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## 研究の背景

平成20年に発表された平成18年度における産業廃棄物の排出量に関するデータによると、ほぼ半数にあたる44.3％を汚泥が占めている。したがって、難脱水性有機汚泥の高効率な脱水法の開発は、汚泥の減量化や脱水汚泥の資源としての有効利用の見地から現在急務とされている課題である。代表研究者が長年にわたり研究を続けている濾過、圧搾等の機械的固液分離が最も省エネルギー的であることから、現在も国の内外で機械的分離に関して多くの研究や技術開発が行われている。これらのほとんどは、強固で粗大なフロックを形成する高性能な高分子凝集剤の開発による脱水速度の向上、あるいは圧搾における操作圧の増大による脱水度の向上（ケーク含水率の低減化）を目指すものである。しかし、高分子凝集剤を使用すると高圧を作用させても強固なフロック内の水分の除去は困難で低含水率ケークは得られないという致命的な欠点をもつ。一方、凝集剤を使用せずに高圧を作用させると、ケークの高い圧縮性のため脱水速度は低压下より減少することもあり、現在の技術では難脱水性有機汚泥の高効率な脱水は困難な状況にある。（研究背景説明図）

本研究では、両者の欠点を克服する革新的な技術として可逆凝集とステップ超高压圧搾を融合させた新たな手法を提案して、その有効性を検証し、脱水機構の解明に基づき最適な操作法を提示する。可逆凝集の手法を提案し、緩い凝集フロックを形成させ、比較的低い圧搾圧力で高速で粗分離を行った後、フロックを崩壊させる。次いで圧力をステップ状に増加させ超高压を作用させて、ケーク内に残存する束縛水を機械的压力で可能な限界まで除去する。高い脱水速度と高い脱水度の両者を同時に満足する省エネルギー的な脱水プロセスの確立が期待できる。
研究背景說明図
## <現存技術・理論>

汚泥の減量化において、最も省エネルギー的な操作である機械的固液分離には、種々のタイプの脱水機が使用されている。また、脱水機による汚泥の高度な脱水は、圧搾操作によってもたらされる。現存技術である主な脱水機および脱水過程の解析に必要となる圧搾理論を以下に示す。

## ☐脱水機

有機污泥に対して用いられている脱水機として、真空脱水機、加圧脱水機（フィルタープレス）、ベルトプレス、遠心脱水機、圧入式スクリープレスなどがある。各脱水機の長所と短所を以下に示す。

## · 真空脱水機

真空压により脱水を行う装置。

長所：連続運転でメンテナンスが容易。

短所：脱水ケークの含水率が大きい。消費電力が大きい。濾布の交換が必要。

## ・加圧脱水機（フィルタープレス）

加圧により脱水を行う装置で、真空圧よりも大きな圧力を作用させることができる。

長所：脱水ケークの含水率が小さい。

短所：バッチ運転。補機が多く、機器設置面積が大きい。濾布の交換が必要。

## ・ベルトプレス

2 枚のベルト間にスラリーを挟んで、多数のロールの間をベルトにより屈曲移送させて脱水を行う装置。
長所：脱水ケークの含水率が小さい。連続運転でメンテナンスが容易。

短所：多量の濾布洗浄水が必要。濾布の交換が必要。

## · 遠心脱水機

高速回転による遠心力により脱水を行う装置。

長所：脱水ケークの含水率が小さい。連続運転でメンテナンスが容易。

短所：消費電力が大きい。高速回転のため振動・騒音対策が必要。

## ・圧入式スクリュープレス

固定された外筒のバレルとその中で回転するスクリー軸からなり、スクリー軸の回転によってスラリーを出口方向へ送って次第に狭げき部へ押し込み、その際に受ける高压によって脱水を行う装置。

長所：脱水ケークの含水率が小さい。連続運転でメンテナンスが容易。

短所：スクリーンの交換が必要。回収率が小さい。

最近では、3.9 MPa の高圧フィルタープレスが開発され、更なる高圧化への取り組みがなされつつあり、実用スケールにおける超高压圧搾操作に利用できる。なお、現存技術における下水污泥脱水ケークの含水率の最高水準は 60～70% である。
## ☐ 压搾理論

本研究では、圧搾操作により有機污泥の減量化を試みる。圧搾および圧搾操作による脱水挙動の解析方法について以下に示す。

圧搾とは、固液混合物を収容する分離室の隔壁を移動させることによって圧縮作用を起こさせて固液分離を行う操作である。一般に、圧搾操作は原料のポンプによる圧送が困難な場合や、濾過よりもさらに完全な固液分離を目的として、化学工業、窯業及び食品工業、特に搾油や醸造部門において広く利用されている。

一般に、圧搾によるスラリーの固液分離過程は濾過期間とそれに続く圧密期間とに分けることができ、前者は濾過理論、後者は土質力学におけるTerzaghiの圧密理論を修正した、修正Terzaghiモデルにより解析される。なお、圧密期間において、粒子のクリープ的塑性変形による二次圧密が存在する場合には、これを考慮した理論解析が行われる。

## ・修正 Terzaghi モデル

圧密進行中のケーク内部では、液体だけではなく固体粒子も濾材方向に移動し、圧密によって搾出される液体の流速は、液体の真の移動速度と固体の移動速度との速度差で表される。このような系においては、位置を表す座標として固定座標を用いると、内部の液体および固体粒子の移動を記述する運動方程式と物質収支式との関係、および境界条件などが複雑となり、基礎式の解を得るのが困難となる。

時間によって変化しない量、例えば Fig. 1-1 に示すように固定された濾材面上から測った単位断面積当たりの固体体積 $ \omega $ を位置座標として採用することにより、基礎方程式が簡単化され、また境界面を固定することができる。

圧縮ケーク内のある位置 $ \omega $ (Fig. 1-1 (b)) におけるケーク部分比抵抗を $ \alpha $ とおけば、位置 $ \omega $ における微小薄層を過ぎる液体の固体粒子に対する見掛け相対速度 u は、式(1-1)で表すことができる。
$$ u=\frac{1}{\mu\alpha\rho_{\mathrm{s}}}\cdot\frac{\partial p_{\mathrm{L}}}{\partial\omega}=-\frac{1}{\mu\alpha\rho_{\mathrm{s}}}\cdot\frac{\partial p_{\mathrm{s}}}{\partial\omega} $$

