Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
表 7 試験結果(RUN12)：ドイツの規制目安

RUN	12-1	12-2	12-3	12-4	12-5	12-6	12-7	12-8
着火タイミング	° CA TDC	4	8	12	16	20	24	28	32
入力	空気比	-	1.37	1.44	1.52	1.59	1.65	1.72	1.80	1.86
模擬ガス流量	m³N/h	54.94	52.99	51.09	49.33	47.82	46.38	45.00	43.59
窒素流量	m³N/h	13.76	13.54	12.81	12.34	12.04	11.60	11.26	10.96
空気流量	m³N/h	160.6	162.9	165.3	167.6	169.1	170.7	172.2	173.7
出力	排ガス温度	℃	525	502	479	459	443	429	417	407
HC濃度	g/m³N	0.044	0.053	0.058	0.059	0.061	0.069	0.075	0.084
NOx濃度(5%O2)	g/m³N	0.503	0.503	0.496	0.495	0.503	0.495	0.492	0.497
CO濃度(5%O2)	g/m³N	0.587	0.689	0.794	0.930	1.061	1.275	1.502	1.722
機械出力	kW	45.6	45.4	44.8	43.6	42.3	40.8	39.2	37.7
機械効率	%	30.2	31.2	31.9	32.2	32.2	32.0	31.7	31.4
発電出力	kWe	43.3	43.2	42.5	41.5	40.2	38.8	37.3	35.8
発電効率	%	28.7	29.6	30.3	30.6	30.5	30.4	30.1	29.9

表 8 試験結果(RUN13): NOx 下限でのデータ取得

RUN	13-1	13-2	13-3	13-4	13-5	13-6	13-7	13-8
着火タイミング	° CA TDC	4	8	12	16	20	24	28	32
入力	空気比	-	1.50	1.58	1.66	1.75	1.81	1.87	1.94	2.00
模擬ガス流量	m³N/h	52.1	50.1	48.0	46.5	45.3	44.2	43.1	42.0
窒素流量	m³N/h	12.9	12.5	12.0	11.6	11.4	11.1	10.7	10.6
空気流量	m³N/h	167.6	169.1	171.4	173.7	175.3	176.8	178.4	179.9
出力	排ガス温度	℃	506	483	462	442	426	413	400	390
HC濃度	g/m³N	0.05	0.06	0.07	0.07	0.08	0.09	0.10	0.11
NOx濃度(5%O2)	g/m³N	0.20	0.19	0.19	0.19	0.19	0.20	0.19	0.19
CO濃度(5%O2)	g/m³N	0.70	0.83	1.00	1.17	1.35	1.60	1.89	2.10
機械出力	kW	43.2	43.3	42.9	42.0	40.9	39.6	38.2	36.8
機械効率	%	30.2	31.5	32.5	32.8	32.8	32.6	32.2	31.8
発電出力	kWe	41.0	41.1	40.8	39.9	38.8	37.6	36.3	34.9
発電効率	%	28.6	29.9	30.9	31.2	31.2	31.0	30.6	30.2
表 9 試験結果(RUN14)

RUN	14-1	14-2	14-3	14-4
着火タイミング	° CA TDC	12	16	20	24
入力	空気比	-	1.96	1.92	1.96	1.97
模擬ガス流量	m³N/h	40.1	40.8	39.9	39.8
窒素流量	m³N/h	26.8	27.0	26.7	26.7
空気流量	m³N/h	168.3	167.6	167.6	167.6
出力	排ガス温度	℃	408	397	385	378
HC濃度	g/m³N	0.11	0.11	0.11	0.12
NOx濃度(5%O2)	g/m³N	0.00	0.00	0.01	0.01
CO濃度(5%O2)	g/m³N	2.77	2.47	2.53	2.55
機械出力	kW	29.6	32.0	33.0	33.5
機械効率	%	26.7	28.4	30.0	30.4
発電出力	kWe	28.1	30.4	31.4	31.8
発電効率	%	25.4	27.0	28.5	28.9
図１　①空気100％によるガス化　プロセス計算結果
図２　①空気100％によるガス化　蒸気バランス試算結果
Product gas	Synes	ガスエンジン/重前	燃煤排ス
WET%	DRY%	WET%	DRY%	WET%	DRY%	WET%	DRY%
CO	9.2	15.4	12.4	19.5	17.1	18.4	CO₂	16.8	18.0
H₂	9.9	16.5	13.0	20.4	17.9	19.3	N₂	69.5	78.4
CH₄	4.8	8.0	3.0	4.7	4.1	4.4	SO₂	0.0	0.0
C₂H₄	0.0	0.0	0.0	0.0	0.0	0.0	HCl	0.0	0.0
C₂H₄	1.4	2.3	0.7	1.2	1.0	1.1	O₂	2.3	2.5
O₂	0.0	0.0	0.0	0.0	0.0	0.0	H₂O	11.5	—
H₂O	39.4	—	39.7	—	7.2	—	TOTAL	100.0	100.0
N₂	21.3	35.5	21.5	33.9	34.9	37.6	WET%	WET%	DPC/ppm
CO₂	13.3	22.2	12.9	20.3	17.8	19.2	SO₂	105	119
TOTAL	99.9	99.8	100.0	100.0	100.0	100.0	HCl	0.0	0.0
Energy	10.468	kW	11.329	kW	11.329	kW
Gas Calorie	4.8	MU/Nm³-wet	4.5	MU/Nm³-wet	6.2	MU/Nm³-wet
8.1	MU/Nm³-dry	7.1	MU/Nm³-dry	6.7	MU/Nm³-dry
6.8	MU/kg-dry	6.2	MU/kg-dry	5.9	MU/kg-dry
Cold efficiency	49.2	—	56.1	—	56.1	—

