol\right] $ ：溶剂分子量

(2-2-9)式に(2-2-10)式を導入すると(2-2-11)式となる。(2-2-11)式より、回収率(y)はVOCcの飽和蒸気圧 $ P_{sat} $ 、真空ポンプの性能 $ (V_{0}/P) $ 、溶剂分子量 $ (M_{L}) $ に比例し、溶剂導入量 $ (Q_{L}) $ 、溶剂密度 $ (\rho) $ に反比例することがわかる。

$$ y(\%)=P_{sat}\times\beta\times\frac{V_{0}}{P}\times\frac{1}{2445}\times\frac{100}{Q_{L}\times\rho\times10^{3}}\times M_{L}\cdot\cdot\cdot(2-2-11) $$

一方、ヘンリー則は、揮発性の溶質を含む希薄溶液が気相と平衡にあるときには、気相内の溶質の分圧は溶液中の濃度に比例する関係のもと成り立つ法則であり、(2-2-12)式で表わされる。

$$ m=\frac{y}{x}=\frac{\frac{P_{v}}{P_{0}}}{x}\quad\cdot\cdot\cdot(2-2-12) $$

m $ [-] $ ：ヘンリ一定数、y $ [-] $ ：気相モル分率、x $ [-] $ ：液相モル分率

$ P_{v} $ [Pa] ：分压、 $ P_{0} $ [Pa] ：大気圧

また、ラウール則は、混合溶液の各成分の蒸気圧はそれぞれの純液体の蒸気圧と混合溶液中のモル分率の積で表される関係のもと成り立つ法則で、(2-2-13)式のように表される。

$$ P_{v}=P_{sat}\times\text{﹗﹗﹗}\quad\cdot\cdot\cdot\cdot(2-2-13) $$
さらに、(2−2−13)式におけるラウール則は理想溶液のもとに成り立つ式であり、実際に用いる溶液では理想溶液になることは考えにくい。このような非理想溶液を扱うときは溶質と溶媒の相互作用を考慮した活量が与えられる。活量はモル分率と活量係数をかけたもので表されるため、(2−2−13)式は、(2−2−14)式で表わされる。

$$ P_{v}=P_{sat}\times x\times\beta\cdot\cdot\cdot\cdot(2-2-14) $$

$ \beta $ [-]: 活量係数

ヘンリー則の(2-2-12)式、ラウール則の(2-2-14)式から、ヘンリー定数(m)は、(2-2-15)式で表わされる。

$$ m=\beta\frac{P_{sat}}{P_{0}}\cdot\cdot\cdot\cdot(2-2-15) $$

(2-2-15)式を(2-2-11)式へ導入し、(2-2-16)式が得られる。

$$ y(\%)=\frac{P_{0}V_{0}}{P}\times\frac{1}{24.45}\times m\times\frac{100}{Q_{L}\times\rho\times10^{3}}\times M_{L}\quad\cdot\cdot\cdot\cdot(2-2-16) $$

(2−2−16)式において(2−2−17)式のボイル則と(2−2−18)式のヘンリ一定数(H)の単位換算式から、VOCc 回収率(y)は、(2−2−19)式で表わされる。

$$ PV=P_{0}V_{0}\cdot\cdot\cdot\cdot(2-2-17 $$

$$ H[cm^{3}/mol]=\frac{m\times M_{L}}{\rho}\cdot\cdot\cdot(2-2-18) $$

$$ y(\%)=H\times V\times\frac{100}{24.45\times Q_{L}\times10^{3}}\cdot\cdot\cdot\cdot(2-2-19) $$

V [L/min]: 真空ポンプ排気速度

(2−2−19)式より、VOCc 回収率(y)は、ヘンリ一定数(H)とポンプ排気速度(V)に比例し、噴霧流量(Q_{L})に反比例することがわかる。
#### 2.2.3 廃溶剤から蒸発分離した VOC の冷却凝縮による回収

## （１）廃溶剤から蒸発分離した IPA の冷却凝縮による回収

「空気流動真空蒸発法」により、廃溶剤からIPAは蒸発し真空ポンプから排気される。真空ポンプから排気されるIPAは親水性であり、沸点が比較的低く、一般的に用いられている粒状活性炭への吸着では効率よく除去することができない。また、折角、廃溶剤から蒸発分離したIPAを粒状活性炭へ吸着させれば、IPAを再生利用することもできず、IPAを吸着した粒状活性炭も産業廃棄物として処理しなければならない。そこで、真空ポンプから排気されるIPAは、再生利用する上では冷却凝縮して回収することが必要である。