ここに、 $ p_{s} $ は固体圧縮圧力、 $ p_{L} $ は液圧である。

Fig. 1-1 (a) x 座標と (b) $ \omega $ 座標

ケーク微小薄層 dωにおける液体の物質収支式は式(1-2)で与えられる。

$$ \frac{\partial e}{\partial\theta_{\mathrm{c}}}=\frac{\partial u}{\partial\omega} $$

ここに、eは空隙比、 $ \theta_{c} $ は圧密時間である。なお、固定座標xを用いると、液体および固体についての物質収支式が必要となる。式(1-1)を(1-2)に代入し次式を得る。

$$ \frac{\partial e}{\partial\theta_{\mathrm{c}}}=\frac{\partial}{\partial\omega}\left(-\frac{1}{\mu\alpha\rho_{\mathrm{s}}}\cdot\frac{\partial p_{\mathrm{s}}}{\partial\omega}\right) $$

ここに、μは溶液の粘度、 $ \rho_{s} $ は固体の真密度である。圧密期間中のαの平均値をとり、一定とし、また、空隙比eが固体圧縮圧力 $ p_{s} $ に対して直線関係にあると仮定すると、式(1-3)は修正圧密方程式(1-4)となる。

$$ \frac{\partial p_{\mathrm{s}}}{\partial\theta_{\mathrm{c}}}=C_{\mathrm{e}}\cdot\frac{\partial^{2}p_{\mathrm{s}}}{\partial\omega^{2}}\mathrm{~ または ~}\frac{\partial e}{\partial\theta_{\mathrm{c}}}=C_{\mathrm{e}}\cdot\frac{\partial^{2}e}{\partial\omega^{2}} $$
$$ C_{\mathrm{e}}\equiv-\frac{1}{\mu\alpha\rho_{\mathrm{s}}\left(-\mathrm{d}e/\mathrm{d}p_{\mathrm{s}}\right)} $$

Terzaghi が導いた圧密方程式は固体粒子の移動を無視し固定座標 x を用いているが、式(1-4)では Terzaghi 式のこの欠点が修正されている。また、式(1-5)で与えられる $ C_{e} $ は修正圧密係数と呼ばれている。

修正压密係数 $ C_{e} $ の値に圧密開始時と終了時の平均値を用いることとし、式(1-4)を圧搾圧力 p が一定（定圧圧搾）の下で解くと、圧密の進行状態を表す平均圧密比 $ U_{c} $ が以下のように得られる。

## スラリー原料の圧密

$$ U_{\mathrm{c}}=\frac{L_{1}-L}{L_{1}-L_{\infty}}=1-\exp\left(-\frac{\pi^{2}}{4}\cdot\frac{i^{2}C_{\mathrm{e}}\theta_{\mathrm{c}}}{\omega_{0}^{2}}\right) $$

均質な半固体状原料の圧密

$$ U_{\mathrm{c}}=\frac{L_{1}-L}{L_{1}-L_{\infty}}=1-\sum_{n=1}^{\infty}\frac{8}{\left(2n-1\right)^{2}\pi^{2}}\exp\left\{-\frac{\left(2n-1\right)^{2}\pi^{2}}{4}\cdot\frac{i^{2}C_{\mathrm{e}}\theta_{\mathrm{c}}}{\omega_{0}^{2}}\right\} $$

ここに、 $ L_{1} $ 、L、 $ L_{\infty} $ はそれぞれ圧密初期、時間 $ \theta_{c} $ 、圧密平衡時のケーク厚さ、i は排水面数、 $ \omega_{0} $ は単位断面積毎の固体体積である。平均圧密比 $ U_{c} $ は、圧密開始時に 0、終了時に 1 となる。

## 二 次圧密を考慮した Terzaghi-Voigt モデル

Terzaghi モデルでは、粒子構造の力学的挙動をスプリングで表しており、固体圧縮圧力 $ p_{s} $ が増加すると粒子構造が $ p_{s} $ に対応した状態まで瞬間的に圧縮されると仮定している。しかし、実際に粒子構造が圧縮される場合は、変形にある程度の時間経過が必要である。材料中の微小要素における粒子構造のこのようなレオロジーの性質を考慮するため、空隙容積の減少が圧力 $ p_{s} $ の増加に即応して変化する部分（一次圧密）と時間的に遅れて変化する部分（二次圧密またはクリープ変形）の二つから成り立っていると仮定し、Fig. 1-2 に示すように、後者のクリープ特性をスプリングとダッシュポットを並列結合した Voigt
要素で近似し、これをスプリング 1 個からなる Terzaghi 要素とを直列結合したのが Terzaghi-Voigt モデルである。

Fig. 1-2 圧密に対するレオロジーモデル

Terzaghi-Voigt モデルでは、平均圧密比 $ U_{c} $ は次のように表される。

スラリー原料の圧密

$$ U_{\mathrm{c}}=\left(1-B\right)\left\{1-\exp\left(-\frac{\pi^{2}}{4}\cdot\frac{i^{2}C_{\mathrm{e}}\theta_{\mathrm{c}}}{\omega_{0}^{2}}\right)\right\}+B\left\{1-\exp\left(-\eta\theta_{\mathrm{c}}\right)\right\} $$

均質な半固体状原料の圧密

$$ U_{\mathrm{c}}=\left(1-B\right)\left[1-\sum_{n=1}^{\infty}\frac{8}{\left(2n-1\right)^{2}\pi^{2}}\exp\left\{-\frac{\left(2n-1\right)^{2}\pi^{2}}{4}\cdot\frac{i^{2}C_{\mathrm{e}}\theta_{\mathrm{c}}}{\omega_{0}^{2}}\right\}\right]+B\left\{1-\exp\left(-\eta\theta_{\mathrm{c}}\right)\right\} $$