図 3 ②空気 50%+酸素・水蒸気 50%によるガス化 プロセス計算結果
注1. 図中の記号及び単位は以下とします。
1) 蒸気条件 2) 蒸気量
P	压力 (MPa(G))	F kg/h
T	温度 (℃)
H	E (kJ/kg)

図 4 ②空気 50%+酸素・水蒸気 50%によるガス化 蒸気バランス計算結果
図 5 ③酸素・水蒸気 100%によるガス化 プロセス計算結果
図 6 ③酸素・水蒸気 100%によるガス化 蒸気バランス計算結果
◆ ORC 発電量の試算

◆ORCによる発電量の試算

加熱前のボイラ給水温度を $ 10^{\circ} $ C、加熱後のボイラ給水温度を $ 90^{\circ} $ Cとする。

50%酸素・水蒸気ガス化時の給水量は2,459kg/hであり、ボイラ給水加熱に必要な熱量は給水温度差ΔT：80℃（90℃－10℃）×給水量2,459L/h×4.18/3600=228kWとなる。これは、ガスエンジンでの温水回収量4,815kWと比較して約5%に相当する。よって、4,815－228=4587kWを用いたMB-70による発電量を以下にて計算した。

① 交換における放熱を 5％として、有効利用可能熱量を 4357kW とした。

② MB-70 の入口温度 90℃、MB-70 の出口温度 70℃とすると、利用可能な水量は 20[℃] × Q[m³/h] = 4,357kW × 3.6MJ/kW / 4.18MJ/Mcal

Q=187m³/h となる。

③MB-70 の仕様（図 3.4.3.2-2）より以下の仮定にて発電量を推算した。

・ 温水温度 $ 90^{\circ}C $ 、 温水量は $ 60m^{3}/h \times 3 $ 基 = 180m $ ^{3}/h $ とした

・冷却水量 120t/h、冷却水温度 30℃とした。

④下記 MB-70 スペックシートより、発電量は $ 41kW/台 \times 3 $ 基=123kW とした。

⑤100%空気ガス化、100%酸素・水蒸気ガス化時においても、同等の発電が可能とした。

冷却水量	120 [ton/h]	60 [ton/h]
温水量 [ton/h]	冷却水温度 [℃]	温水温度 [℃]
95	90	85	80	75	70	95	90	85	80	75	70
75	15	60	55	47	39	32	24	58	51	44	37	30	22
20	60	52	44	35	28	21	54	45	39	32	25	19
25	57	49	40	32	24	17	49	41	35	28	22	15
30	52	45	36	27	20	14	45	38	30	23	18	12
70	15	59	54	46	38	31	24	57	50	43	36	29	22
20	59	51	43	35	27	20	52	45	38	31	25	18
25	56	48	40	31	24	16	47	40	34	28	21	15
30	51	43	35	27	20	13	43	37	30	23	17	12
60	15	58	51	44	38	31	24	55	48	41	35	28	21
20	57	49	41	33	26	19	50	43	36	30	24	18
25	54	46	38	30	23	16	45	39	33	27	21	15
30	49	41	33	26	19	13	41	35	28	22	17	11
50	15	56	48	42	37	30	23	53	46	40	33	27	21
20	55	48	40	32	25	18	48	41	35	28	23	17
25	52	44	36	29	22	15	43	37	31	25	20	14
30	47	38	31	25	18	12	38	33	27	21	16	11
40	15	51	44	39	33	27	21	49	43	36	30	24	19
20	50	43	36	29	23	17	44	38	32	26	21	16
25	47	39	32	25	19	13	40	34	28	23	18	13
30	42	34	28	22	16	11	35	30	24	19	14	10
30	15	46	40	35	30	24	18	45	39	33	27	22	17
20	45	38	31	25	20	15	41	35	29	23	18	14
25	41	34	28	22	17	12	36	30	25	20	16	11
30	36	29	24	19	14	9	31	26	21	16	12	8
25	15	43	38	33	28	22	17	43	37	31	25	21	16
20	43	35	29	24	19	14	39	33	28	22	17	13
25	38	31	26	20	16	11	34	29	24	19	15	10
30	33	27	22	17	13	9	29	25	20	15	11	8