IPA の融点は-89.5℃以下である。また、多くの VOC の融点も-80℃程度であることから、冷却凝縮温度を-80℃にすることで効率的に IPA を回収できる。また、真空ポンプからの排気ガス中には IPA だけでなく水蒸気も含まれている。水蒸気の融点は 0℃であるため、-80℃で冷却すると冷却管内で氷結し、冷却管を閉塞させ、排気ガスが流れなくなる。

そこで、冷却管内での水の氷結を防ぐために、図2-2-4に示す様に、排気ガスをまず0℃に設定された冷却管で冷やして水蒸気と一部のIPAを回収し、次に、-80℃に設定された冷却管で、VOCを冷却凝縮する2段階の冷却凝縮を行った。

図 2-2-4 排気ガス中水蒸気およびIPAの2段階冷却凝縮による回収装置の概要
## （２）廃溶剤から蒸発分離した VOCCO の冷却凝縮による回収

## 1 ）揮発性有機化塩素合物（VOCC）について

表 2-2-1 に VOCs の中でも有害性の高い塩素を含む揮発性有機化塩素合物（VOCs）の 7 種類の物理化学的性状と許容濃度をまとめて記した $ {}^{30)} $ ～ $ {}^{36)} $ 。平成 22 年度における VOCs は年間 3.7 万 t 排出されており、その 43% をジクロロメタン（DCM: Dichloromethane）、33% をトリクロロエチレン（TCE: Trichloroethylene）、10% をテトラクロロエチレン（PCE: Perchloroethylene）が占めている。主に、工業用洗浄剤及びドライクリーニングの溶剤として使用されている。VOCs はいずれも健康有害性を有しており、発がん性や臓器障害を引き起こすことが知られているため、厚生労働省により VOCs の許容濃度は、DCM: 50ppm、TCE: 10ppm、PCE: 50ppm に定められている。最近では、印刷会社での従業員のジクロロメタン、1,2-ジクロロプロンによる胆管がん発症の問題が起こり、1,2-ジクロロプロン（DCP: Dichloropropane）については、許容濃度を 10ppm に定める労働法が 2013 年 10 月 1 日に改正された。

表 2-2-1 各 VOCC の物理化学的性状と許容濃度 30)～36)

化学物質名	分子量, g/mol	沸点, ℃	引火点, ℃	凝固点, ℃	蒸気压, Pa	管理濃度, ppm
1	ジクロロメタン (二塩化メチレン)	85	40	なし	-97	47400 (20℃)	50	25
2	1,2-ジクロロエタン (二塩化エチレン)	99	84	13	-36	10500 (25℃)	10	1
3	1,2-ジクロロプロパン	113	96	16	-100	27900 (20℃)	1	10
4	1,3-ジクロロプロパン	113	121	21	-100	2400 (25℃)	未設定	未設定
5	1,1,1-トリクロロエタン	133	74	なし	-33	16500 (25℃)	200	350
6	トリクロロエチレン	131	87	なし	-85	7700 (20℃)	10	100
7	テトラクロロエチレン	166	121	なし	-22	2500 (25℃)	50	100

$ ^{*} $ 1,2-ジクロロプロパンの許容濃度については2013年5月14日に産業衛生学会が暫定的に定めたもの。
## 2 ）VOCC の冷却凝縮について

VOCC の中で広く使用されている DCM は分子量が小さく、沸点が 40℃ と非常に低く室温で蒸発する特徴があり、活性炭などの吸着剤ではほとんど除去できないといった問題がある。そこで、排気ガス中の DCM を冷却凝縮して除去する方法が使用されている。冷却凝縮法とは、排気ガスを冷却して排気ガス中 DCM を気体から液体に凝縮し回収する方法である。図 2-2-5 に低温領域の蒸気圧を算出できる Riedel 式により算出した各温度に対する各種 VOCC の飽和濃度を示した $ ^{37)} $ 。