ここに、B は全圧密量に対する二次圧密の割合， $ \eta $ はクリープの進行速度を表す定数（遅延時間の逆数）である。

圧密が二次圧密のみによると仮定すれば、B=1 となり、式(1-8)および(1-9)は次式で表される。

$$ U_{\mathrm{c}}=B\big\{1-\exp\big(-\eta\theta_{\mathrm{c}}\big)\big\} $$

上式からわかるように、クリープ定数ηは、二次圧密速度を支配する因子である。

式(1-8)および(1-9)を用いて圧密比 $ U_{c} $ を推定するためには、B, $ \eta $ および $ C_{e} $ の値を決め
る必要がある。B, $ \eta $ については、以下のように定めることができる。

一般に、二次圧密速度は一次圧密速度に比べて小さく、 $ \eta<<\left(\pi^{2}/4\right)\left(i^{2}C_{\mathrm{c}}/\omega_{0}^{2}\right) $ とおけるので、式(1-8)および(1-9) $ \theta_{c} $ が大きいところで、次式で近似できる。

$$ U_{\mathrm{c}}=1-B\exp\bigl(-\eta\theta_{\mathrm{c}}\bigr) $$

これを書き改めると次式を得る。

$$ \ln\big(1-U_{\mathrm{c}}\big)=\ln B-\eta\theta_{\mathrm{c}} $$

したがって、圧搾実験結果を $ \ln(1-U_{\mathrm{c}}) $ vs. $ \theta_{c} $ として、Fig. 1-3 のように点綴すると、 $ \theta_{c} $ の大きい領域において直線関係を示す。この直線の勾配より $ \eta $ の値を、また、この直線の切片より B の値をそれぞれ実験的に決定できる。

Fig. 1-3 B, $ \eta $ の決定法

修正压密係数 $ C_{e} $ は圧密速度を支配する最も重要な操作変数である。その値は圧搾実験結果より Fitting 法で決定するか、あるいは圧縮透過実験結果を用いて決定することができる。また、 $ U_{c} $ vs. $ \sqrt{\theta_{c}} $ 曲線の初期勾配から求めることができる。Fitting 法は、実測した $ U_{c} $ vs. $ \sqrt{\theta_{c}} $ 曲線が理論曲線式(1-6)あるいは式(1-7)と相似であるとして決定する。
スラリー原料の定圧圧搾実験で得た圧密期間でのケーク厚さ $ (L_{1}-L) $ vs. $ \sqrt{\theta_{c}} $ の関係を Fig. 1-4 のごとく点綴して、得られた実測曲線に対し原点を通る接線 OB を描き、その傾度の 1.08 倍の傾度をもって原点を通る OC と実測曲線との交点 C' を求める。この交点の横座標が $ \sqrt{\theta_{c.90}} $ で、次式により $ C_{e} $ を決定する。

$$ C_{\mathrm{e}}=0.933\omega_{0}^{2}/i^{2}\theta_{\mathrm{c}.90} $$

均質な半固体状原料を定圧圧搾した場合には、実測曲線 $ (L_{1}-L) $ vs. $ \sqrt{\theta_{c}} $ (Fig. 1-5)の直線部OBの傾度の1.15倍の傾度をもつ原点を通る直線OCを描く。このOCと実測曲線との交点C'より $ \sqrt{\theta_{c.90}} $ を求め、次式により $ C_{e} $ を決める。

$$ C_{\mathrm{e}}=0.848\omega_{0}^{2}/i^{2}\theta_{\mathrm{c}.90} $$

クリープ特性を有する圧縮ケークの修正圧密係数 $ C_{e} $ の決定法には、修正が必要であり、Fitting 法を適用するには、 $ U_{c} $ の実測値を次式で表される修正圧密比 $ U_{c.corr} $ に変える必要がある。

$$ U_{\mathrm{c.corr}}=\frac{1}{1-B}\big[U_{\mathrm{c}}-B\big\{1-\exp\big(-\eta\theta_{\mathrm{c}}\big)\big\}\big] $$

実測値をプロット(Fig. 1-6)し、 $ U_{c.corr}=0.9 $ となる圧密時間 $ \theta_{c.90} $ を求める。

Fig. 1-4 Filter ケークの Fitting 法
Fig. 1-5 半固体状原料の Fitting 法

Fig. 1-6 $ U_{c.corr} $ の Fitting 法
## 本研究の基礎となる研究成果

<可逆凝集を利用した濾過操作による高速脱水法>

凝集フロックの形成とその崩壊による可逆凝集を利用した無機汚泥の濾過操作による高速脱水法を開発した。濾過操作による脱水は、濾過ケークの特性に大きく左右されるため、その制御が高速脱水を実現させるのに重要となる。濾過ケーク特性を決定する重要な因子は、懸濁粒子間の相互作用であり、その主要なものは、ロンドン・ファンデルワールス引力と粒子の表面電荷に起因する静電的反発力である。ロンドン・ファンデルワールス引力は与えられた系において一定であるが、一般に等電点をもつ金属酸化物微粒子は、pHや電解質濃度、有機溶媒濃度の変化によって粒子の荷電量や正負が複雑に変化し、有機溶媒については誘電率も大きく変化することから、粒子間の静電的反発力はこうした溶液環境の影響を受ける。無機汚泥のモデルとして金属酸化物微粒子を用いた研究において成果として得られた、溶液環境の制御による可逆凝集を利用した高速脱水法を以下に示す。

## · pH 調整による可逆凝集

pH 調整により比較的緩い構造の凝集フロックを形成させ、短時間に濾過ケークを形成させた後、ケーク中に適切な pH に調整した溶媒（水）を透過させることにより凝集フロックを直ちに崩壊させ、低含水率の脱水ケークを得る方法。