出典：

http://www.kobelco.co.jp/machinery/products/rotation/microbinary/files/mb_catalog.pdf

図 7 MB-70 発電量試算方法
## 研究発表

1）高効率発電を目指した廃棄物ガス化・改質技術の実証、神鋼環境ソシューション技報、Vol.9、No.2、2013
# 高効率発電を目指した廃棄物のガス化・改質技術の実証 Demonstration of Gasification and Reforming Technology of Waste for High Efficiency Electricity Generation

早川 諒 $ ^{*} $

Ryo Hayakawa

河合卓也 $ ^{*} $

Takuya Kawai

皆川公司 $ ^{*} $

Koji Minakawa

細田博之 $ ^{*} $

Hiroyuki Hosoda

エネルギー源の多様化や二酸化炭素発生量削減の要請から，廃棄物からのエネルギー回収，とりわけ廃棄物発電に期待が集まっている。欧州ではバイオマス発電や，従来よりも高い発電効率が期待されるガス化発電に対して固定価格買取制度など電力買取価格のインセンティブが運用されており，また日本国内においても，2012年7月から，バイオマス発電等で得られた再生可能エネルギーの固定価格買取制度が開始された。今後，国内外においてバイオマスや廃棄物の高効率発電に対するニーズがさらに高まることが予想される。当社では，このようなニーズに対応するため，流動床式ガス化炉とプラズマ式改質炉の組み合わせによる高効率ガス化発電プロセスを開発すべく，仏）EUROPLASMA社と共同で実証設備を建設し2012年10月から実証試験を開始した。本報では，実証設備の概要およびこれまでに得られた試験結果について報告する。

Feed-in tariff program has been adopted in European market that has expected to biomass generation or advanced gasification technology generating electricity with high efficiency. Feed-in tariff program has been also started in 2012 in Japan, the market of renewable energy at home and abroad will be expanded under this program. KOBELCO ECO-SOLUTIONS decided to get into the renewable energy market with fluidized gasification technology and plasma reforming technology. KOBELCO ECO-SOLUTIONS has started a demonstration test with EUROPLASMA from October 2012. This report shows a story behind of this development, demonstration program and results through demonstration test.

## Key Words :

廃棄物発電

Waste to energy

固定価格買取制度

流動床式ガス化

プラズマ式改質

ガスエンジン

Feed-in tariff

Fluidized bed gasification

Plasma reforming

Gas engine

【セールスポイント】

欧州および国内でニーズが高まっているバイオマスおよび廃棄物の高効率ガス化発電プロセスを提供する。
## まえがき

欧州では，地球温暖化防止の観点から廃棄物の埋立規制の強化が進んでおり，廃棄物の熱処理技術が求められる有望な市場として期待されている。特に，バイオマス発電や高効率発電が可能となるガス化発電に対する電力の固定価格買取制度などのインセンティブが整備され，今後，市場が拡大していくと予想され，また国内においても同様に固定価格買取制度が整備され，従来よりも高い発電効率が得られる技術が求められている。当社では，廃棄物やバイオマスのエネルギー回収プロセスのニーズが高まっている国内外において，高効率発電が可能となるガスエンジンを活用した発電プロセスの適用性を検討してきた。

ガスエンジンを活用するためには，その燃料となる生成ガス中のタールをある許容レベルまで低減しなければならない。タールの改質にはこれまで触媒方式や空気や酸素の吹込みによる部分酸化方式 $ ^{1} $ 等が用いられてきたが，触媒によるタールの分解技術はまだ実用段階になく，また部分酸化によるガス化改質を行うと，自らの熱量を消費して改質炉の温度を上げる必要があり，冷ガス効率が下がるというデメリットがある。そこで当社は，ガス化炉で生成したガスにプラズマを照射し，ガスに含まれるタールを改質することとした。プラズマ加熱による改質は，部分酸化方式と比較して，プロセス内に供給する空気（酸素）の量が極めて少ないため，得られる生成ガスの発熱量の低下が少ないという特長があり，ガスエンジンでの発電に有効な手段であると判断した。