Riedel式 $ ^{38)} $ は、蒸気圧を推算する初步の式であるClausius-Clapeyron式 $ \left(\ln P_{\mathrm{sat}} = A - B/T\right) $ を応用したものであり(2-2-20)式で示される。Riedel式はAntoine式に比べると精度は劣るとされているものの、Antoine定数が未知の物質やAntoine式適用可能な範囲を超える温度の飽和蒸気圧を推算することができる。

$$ \begin{aligned}&\mathsf{I}\mathsf{n}P_{v p r}=A-\frac{B}{T_{r}}+C\mathsf{I}\mathsf{n}T_{r}+D T_{r}^{\ 6}\qquad\cdot\cdot\cdot(2-2-20)\\&\left(\begin{array}{cc}P_{v p r}=\frac{P_{s a t}}{P_{c}}&T_{r}=\frac{T}{T_{c}}\\\end{array}\right)\\ \end{aligned} $$

$$ \begin{aligned}&P_{_{vpr}}: 対臨界圧力 \qquad T_{_{r}}: 対臨界温度 \qquad A,B,C,D: 定数 \\&P_{_{sat}}[atm]: 飽和蒸気圧 \qquad P_{_{c}}[atm]: 臨界圧力 \\&T\quad[K]: 温度 \qquad T_{_{c}}[K]: 臨界温度 \\ \end{aligned} $$

また定数 A～D は (2-2-21) 式に示すように、物質の沸点 $ (\mathrm{T}_{\mathrm{b}}) $ 、臨界圧力 $ (\mathrm{P}_{\mathrm{c}}) $ 、臨界温度 $ (\mathrm{T}_{\mathrm{c}}) $ に依存し、それらのデータがあれば求められる。

\[\begin{aligned}&A=-35Q,\quad B=-36Q,\quad C=42Q+\alpha_{c},\quad D=-Q\\&Q=0.0838\big(3.758-\alpha_{c}\big)\\&\alpha_{c}=\big(0.315\Psi_{b}+\ln P_{c}\big)/\big(0.0838\Psi_{b}-\ln\big(T_{b}/T_{c}\big)\big)\\&\Psi_{b}=-35+36/\big(T_{b}/T_{c}\big)+42\ln\big(T_{b}/T_{c}\big)-\big(T_{b}/T_{c}\big)^{6}\\ \end{aligned}\quad\begin{aligned}&\left.\begin{array}{l} \\ \\ \\ \end{array}\right.&\quad\left.\begin{array}{l} \\ \\ \\ \end{array}\right.&\quad\left.\begin{array}{l} \\ \\ \\ \end{array}\right.\\&\left.\begin{array}{l} \\ \\ \\ \end{array}\right.&\quad\left.\begin{array}{l} \\ \\ \\ \end{array}\right.\\&\left.\begin{array}{l} \\ \\ \\ \end{array}\right.&\quad\left.\begin{array}{l} \\ \\ \\ \end{array}\right.\\&\left.\begin{array}{l} \\ \\ \\ \end{array}\right.\\&\left.\begin{array}{l} \\ \\ \\ \end{array}\right.\\&\left.\begin{array}{l} \\ \\ \\ \end{array}\right.\\&\left.\begin{array}{l} \\ \\ \\ \end

飽和濃度は、(2-2-22)式に示すように大気圧とVOCc飽和蒸気圧の比で求めることができる。

$$ C_{sat}{=}\frac{P_{sat}}{P_{0}}{\times}10^{6}[ppm]\quad\cdot\cdot\cdot(2-2-22) $$

$$ C_{sat}[ppm]: 饱和濃度 \qquad P_{sat}[Pa]: 饱和蒸気压 $$

$$ P_{0}[Pa]: 大気压 \left(101325Pa\right) $$
DCM の場合、-100℃に冷却しないと許容濃度 50ppm 以下にならず、許容濃度が 10ppm と厳しい TCE の場合も -90℃ に冷却する必要があり、許容濃度以下にするには、いずれの場合も凝固点以下（DCM: -97℃、TCE: -85℃）の -100℃ 程度に冷却しなければならない。