金属酸化物微粒子は通常スラリー中で荷電を帯び、スラリーの pH に応じて種々の荷電状態をとり、正味荷電が 0 となる等電点をもつ。これは、粒子表面上のヒドロキシル基が粒子を取りまく溶液中の $ H^{+} $ あるいは $ OH^{-} $ と反応を起こすためである。等電点より酸性側では正、アルカリ側では負の電荷をもつ。また、等電点から離れた pH では、粒子間に働く静電的反発力により分散状態となり、一方等電点近傍の pH では、粒子は電荷をほと
んどもたないため、ロンドン・ファンデルワールス引力により粒子同士が接近して凝集する。種々のpHで行った二酸化チタン懸濁液の濾過における濾過ケークの平均濾過比抵抗$\alpha_{\mathrm{av}}$と平均空隙率$\varepsilon_{\mathrm{av}}$をFig.2-1に示した。$\alpha_{\mathrm{av}}$は極小値をもつ曲線となり、粒子が荷電をもたない等電点付近で最小、すなわち最も濾過速度が大きくなった。一方、$\varepsilon_{\mathrm{av}}$は極大値をもつ曲線となり、同じく等電点付近にその極値が存在し、最も含水率の大きなケークが形成された。ある粒子が他の粒子と接触して凝集すると、その粒子はその接触点に固定されるため、一般に凝集粒子は空隙の大きな緩い構造となる。したがって、こうした凝集粒子から形成される濾過ケークも、凝集体を破壊するような大きな剪断力が加わらない限り、その空隙率は大きくなると考えられ、その結果ケーク内を流れる液の抵抗は小さくなり、$\alpha_{\mathrm{av}}$は小さくなる。

Fig. 2-1 ケーク構造に及ぼす pH の影響
微粒子懸濁液から低含水率の脱水ケークをできる限り短時間で得ることは、高度な固液分離の達成のために極めて重要な課題である。しかしながら、高い濾過脱水速度で、なおかつ低含水率のケークを得ることは、Fig. 2-1 の結果から示唆されるように難しい。すなわち、等電点付近で濾過操作を行うと濾過速度は大きいが緻密な濾過ケークは得られず、一方等電点から離れると緻密なケークは得られるが濾過速度は小さくなる。このように、いずれの場合にも濾過で要求される高い濾過速度と低含水率ケークの両者を同時に満足することは不可能である。

濾過対象物の物理化学的特性を利用すると、高い濾過速度が得られる条件下で濾過を行い、なおかつ低含水率ケークを得ることも可能となる。たとえば、高い濾過速度が得られる等電点付近のpH条件でスラリーを濾過してケークを形成させた後、得られた濾過ケークにゼータ電位が大きくなるpHの水を同一圧力で透過させてみると、空隙率が著しく減少することがわかった。この現象の理解をより深めるため、この操作におけるケーク構造の変化について模式的にFig. 2-2に示した。

Fig. 2-2 pH 調整によるケーク構造の変化
## ・無機電解質を利用した可逆凝集

無機電解質の添加によりフロックを形成させて高速で濾過を行った後、ケークにわずかな量の水を透過させ無機電解質を洗い流してフロックを崩壊させ、低含水率の脱水ケークを得る方法。

無機電解質を多量に添加すると粒子の荷電状態が著しく変化し、ゼータ電位が0に近づくため、この場合にも凝集フロックが形成される。このような条件下での濾過ケークは、平均空隙率$\varepsilon_{\mathrm{av}}$が増大し、平均濾過比抵抗$\alpha_{\mathrm{av}}$は減少するため、高速での濾過脱水が可能となる。しかしながら、先に述べたように、高い濾過脱水速度と低含水率ケークの両者を同時に満足することは難しい。そこで、微粒子懸濁液への電解質添加の影響に着目し、微粒子の荷電特性を変化させることにより、ケークの含水率の制御を行った。すなわち、微粒子懸濁液に電解質を添加して微粒子のゼータ電位を低下させ、凝集体を形成させて高い分離速度で濾過を行った後、生成ケークに水を透過させ再び微粒子のゼータ電位を高めることにより、凝集フロックを崩壊させてより低含水率のケークを得ることを試みた。単位濾過面積あたりの透過液量$v_{\mathrm{p}}$を種々に変化させて実験を行い、生成ケークの平均空隙率$\varepsilon_{\mathrm{av}}$を$v_{\mathrm{p}}$に対してプロットしたのがFig.2-3の□である。比較のため電解質を添加した溶液を透過した場合の結果もマとして図中に示した。$v_{\mathrm{p}}=0$におけるプロットは溶液を透過させない場合の結果であり、〇が電解質を添加したとき、△が電解質を添加しないときの結果である。図より、電解質を添加した溶液を透過させるとケークの空隙率はほとんど変化しないのに対し、電解質を添加しない水を透過させると空隙率が著しく減少することがわかる。また、透過初期の段階で空隙率は大きく減少し、わずかな水の透過によってケークの空隙率を大きく減少できることがわかった。
Fig. 2-3 ケークの空隙率と透過液量の関係

Fig. 2-4 には、ケークの平均空隙率 $ \varepsilon_{av} $ と全操作時間 $ \theta_{t} $ の関係を示した。○が本法の結果であり、△が透過を行わず種々の条件下で濾過を行った場合の結果である。濾過操作に引き続き透過を行い空隙率を減少させた方が、透過を行わない場合と比べ、透過時間を加味しても、より短時間で低含水率のケークが形成されており、本法が高速脱水法として極めて有効であることが示された。
Fig. 2-4 ケークの空隙率と全操作時間の関係

## ・アルコールを利用した可逆凝集

微粒子懸濁液にアルコールを添加すると凝集フロックが形成されることを利用して、アルコール共存下で濾過を行った後、ケーク中に水を透過させて凝集フロックを破壊し、短時間で低含水率の脱水ケークを得る方法。

この場合にも、pH 調整や無機電解質添加の場合と同様に可逆凝集による高速脱水が実現された。
本研究では、無機污泥のモデル物質で得られた以上の知見を基に、難脱水性の有機污泥に本技術を応用するとともに、Fig. 2-5 に示すようにより大きな圧力を作用させることでケークの空隙比が減少する、すなわちより低含水率のケークが得られる可能性があることから、可逆凝集操作とステップ超高压圧搾操作のハイブリッド操作による難脱水性有機污泥の高速減量化を検討する。

Fig. 2-5 ケークの空隙率と圧力の関係
## 研 究 方 法

可逆凝集とステップ超高压圧搾の各々について検討を進めるとともに、両者を融合させた難脱水性有機污泥の高速減量化プロセスの最適化を行う。具体的には、以下の検討項目について研究を進める。