当社は仏）EUROPLASMA 社と共同で処理規模 20 ton/d の実証施設を建設し，2012年10月から実証設備での実証試験を開始したところである。現在は，木材チップを使った試験によりプラントの基本性能の確認試験を行っている段階であるが，今後様々な対象物で試験を行いプロセスの最適化を進めていく予定である。

本報では，設備の概要およびこれまでに得られた試験の結果について報告する。

### 1. これまでの経緯

図1 に本開発の全体工程を示す。2010年度からプロセスの検討および実証設備の設計を開始した。その後，実証設備の建設工事および試運転を経て2012年10月から実証試験を開始した。

### 2. 高効率ガス化発電プロセスの概要

当社が想定している高効率ガス化発電プロセスのフロー図を図2に示す。廃棄物もしくはバイオマスを流動床式ガス化炉へ供給しガス化した後，後段のプラズマ式改質炉にて生成ガス中のタールを改質する。その後排ガス処理を行い，ガスエンジンに適し

項目	2010年度	2011年度	2012年度
プロセス検討
実証設備設計
建設工事
試運転
実証試験

図1 全体工程

図2 高効率ガス化発電プロセス フロー概略図
図3 実証設備プロセスフロー図

表1 実証設備の概要

定 格 能 力	800 kg/hr
対 象 物	RDF と木材チップの混合物
低位発熱量 18.3 MJ/kg
ガ ス 化 方 式	流動床式ガス化炉
改 質 方 式	空気プラズマ方式
ガス冷却方式	間接熱交換方式
ガス処理方式	バグフィルタ（薬剤吹込み）

表2 実証試験の目標値（第1ステップ）

夕一儿露点温度	40℃以下

た燃料ガスをガスエンジンに供給し発電を行うことで，従来のボイラータービン発電プロセスより高効率の発電を実現するものである。

### 3. 実証設備の概要

この高効率ガス化発電プロセスの実証を行うため，EUROPLASMA 社の R&D サイト（フランス，アキテーヌ地域圏モルセンクス）に実証設備を建設した。実証設備の概要を表1，プロセスフローを図3，設備の外観を写真1に示す。

### 4. 実証試験結果

## 1 ）目標値

本実証試験では，第1ステップとして，ガス化炉での安定したガス化運転と，ガスエンジンの安定運転の阻害要因になるタールの改質性能を確認するこ

写真1 実証設備外観

とを目標とした。当社が想定しているプロセスでは，ガス温度をガスエンジンの入口で40℃程度まで冷却する必要があるが，その時に生成ガス中に含まれるタールが凝縮してエンジン入口でトラブルが発生しないよう，露点温度を入口温度の40℃以下とすることを目標とした（表2）。

## 2 ）对象物

本実証試験においては，各種廃棄物やバイオマスなどの混合物を対象に試験を行うことを想定しているが，今回の試験では，まずは木材チップ（写真2）を原料として基本性能であるガス発熱量およびタールの改質性能について確認すべく試験を行った。試験に使用した木材チップの分析結果を表3に示す。今回の木材チップ単体の試験では，計画時よりも低い発熱量での運転となった。
表3 木材チップの分析結果

項目	單位
水分	%	24.1
灰分	dry%	0.38
揮発分	dry%	84.0
燃料比	-	0.2
低位発熱量	MJ/kg	13
C	dry%	51.55
H	dry%	7.08
N	dry%	0.04
O	dry%	40.73
S	dry%	0.01未満
Cl	dry%	0.01未満

写真2 木材チップ外観

## 3 ）運転結果

表4に主要な運転条件を示す。また，図4に温度のトレンド，図5にプラズマ式改質炉出口のガス組成のトレンドを示す。ガス化炉砂層温度，ガス化炉出口温度およびプラズマ式改質炉出口温度に大きな変動はなく安定した運転ができた。また，ガス組成についても変動はほとんどなく，安定にガスが得られることを確認した。今回は計画値よりも発熱量の低い木材チップを対象に試験を実施しているためガス中のCOやH_{2}の濃度がそれぞれ10％程度であるが，今後運転の最適化や発熱量の高い処理物での試験を行うことで，より高い発熱量のガスを得る計画である。