図 2-2-5 Riedel 式によって算出した各温度に対する DCM, TCE の飽和濃度
図 2−2−6 に、高濃度および希薄濃度における VOCc の冷却凝縮の相違を示した。50,000ppm（5%）の高濃度 VOCc は排気ガス中での密度が高く、冷却して容易に気体から液体に凝縮できるが、1/1000の50ppmの希薄濃度 VOCc は排気ガス中での密度が低く、簡単に気体から液体に凝縮できないことが考えられる。大気中の水蒸気が凝縮して雲粒が生成する場合に、凝縮の場となる凝結核が必要であり、排気ガス中 VOCc の冷却凝縮においても、VOCc 濃度が希薄な場合には、同様に、何らかの凝縮の場が必要である。

排気ガス中高濃度 VOCC を物理的に冷却凝縮して回収する方法は有効な方法であるが、設定された50ppm といった希薄な許容濃度以下にするには、根本的な問題が残されていた。従来技術では、排気ガス中高濃度 VOCC を 99% 冷却凝縮して回収し、残り 1% の希薄濃度の VOCC は活性炭等の吸着剤で除去処理することで、VOCC 濃度を許容濃度以下にすることで対応してきた。しかしながら、DCM などの活性炭等の吸着剤で除去処理できないものについては、問題が解決されないのが現状である。

図2-2-6 高濃度および希薄濃度におけるVOCの冷却凝縮の相違
## 3 ）ハイブリット型冷却管を用いたVOCs冷却凝縮装置

VOCC 濃度が希薄な場合、冷却管内の VOCc が許容濃度以下に冷却凝縮できない問題を解決するために、本研究では、雲粒の生成に必要となる凝結核と同様に、冷却管内の VOCc を凝縮する場として金属カットウールを検討した。具体的には、銅製蛇管型冷却管を利用して、空気温度を−97℃程度に冷却し大部分の VOCc を冷却凝縮し、その後に、銅カットウール（太さ 200 μm）を充填した銅製冷却管（直管、管径 9.5mm、長さ 20cm）で希薄濃度の VOCc を冷却凝縮する 2 段階の図 2−2−7 に示すハイブリット型 VOCc 冷却凝縮装置を試作した。

銅カットウールを 充填した冷却管(直管)

銅カットウー

図2-2-7 冷却管(蛇管)とカット銅ウールを充填した冷却管（直管）とを組合せたハイブリット型冷却管を用いたVOC冷却凝縮装置
## 参考文献

1) 中央労働災害防止協会 安全情報センター，製品安全データシート イソプロピルアルコール (2006)

2) 小川洋輝ら，初めての半導体洗浄技術，82-83(2002)

3) 中央労働災害防止協会 安全情報センター，製品安全データシート

エチレングリコール(2009)

4) 中央労働災害防止協会 安全情報センター，製品安全データシート

ジェチレングリコール(2006)

7) 東邦化学工業株式会社（製品紹介、ジェチレングリコールエチルメチルエーテル）HP, http://www.toho-chem.co.jp/products/structure/

8) 東邦化学工業株式会社（製品紹介、トリエチレングリコールジメチルエーテル）HP, http://www.toho-chem.co.jp/products/structure/

9) 東邦化学工業株式会社（製品紹介、テトラエチレングリコールジメチルエーテル）HP, http://www.toho-chem.co.jp/products/structure/

10) 東邦化学工業株式会社（製品紹介、ジプロピレングリコールジメチルエーテル）HP, http://www.toho-chem.co.jp/products/structure/

11) 東邦化学工業株式会社（製品紹介、トリプロピレングリコールジメチルエーテル）HP, http://www.toho-chem.co.jp/products/structure/

13) 東邦化学工業株式会社（製品紹介，トリエチレングリコールブチルメチルエーテル）HP, http://www.toho-chem.co.jp/products/structure/

14) 東邦化学工業株式会社（製品紹介，ジェチレングリコールブチルメチルエーテル）HP, http://www.toho-chem.co.jp/products/structure/

15) 東邦化学工業株式会社（製品紹介，ジェチレングリコールモノエチルエーテルアセテート）HP, http://www.toho-chem.co.jp/products/structure/

16) 東邦化学工業株式会社（製品紹介，トリエチレングリコールモノメチルエーテル）HP, http://www.toho-chem.co.jp/products/structure/

17) 中央労働災害防止協会 安全情報センター，製品安全データシート ジェチレングリコールジメチルエーテル (2009)

19) 東邦化学工業株式会社（製品紹介、ジェチレングリコールジブチルエーテル）HP, http://www.toho-chem.co.jp/products/structure/