## 1 ）可逆凝集法の確立

凝集操作により高速分離が可能な緩い凝集フロックを形成し、低压下で高速脱水を行った後、溶媒環境の変化によりケーク中のフロックを崩壊させ、微粒子の凝集・分散状態の制御に基づく可逆凝集法を開発する。酸・アルカリ、無機電解質、バイオ凝集剤、アルコール、界面活性剤等を汚泥に添加して凝集フロックを形成させ、0.1～0.5 MPaの低压下で高速圧搾し、その圧搾特性を明らかにする。また、低压圧搾で得た凝集脱水ケークに水透過を行うことにより、ケーク中のフロックを崩壊させる。得られた非凝集ケークの特性を究明し、可逆凝集に最も適したpHやイオン強度、イオン種、添加剤の種類や濃度などの制御条件を明らかにする。

## · pH 調整による可逆凝集

pH 調整により比較的緩い構造の凝集フロックを形成させ、短時間にケークを形成させた後、ケーク中に適切な pH に調整した溶媒（水）を透過させることにより凝集フロックを直ちに崩壊させる。

・無機電解質、バイオ凝集剤、アルコール、界面活性剤等を利用した可逆凝集

無機電解質、バイオ凝集剤、アルコール、界面活性剤等の添加によりフロックを形成させて高速で脱水を行った後、ケークにわずかな量の水を透過させ添加物を洗い流してフロックを崩壊させる。
## 2 ）超高压圧搾法の確立

材料試験機を用いて圧搾セルに 5～50 MPa の超高压を作用させ、1) で得た非凝集ケークの低含水率化を図り、超高压作用化で除去可能な水分量を明らかにし、本手法の有効性を検証する。粒径、表面電荷、束縛水量などの微粒子特性と圧搾脱水速度やケークの最終脱水度（含水率）との関係を究明する。前段の低圧圧搾におけるケーク脱水度が超高压圧搾における脱水速度に与える影響を検討し、低圧圧搾と超高压圧搾の両者を綜合した圧搾プロセスの最適化を行う。

## 3 ）融合プロセスとしての最適操作法の確立

可逆凝集とステップ超高压圧搾の融合プロセスとしての操作法を検討する。種々の性状の汚泥に対して、効果的な可逆凝集を実現させるための添加剤の種類や添加濃度、低压圧搾と超高压圧搾における各圧搾圧力と圧搾時間について検討し、脱水度と脱水速度の両面から最適条件を明らかにし、汚泥の高速減量化法としての本手法の操作指針を確立する。
## <実験試料>

## · 活性污泥

活性污泥とは、種々の細菌を含有したゼラチン状（高分子有機体）を主体とした「フロック（flocs）」とその周りに棲息している原生動物をいう。浄化を行う細菌類が粘性物質を分泌して無生物のフロックを形成し、その中に細菌類は棲息する。そのフロックの主成分は多糖類、タンパク質、核酸であるといわれている。活性污泥では、このフロック形成能（floc forming）をもつ細菌集団のみが活性污泥に定着することができる。なぜなら、フロックは重力をもつので、フロックの中に棲んでいれば、沈殿槽で上澄液と沈降分離して、曝気槽へ返送され、その菌数を一定に保つことができるからである。フロック形成能のない細菌群は曝気槽から沈殿槽へ行ったとき、上澄液中に懸濁し、処理水と一緒に流される。正常な活性污泥は1 ml 中 $ 10^{7} \sim 10^{8} $ の細菌密度で棲息している。

本実験では、名古屋市上下水道局植田水処理センターから採取した活性污泥（余剩污泥）を用いた。乾燥濃度測定の結果、污泥濃度は4000～5000 ppmで、ピクノメーターを用いた密度測定の結果、污泥密度 $ \rho_{s}=1.451\ [g/cm^{3}] $ であった。20時間のデカンテーションで約2倍に濃縮し、質量濃度 s=0.01 に調整したものを実験試料とした。

## ・凝集剂ポリ塩化アルミニウム（PAC）

凝集剤には、水処理分野で広く使用されているポリ塩化アルミニウム（PAC）を選定した。一般式は、 $ \left[\mathrm{Al}_{2}(\mathrm{OH})_{\mathrm{n}}\mathrm{Cl}_{6-\mathrm{n}}\right]_{\mathrm{m}} $ で表される凝集剤である。 $ \left[\mathrm{Al}_{6}(\mathrm{OH})\mathrm{Cl}_{15}\right]^{3+} $ 、 $ \left[\mathrm{Al}_{3}(\mathrm{OH})\mathrm{Cl}_{20}\right]^{4+} $ 、 $ \left[\mathrm{Al}_{13}(\mathrm{OH})\mathrm{Cl}_{34}\right]^{5+} $ などの塩基性で、かつ高い陽電荷を持った多核縮合イオンを有効成分として含んでいる。凝集沈殿の機構は、水中で濁質を分散安定させている原因である濁質表面の反発負電荷を中和する過程と、その結果として生じる微細な濁質を架橋によりさらに粗大化する過程を通して行われる。PACは荷電中和能力の高い溶解性重合アルミニウム（4価、5価）をあらかじめ含んでいる点で有効であり、また凝集剤として作用するのに必要なアルミニウムの加水分解の大部分をあらかじめ行ってあるので、水に添加し
た際もアルカリ度をほとんど消費しない。

本実験では、多木化学（株）製の水処理用凝集剤 PAC・250A を用いた。PAC・250A の物性値を Table 3-1 に示す。

Table 3-1 PAC の物性値

項目	標準值
外観	無色ないし淡黄、褐色透明な液体
比重(20℃)	1.20±0.01
酸化アルミニウム(Al2O3) %	10.3±0.3
塩基度 %	51±4
pH值	2.6±0.3
硫酸イオン(SO42-) %	3.0±0.5
アンモニア性窒素(N) %	0.003以下
ヒ素(As) ppm	0.5以下
鉄(Fe) %	0.006以下
マンガン(Mn) ppm	10以下
カドミウム(Cd) ppm	0.3以下
鉛(Pb) ppm	1以下
水銀(Hg) ppm	0.1以下
クロム(Cr) ppm	1以下
凍結点(℃)	-12±1
## <実験装置>