## 4 ）夕ール改質性能

次に本プロセスでのタール改質性能について述べる。写真3，写真4にガス化炉出口および，プラズマ式改質炉出口のタール採取ビンの様子を示す。タールはアルコールに吸収させる方法を用いて採取した。ガス化炉出口では，タールとともに生成ガスに含まれる灰やチャーなども採取されており，採取ビンのアルコールが黒もしくは黄色く着色されているのがわかる。一方，プラズマ式改質炉出口のものは透明であり，ほとんどタールが含まれていないことが伺えた。

タール濃度は，ガス化炉出口では約10 g/Nm $ ^{3} $ 程度存在していたが，プラズマ式改質後は0.6 g/Nm $ ^{3} $ まで減少しており，残存したタールの主成分はベンゼンおよびトルエンであることが確認できた。改質後のタールの露点温度は20 ℃，目標値の40 ℃以下であることが確認され，ガスエンジンに十分適用できる改質性能を有することが確認できた。

表 4 運転条件

処理量	木材チップ	800 kg/h
温度	ガス化炉砂層	700 ~ 750 ℃
ガス化炉出口	800 ~ 850 ℃
プラズマ式改質炉出口	1 000 ℃
運転空気比	ガス化炉	0.28 ~ 0.30
プラズマ式改質炉	0.35 ~ 0.45

図4 各所運転温度

図5 生成ガスのトレンド（プラズマ式改質炉出口）
写真3 ガス化炉出口でのタール採取ビン

## むすび

流動床式ガス化炉とプラズマ式改質炉の組み合せによる高効率ガス化発電プロセスを開発するための実証試験を開始した。まず，木材チップを使用した試験を行いガス化発電プロセスの基本性能を確認した。今後は，プロセスの最適化に向けた追加試験を継続するとともに，RDFや各種バイオマスなど多

写真4 プラズマ改質炉後でのタール採取ビン

様な処理物を対象に試験を行い，欧州のみならず，国内のニーズにも適合した高効率ガス化発電プロセスを完成させる予定である。

## [参考文献]

1）財団法人工ネルギ総合工学研究所ほか：高効率廃棄物ガス変換発電技術開発 平成15年度報告書（2003），pp.125-170
【3K122107】防災・減災を志向した分散型浄化槽システムの構築に関する研究

(H24～H25；累計交付額 23,677 千円)

蛻江 美孝（(独)国立環境研究所）

### 1. 研究開発目的

本研究では、東日本大震災での被害・復旧状況を踏まえ、ハード面でのアプローチとして、浄化槽の耐震構造・施工方法に関する実験・調査研究を行い、耐震型浄化槽の構造・施工方法の確立とともに、従来基準の無かった浄化槽の耐震評価基準の策定を目的として検討を行った。また、災害時にも水洗トイレを使用可能とすることを主目的としつつ、水・熱・電気の総合効率向上を目指した避難所仕様の自立型浄化槽システムの開発・設計を目的として、仕様の整理および実験的検討を行った。ソフト面でのアプローチとしては、GISを活用することで、平常時および被災時の情報収集・整理の考え方を整理しつつ、災害時の効率的なし尿・汚泥の収集・運搬体制の構築のためのモデルシミュレーションを構築することを目的とした。これらを踏まえ、災害時の復旧・復興を考慮した社会インフラとしての汚水処理施設整備効果の評価指標の確立を目的として検討を行った。

## 2 ．本研究により得られた主な成果

## (1) 科学的意義

浄化槽の型式別の被害状況の詳細解析やモデル試験等により、浄化槽の構造・施工方法と浮上・破損等の被害の関係性を見いだすことができた。また、水および電気エネルギーの基幹供給から自立した浄化槽システムの開発を行い、汚泥減容化や腐敗性有機物の適正処理など、熱需要源としての浄化槽の可能性を示した。し尿・汚泥の収集運搬については、岩手県のネットワーク図を作成し、被災時の収集輸送の最適化シミュレーションとして、線形計画法、混合整数計画法に基づいた輸送計画モデルの提案を行うことができた。

## (2) 得られた成果の実用化

災害対応型の浄化槽の構造・施工方法は、メーカーを含めた研究開発体制を構築・支援することにより、本研究で得られる基盤的知見を基に実大試験やモデル実証を行うことで実用化が可能である。避難所仕様の自立型浄化槽は、モデル実証を行うとともに、災害対応としての費用補助などの普及支援制度が重要と考えられる。GISを活用した情報把握と復旧支援システムは、浄化槽台帳の整備事業や災害時の協力協定等と併せて実用化に向けた関係者の議論を深める機会が重要と考えられる。

## (3) 社会への貢献の見込み
浄化槽の耐震性評価の方法・基準については、浄化槽の性能評価機関である（一財）日本建築センターにおいて、耐震性評価をFRP評定の一環として位置づけて実施していく見通しとなっている。評価方法が確立した際には、国際基準化も含めた耐震型の浄化槽の普及促進により、災害時の被害を軽減できることが期待される。

また、災害対応を含めた汚水処理施設整備の評価については、評価指標・方法を詰めていくことで、今後の防災計画や都道府県構想等において参考となることが考えられる。

### 3. 委員の指摘及び提言概要

研究者を配置して多方面から検討し一定の成果を上げているが、その成果は平凡である。また震災時の浄化槽の機能とその改善を調査することは必要ではあるが、「浄化槽処理水をトイレ洗浄水（中水）として利用するために膜分離法を選定したこと」は、震災対応の緊急性と柔軟性から見て課題であり、環境研究総合推進費として再吟味が必要である。

### 4. 評点

総合評点：B
課題名 5RFb-1201 マグネシウム化合物を吸着剤として利用するほう素、ふつ素の処理技術の開発

課題代表者名 ___ 隼田 知人

(东北大学大学院工学研究科应用化学専攻准教授)

研究实施期间 平成24～26年度

累計予算額 15,045 千円（うち 26 年度 3,540 千円）

予算額は、間接経費を含む。

本研究のキーワード

マグネシウム-アルミニウム系層状複水酸化物、マグネシウム-アルミニウム酸化物、マグネシウム酸化物、ほう素、ふつ素

研究体制

マグネシウム化合物を吸着剤として利用するほう素、ふつ素の処理技術の開発

(東北大學大學院工学研究科)

## 研究概要

### 1. はじめに(研究背景等)

現在、ほう素の処理技術として、Al塩とCa(OH) $ _{2} $ を併用し、溶液中のほう素を吸着あるいは反応除去させる凝集沈殿法が試みられているが、ほう素を1mg/l 現在、ほう素の処理技術として、Al塩とCa(OH) $ _{2} $ を併用し、溶液中のほう素を吸着あるいは反応除去させる凝集沈殿法が試みられているが、ほう素を1mg/l 程度まで除去するには多量の薬剤を要し、スラッジ発生量も大量となる側面がある。ほう素選択吸収樹脂を用いるイオン交換処理法では、ほう素を1mg/l 以下まで処理でき、樹脂の再生も可能であるが再生曠液の処理が必要となる。溶媒抽出法は、水溶液中のほう素をほう酸やほう酸ソーダの形で回収できる点では魅力的であるが、使用する抽出剤の溶解による有機汚染の問題がある。現在、これらの方法の組み合わせでほう素処理が試みられているが実用化例が少なく、開発・改良が急がれている。

一方、ふつ素の処理技術としてふっ化カルシウム法が用いられており、反応pH7が最適である。実際のカルシウム必要量は理論当量以上になるが、この方法ではpHや反応時間を最適条件に調整した場合でも、処理水中に10～20mg/L程度のふっ素が残留する。理論溶解度ではふっ素8mg/Lであるが、カルシウム塩をかなり過剰に加えても、実際にはふっ素10mg/L以下にすることは困難である。この原因は、沈殿しにくいコロイド状CaF $ _{2} $ が生成するためと考えられる。また、原水のふっ素濃度が低くなるとCaF $ _{2} $ の沈殿が生成しにくい傾向にあるため、ふっ素30～50mg/L以上の排水にしか適用できない。また、排水基準であるふっ素8mg/L以下に処理することは困難なため、さら

ほう素排水の処理技術と問題点

ほう素は、医薬品、化粧品、石鹸、ガラス、陶器、ホウロウ、電気メッキなどの製造工場排水やゴミ焼却場洗煙排水、埋立処分場排水、石炭火力排煙脱硫排水などに含まれている。