Fig. 3-1 に、本研究において設計・製作した、窒素加圧による低压圧搾と材料試験機による超高圧圧搾の両操作が可能なセル断面積 $ 9.62 \, cm^{2} $ の超高圧圧搾セルを示した。これを用いて Fig. 3-2 に示すシステムにより、圧力 $ p_{d} = 98 \, kPa $ で汚泥の低压圧搾を行い、脱水量 $ \nu $ の経時変化を測定した。次いで、タンクから純水が供給できる経路に切り替え、同一圧力 $ p_{p} $ で生成汚泥ケークに純水を透過させた。濾材には、保留粒子径 $ 1 \, \mum $ の濾紙 $ 4 \, \text{A} \, (\text{ADVANTEC 製}) $ および濾布 TRG803K（岡山中尾フィルター製）を用いた。

## 超高压圧搾セルの試作

Fig. 3-1 超高压压搾セル
## 低压压搾·純水透過

$$ p_{f}=98kPa $$

$$ A=9.62cm^{2} $$

$$ p_{\mathrm{p}}=98\ \mathrm{kPa} $$

$$ v=4\ cm^{3}/cm^{2} $$

$$ p_{\mathrm{c}}=98\ \mathrm{kPa}\sim15\ \mathrm{MPa} $$

$$ p_{\mathrm{c}}=20\mathrm{MPa}\sim50\mathrm{MPa} $$

$$ 0.3\ cm^{3}/(cm^{2}\cdot s) $$

Fig. 3-2 脱水（低压压搾）装置の概略図
次に、圧搾試験器の上部フランジを外してピストンと付け替え、また下部フランジに接続されたステンレス製の管とネジを付け替えて、Fig. 3-3 に示すように材料試験機（JT トーシ製）により荷重圧 $ p_{c} = 98 \, kPa \sim 50 \, MPa $ を作用させ両面排水で定圧圧搾を行い、ケーク厚さ L の経時変化を測定した。圧搾終了後、ケーク含水率を赤外線式水分計（Kett 製）にて測定した。

超高压压搾

Fig. 3-3 脱水（超高压压搾）装置の概略図
## 結果および考察

<可逆凝集を用いたステップ超高压圧搾>

提案するプロセスのコンセプトは、凝集処理をあらかじめ行い、低压圧搾操作で迅速に污泥中の多量の水分を除去した後、透水操作による溶媒環境の変化と引き続いて行う超高圧圧搾操作による圧縮作用の両者によって、生成濾過ケーク内の凝集フロックが崩壊し、直ちにケークの低含水率化が行われるというものである。下水余剩污泥について、Fig. 4-1 のように、本研究で提案する脱水法の有効性を検証した。

Fig. 4-1 本研究における高効率高速脱水法
＜下水余剩污泥の凝集処理＞

pH 調整、無機電解質、バイオ凝集剤、アルコール、界面活性剤等の添加による下水余剩污泥の凝集処理を行い、レーザ回折式粒度分布測定装置（島津製作所製）により凝集効果の確認を行ったところ、特に多価イオンのポリ塩化アルミニウム（PAC）を用いると顕著な凝集効果が確認された。そこでPAC添加による凝集効果の検討を詳細に行った。汚泥スラリーにPACを種々のAlT比（アルミニウム量対濁質量比）で添加し、得られた凝集汚泥フロックの面積平均径 $ d_{s} $ とAlT比との関係をFig.4-2に示した。図よりAlT比を大きくすると大きな凝集フロックが形成されるようになり、0.15の時に最も凝集効果が大きくなることがわかった。以後、PAC添加量は、AlT比が0.15となるように設定した。

## 下水余剰汚泥の凝集特性

Fig. 4-2 下水余剩污泥のフロック径と A&T 比の関係
## <凝集·低压压搾>

下水余剩污泥に AlT 比が 0.15 となるように PAC 添加をした後、圧力 $ p_{d} = 98 kPa $ で低压圧搾を行った。また、比較として下水余剩污泥をそのまま低压圧搾する実験も行い、両実験結果を、単位濾材面積あたりの脱水量 $ \nu $ 対脱水時間 $ \theta_{d} $ として、Fig. 4-3 に示した。凝集操作を行ったの場合では、Fig. 4-2 で示したように污泥フロックが形成されるため濾過抵抗が低下し、未凝集の $ \triangle $ の場合に比べ、著しく脱水速度が大きくなり、本操作による全脱水時間は 93% 短縮された。このことから、凝集処理が低压圧搾に極めて有効なことがわかる。

凝集効果による濾過速度の向上

Fig. 4-3 下水余剩污泥の脱水挙動
<純水透過>

次に、含水率を更に低下させるため、低压圧搾操作で形成された汚泥ケークに超高压を作用させる操作を試みることとしたが、汚泥ケークを直接15 MPaの超高圧で圧搾すると、理論上、ケーク表面では15 MPaの高い液压が発生することとなり、ケーク含水率が大きい場合には、圧搾の実施が不可能なことが予想された。実際に、種々の圧搾圧力で検討を行ったところ、10 MPa以上の超高圧圧搾は困難であった。そこで、低压圧搾をさらに継続してケークの含水率をできるだけ小さくすることを試みた。

Fig. 4-4 には、低压圧搾を継続したときのケーク含水率 R の経時変化を示した。☐の未凝集ケークでは脱水速度が著しく小さく、含水率を約 2% 下げるのに 5 時間以上の時間がかかった。また、☐の凝集ケークでは、フロック中に水が取り込まれているため、低压圧搾をつけても含水率はほとんど低下しなかった。無機污泥を対象としたこれまでの知見から、透水操作を行うことにより凝集フロックを破壊できることが考えられたので、凝集ケークに透水操作を行いつつ圧搾を続ける操作を行った。その結果、図中の△で示したように、短時間に含水率が低下することがわかった。このことから、透水操作によりフロックが崩壊し、再分散状態となり、脱水速度と脱水度の向上に繋がったものと推察され、Fig. 4-5 に示すように顕微鏡観察と粒度分布測定により実際にフロックの崩壊が生じていることが確認された。
## 純水透過の効果