ほう酸( $ H_{3}BO_{3} $ )は、ふっ化水素酸(HF)と反応してフルオロほう酸( $ HBF_{4} $ )に変化する。

現在の処理方法と問題点

1) 凝集沈殿法・フルオロほう酸は通常の凝集沈殿では除去できない

AI塩·Ca(OH) $ _{2} $ 併用法

2) イオン交換処理法

→ 多量の薬剤を要し、スラッジ発生量も大量となる

ほう素選択吸収樹脂が開発され最も実用的

3) 溶媒抽出法

再生液処理のため凝集沈殿処理が必要

水溶液中のほう素をほう酸やほう酸ソーダの形で回収できる

使用する抽出剤の溶解による有機汚染の問題

ほう素排水処理技術の新規開発が急がれている

ふつ素排水の処理技術と問題点

ふつ素は、電子工業、ガラス加工工業、エッチング工程で多量に使用され、これらの工場から排出される排水に含まれる。

現在の処理方法と問題点

## 1 ) 難溶性塩凝集沈殿法

①ふっ化カルシウム法

- 中和剤を兼ねて、Ca(OH) $ _{2} $ を添加

- pH7付近が最適

②水酸化物共沈法

コロイド状CaF_{2}が生成するため、理論溶解度(8mg/L)達成困難

(①と併せて2段目に採用)

- ふつ素30～50 mg/L以上の排水にしか適用できない

- 高度処理目的：AI塩添加法

水酸化アルミニウムのフロックにふつ化物イオンを吸着・共沈、最適pH6～7、多量のAI塩が必要→スラッジ発生量大

## 2 ) 吸着法

・ふつ素吸着樹脂の適用 → 従来、樹脂は高度処理のために使用されるものであるため高価であり、高濃度の排水処理には実用的ではない

種々の初濃度に対応したふつ素排水処理技術の新規開発が望まれている

に高度処理が必要である。従って、種々の初濃度のふっ素排水を処理することができ、且つ低濃度までふっ素を除去することができる新しい方法が望まれている。

### 2. 研究開発目的
## 3 ) MgO

五口丸底フラスコに100 mg-B/Lのホウ酸水溶液を入れ、30℃、300rpmで攪拌しながら、マグネシウムとほう素のモル比(Mg/B)が10、20、30、50となるようにMgOを添加した。速度論解析については、ねじロ三角フラスコに、ホウ酸水溶液を20 mL入れ、MgOを0.3728 g(Mg/B=50)投入し、10℃、30℃、60℃に設定した振とう機に設置し、150 rpmで振とうした。平衡論解析については、ねじロ三角フラスコに、ホウ酸水溶液を20 mL入れ、MgOを0.20 g投入し、10℃、30℃、40℃、60℃に設定した振とう機に設置し、150 rpmで一週間振とうした。ほう素の脱着は下記に示す手順により行なった。ほう素除去実験はMg/B=50、30℃、48hとして行い、攪拌終了後のほう素水溶液をろ過することで得られた固体を、40℃で減圧乾燥して用いた。ねじロ三角フラスコに、水酸化ナトリウム水溶液を20mL入れ、ほう素除去実験後のMgOを0.10 g投入し、30℃に設定した振とう機に設置し、150 rpmで振とうした。また、再生MgOによるほう素除去実験を行った。投入するMgOは、水酸化ナトリウム溶液濃度1 mol/L、48min、30℃の条件で脱着を行ったMgOとした。投入MgO量はMg/B=50とした。

ろ液中のほう素濃度は、ICP-AESにより定量した。反応後の生成物はXRDにより解析した。

## (2) ふつ素の処理

## 1 ) LDH

水溶液中でふっ素はフッ化物イオン(F⁻)の形態で存在することから、以下の反応式に従って、フッ化物イオンを捕捉すると考えられる。

$$ \mathsf{Mg}_{1-x}\mathsf{Al}_{x}(\mathsf{OH})_{2}\mathsf{A}_{x/n}+x\mathsf{F}^{-}\Leftrightarrow\mathsf{Mg}_{1-x}\mathsf{Al}_{x}(\mathsf{OH})_{2}(\mathsf{F})_{x}+x/n\mathsf{A}^{n-} $$

実験はフッ化ナトリウム水溶液を用いて、(1)の1)と同様に行った。

## 2 ) LDO

LDOによるふっ素の除去は以下の式で表される。以下の式から化学量論比を設定した。

$$ \mathrm{Mg_{1-x}Al_{x}O_{1+\frac{x}{2}}+\mathrm{xF^{-}}+\left(1+\frac{\mathrm{x}}{2}\right)H_{2}O\rightarrow Mg_{1-x}Al_{x}(OH)_{2}(F^{-})_{x}+xOH^{-}}\quad(x=0.2,0.33) $$