Fig. 4-4 下水余剰污泥の低压圧搾に及ぼす水透過の影響
## 顕微鏡観察と粒度分布測定

Fig. 4-5 可逆凝集法によるフロックの崩壊
## <超高压压搾>

Fig. 4-6 には、透水操作を行いつつ低圧圧搾した場合に得られた透水ケークを種々の圧力で超高圧圧搾した場合のケーク含水率 R の経時変化を示した。圧搾圧力が大きいほど脱水速度・脱水度とも大きくなり、多価イオンのポリ塩化アルミニウム（PACl）を用いる可逆凝集法で 50 MPa の超高圧圧搾した場合には、ケーク含水率は 23％となった。この結果は、現存技術の最高水準である 60～70％を遙かに凌いでおり、併せて脱水速度の観点からも満足のいくものであった。減量化の程度で数値化すると、99.87％の減量化が達成されている。微生物細胞内の水分が 70～80％であることを考えると、この 23％という低い含水率は、単にフロックの崩壊による汚泥粒子間の自由水や粒子表面の付着水だけでなく、細胞内に含まれる束縛水も除去されていることを示している。なお、Fig. 4-6 から可逆凝集法が脱水速度に与える影響は大きいが、最終的な脱水度については超高圧を作用させると可逆凝集の方法によらず充分な効果が望めることがわかる。
Fig. 4-6 超高压圧搾による下水余剰污泥の脱水挙動
Fig. 4-7 には、種々の圧搾圧力 $ p_{c} $ を作用させた場合の汚泥ケークの最終空隙率 $ \varepsilon $ を、 $ \varepsilon vs p_{c} $ の両対数プロットで示した。圧搾圧力の増加とともに空隙率がほぼ直線的に小さくなっており、 $ \varepsilon = \varepsilon_{l} p_{c}^{-\lambda} $ で表される関係が得られた。したがって、下水余剰汚泥については圧力を更に大きくして超高压圧搾を行うことにより脱水度の更なる向上が見込める。また、このようなデータの整理により従来法では不正確であった空隙率の推算がより正確にできることを示した。

## 超高压下の平衡空隙率εの推算

Fig. 4-7 脱水ケークの空隙率と圧搾圧力の関係
＜新規圧搾モデルの提案＞

一般に圧搾挙動は、従来モデルである Terzaghi モデルあるいは Terzaghi-Voigt モデルで記述できる。しかしながら、下水余剰汚泥や豆腐、おから、ニンジンなどの有機質モデル試料では、特徴的な圧搾挙動を示し、従来モデルでの解析が不可能であった。そこで、Fig. 4-8 に示す Terzaghi モデルに Voigt モデルを複数個直列に接続した Terzaghi-一般化 Voigt モデルを提案し、本圧搾解析に適用した。Terzaghi モデルでは(1-6)式、Terzaghi-Voigt モデルでは(1-8)式で表された平均圧密比 $ U_{c} $ は、本モデルでは次式のように表される。

$$ U_{\mathrm{c}}=(1-\sum_{k=1}^{K}B_{\mathrm{k}})\left\{1-\exp\left(-\frac{\pi^{2}}{4}\cdot\frac{i^{2}C_{\mathrm{e}}\theta_{\mathrm{c}}}{\omega_{0}^{2}}\right)\right\}+\sum_{k=1}^{K}B_{\mathrm{k}}\left\{1-\exp(-\eta_{\mathrm{k}}\theta_{\mathrm{c}})\right\} $$

ここで、i は排水面数、 $ C_{e} $ は修正圧密係数、 $ \theta_{c} $ は圧密時間、 $ \omega_{0} $ は単位断面積毎の固体体積、 $ B_{k} $ は全圧密量に対する各クリープ圧密の割合、 $ \eta_{k} $ は各クリープの進行速度を表す定数（遅延時間の逆数）である。

段階的に発生するクリープ挙動は、式(2-1)に基づき Fig. 4-9 左図のように $ (1 - U_{\mathrm{c}}) $ 対 $ \theta_{c} $ の片対数プロットの直線性から決定でき、下水余剰汚泥の場合、三段階で近似できることから、四次圧密までを考慮する必要があることがわかった。〈圧密理論〉「二次圧密を考慮した Terzaghi-Voigt モデル」で先述した B と $ \eta $ の求め方と同様な方法で $ B_{3} $ と $ \eta_{3} $ を求め、続いて四次圧密分を差し引いてから、 $ B_{2} $ と $ \eta_{2} $ を、三次、四次圧密分を差し引いてから、 $ B_{1} $ と $ \eta_{1} $ を求めた。その後、二次～四次圧密分を差し

Fig. 4-8 Terzaghi-一般化 Voigt モデル
引いて修正圧密比 $ U_{c.corr} $ に変えてから、Fitting 法により修正圧密係数 $ C_{e} $ を求めた。Fig. 4-9 右図は、下水余剩污泥の圧密挙動を平均圧密比 $ U_{c} $ の経時変化として示した。実線は、式 (2-1) で四次圧密 $ (k=3) $ まで考慮し、フィッティングにより得た修正圧密係数や各クリープ定数を用いて求めた計算値であり、プロットの実験値と精度良く一致していることから、脱水過程をモデル化できたと判断される。また、一次から四次までの各圧密量の割合 $ A, B_{1}, B_{2}, B_{3} $ を図中に示した。A の値が最も大きく、一次圧密が全圧密量の 60% を占めることがわかった。Fig. 4-10 には、各圧密過程での圧密速度の指標となる修正圧密係数 $ C_{e} $ および各クリープ定数 $ \eta_{k} $ と圧搾圧力 $ p_{c} $ との関係を示した。修正圧密係数 $ C_{e} $ は、圧搾圧力の増大とともに値が大きくなり、圧搾圧力が 5 MPa 以上では、ほぼ同程度となる傾向が見られた。一方、各 $ \eta_{k} $ には、1 オーダー以上の顕著な差が見られ、クリープ現象が段階的に生じていることがわかる。

なお、あらかじめ低压圧搾により半固体状にしてから行った豆腐やおからの圧密挙動も、従来モデルの Terzaghi モデルや Terzaghi-Voigt モデルでは記述ができず、四次圧密までの考慮が必要で、三次圧密が全圧密量の 50％を占めていた。半固体状原料の場合には、式(2-2)を用いた。

$$ U_{\mathrm{c}}=(1-\sum_{k=1}^{K}B_{\mathrm{k}})\left\lceil1-\sum_{n=1}^{\infty}\frac{8}{\left(2n-1\right)^{2}\pi^{2}}\cdot\exp\left\{-\frac{\left(2n-1\right)^{2}\pi^{2}}{4}\cdot\frac{i^{2}C_{\mathrm{e}}\theta_{\mathrm{c}}}{\omega_{0}^{2}}\right\}\right\rceil+\sum_{k=1}^{K}B_{\mathrm{k}}\left\{1-\exp(-\eta_{\mathrm{k}}\theta_{\mathrm{c}})\right\} $$

このような有機污泥の特徴的な圧密挙動は、その物質のレオロジー特性と密接に関係していると考えられ、今後圧密特性とレオロジー特性との関係について詳細な検討が必要となる。
Terzaghi - 一般化Voigtモデルによる解析

Fig. 4-9 多段クリープモデルによる下水余剰汚泥の超高圧圧搾挙動の解析
## 各圧密速度の比較

Fig. 4-10 各圧密速度と圧搾圧力との関係
## 結論

可逆凝集とステップ超高压圧搾とを融合した高効率の高速脱水法を提案し、脱水時間と脱水度の両面から、現存技術に比べ格段に優れていることを実証した。難脱水性有機污泥として下水余剩污泥を例にとり、多価イオンの無機電解質の添加による可逆凝集操作と50 MPaの超高圧圧搾とを組み合わせた脱水操作により、ケーク含水率は23％まで低減された。污泥原液を基準とすると、99.87％もの減量化を実現したこととなる。また、適切な可逆凝集法を選択することにより脱水速度が著しく向上することが明らかとなり、現存技術に対して総脱水時間で60％短縮、ケーク含水率で20％減の本研究の目標を達成できる条件を見出した。可逆凝集の方法により差があるものの、脱水ケークの含水率と圧搾圧力との関係から、圧搾圧力を更に大きくすることで、より高度な脱水が可能となることも示唆された。また、超高圧圧搾におけるケーク脱水挙動のモデル化も可能となった。以上より、本法による難脱水性有機污泥の高速減量化が実現できることが明らかとなり、今後、スケールアップ等、実用化に向けた取組みを行うことで、現在の污泥処理問題への貢献が期待できる。
## 英語概要

· 研究課題名

Development of Technology for Reducing Difficult-to-Dewatering Organic Sludge at High Rate by Step-up Ultrahigh-Pressure Expression Combined with Reversible Flocculation

・研究代表者名及び所属

Eiji Iritani, Nagoya University

· 共同研究者名及び所属

Nobuyuki Katagiri, Nagoya University

·要旨

High rate reduction in volume of difficult-to-dewatering organic sludge was achieved by step-up ultrahigh-pressure expression combined with reversible flocculation. Flocculation with inorganic electrolyte with multivalent cation such as poly aluminum chloride was extremely effective for the increase in the dewatering rate of excess activated sludge, and the water content of the compressed cake was finally reduced to 23 wt% by expression under action of ultrahigh-pressure of 50 MPa combined with reversible flocculation. This new method shortened the total dewatering time of activated sludge by 60 % compared to the conventional method, and reduced the sludge volume by 99.87 %. The relation between the porosity of the compressed cake and the applied expression pressure suggests that the water content of activated sludge may be further reduced by greater expression pressure. The results derived from a series of experiments attained the research goals from the viewpoint of both the rate in dewatering and the water content of the compressed cake. It was shown that the complicated kinetics of expression of activated sludge under the ultrahigh-pressure condition were accurately described using the newly developed multi-stage creep model and that the model will be useful for evaluating the dewatering performance under various operating conditions.

・キーワード

Reversible Flocculation, Ultrahigh Pressure, Dewatering, Expression, Organic Sludge
## <論文発表>

1) Iritani, E., T. Hashimoto and N. Katagiri; Gravity Consolidation-Sedimentation Behaviors of Concentrated $ TiO_{2} $ Suspension, Chem. Eng. Sci., 64(21), 4414-4423 (2009)

2) Hwang, K.J., Y.T. Wang, E. Iritani and N. Katagiri; Effects of Porous Gel Particle Compression Properties on Microfiltration Characteristics, J. Membrane. Sci., 341(1-2), 286-293 (2009)

3) Iritani, E., T. Sato, N. Katagiri and K.J. Hwang; Multi-Stage Creep Effect in Consolidation of Tofu and Okara as Soft Colloids, J. Chem. Eng. Japan, 43(2), 140-149 (2010)

4) Iritani, E., Y. Takaishi and N. Katagiri; Two-Stage Process of Single-Pass Inclined Ultrafiltration for Affinity Chiral Separation, Filtration, 10(3), 211-218 (2010)

5) Hwang, K.J., Y.T. Wang, E. Iritani and N. Katagiri; Effect of Gel Particle Softness on the Performance of Cross-Flow Microfiltration, J. Membrane. Sci., 365(1-2), 130-137 (2010)

6) Iritani, E., N. Katagiri, Y. Takaishi and S. Kanetake; Determination of Pressure Dependence of Permeability Characteristics from Single Constant Pressure Filtration Test, J. Chem. Eng. Japan, 44(1), 14-23 (2011)

7) Iritani, E. and N. Katagiri; Determination of the Pressure Dependence of Permeability Characteristics from a Single Constant Pressure Filtration Test, Filtration, 11(1), 46-50 (2011)

8) Katagiri, N., T. Hashimoto and E. Iritani; Evaluation of Consolidation-Sedimentation Properties for the Batch Gravity Sedimentation of Concentrated Suspension, Filtration, 11(2), 123-128 (2011)

9) 入谷英司, 片桐誠之, 佐野泰之; PACl で凝集処理したフミン酸溶液の精密濾過特性, 化学工学論文集, 37(3), 246-250 (2011)

10) 入谷英司, 片桐誠之, 杉山悠生; 希薄コロイドの定速および定圧精密濾過における膜閉塞特性, 化学工学論文集, 37(4), 323-326 (2011)