実験はフッ化ナトリウム水溶液を用いて、(1)の2)と同様に行った。

## 3 ) MgO

実験はフッ化ナトリウム水溶液を用いて、（1）の3）と同様に行った。ただし、ふつ素の脱着実験は以下の手順で行った。ふつ素除去実験はMg/F=10、30℃、48hとして行い、攪拌終了後のふつ素水溶液をろ過することで得られた固体を、40℃で減圧乾燥して用いた。ねじロ三角フラスコに、水酸化ナトリウム水溶液を20mL入れ、ふつ素除去実験後のMgOを0.10 g投入し、30℃に設定した振とう機に設置し、150 rpmで振とうした。また、再生MgOによるふつ素除去実験を行った。投入するMgOは、水酸化ナトリウム溶液濃度1 mol/L、48min、30℃の条件で脱着を行ったMgOとした。投入MgO量はMg/F=10とした。

ろ液中のふっ素濃度は、イオンクロマトグラフにより定量した。反応後の生成物はXRDにより解析した。

## (3) 実排水の処理

実際の廃水では共存アニオンに加えて浮遊物質や有機物などを含んでおり、処理が阻害される可能性がある。そこで本項では実際の温泉排水を用いて、ほう素の処理を検討した。ねじロ三角フラスコに温泉排水を20 mL入れ、LDH(NO_{3}型,Mg/Al=2)もしくはLDO(Mg/Al=2)、硫酸バンド+消石灰を投入した。三角フラスコを30℃に設定した振とう機に設置し、150 rpmで2 h、LDOでは8h振とうした。ただし、硫酸バンドと消石灰の混合比はCa/Al=5.0としたものを用い、LDHの場合には1mol/L NaOHにより初期pHを10とした実廃水についても実験を行った。ろ液は、ICP-AES及びイオンクロマトグラフィーによりほう素及び各種イオンを定量した。

### 4. 結果及び考察

## (1) ほう素の処理

## 1 ) LDH
使用LDH及び初期pHの影響を検討した結果、NO_{3}型LDH(Mg/Al=2)、初期pH10で最も高い除去率となった。Mg/Al=4よりもMg/Al=2で高い除去率を示したのは、Al^{3+}の置換が多くホスト層の正電荷が大きいためであると考えた。またCl型よりもNO_{3}型で高い除去率となったのは、NO_{3}^{-}は電荷密度が小さく、アニオン交換が起こりやすいためである。pH10で最大除去率となったのは、ほう素がpH9.2以上でアニオン態として安定であり、且つ高pHではOH^{-}の存在量が増え、競合するためであると考えた。以下、実験は除去率の高いNO_{3}型及びCl型LDH(Mg/Al=2)を用い、初期pHを10とした。ほう素除去に及ぼす化学量論量の影響を検討した結果、10 minでNO_{3}型は量論量3で96.6%、Cl型は量論量5で91.0%のほう素が除去された。これらの条件下で、残存ホウ素濃度はそれぞれ3.4 mg-B/L、9.0 mg-B/Lとなり、短時間でほう素排水基準を達成できた。ほう素の吸着は擬二次速度式に一致した。反応速度定数は温度とともに微増し、NO_{3}型で大きくなった。またアレニウスの式から求めた活性化工ネルギーはNO_{3}型、Cl型でそれぞれ17.1、10.5 kJ/molとなり、この反応が化学吸着に分類されることを確認した。共存アニオン存在下では、共存アニオンがほう素と競合するため、ほう素除去率が低下した。またSO_{4}^{2-}は電荷密度が大きく、インターカレートされ易いため、除去率が大きく低下したと考えた。NaNO_{3}、NaCl濃度のほう素脱着率に及ぼす影響を検討した結果、再生液濃度の上昇に伴い脱着率も上昇し、濃度3 mol/LでNO_{3}型では87.2%、Cl型では98.8%の脱着が可能であった。Cl^{-}はNO_{3}^{-}よりも電荷密度が大きく、脱着が起こり易かったと考えた。図(1)-1にMg-Al LDHを利用するほう素処理プロセスを示す。本研究項目から得られた最適条件をまとめると、図のようになり、循環プロセス構築の可能性が示された。

## 2 ) LDO

共沈法により作成したMg-Al LDHを仮焼LMg-Al酸化物を作成し、ほう素除去実験を行った。ほう素の除去は$\mathrm{LDO}(\mathrm{Mg}/\mathrm{Al}=2)$でよい除去特性を示した。$\mathrm{LDO}(\mathrm{Mg}/\mathrm{Al}=2)$においてほう素濃度は化学量論比2、480 minで3.6 mg/Lとなり、ほう素一律排水基準(10mg/L)が達成された。LDOを用いることでほう素の濃度基準を達成できることを確認した。反応速度解析から吸着は化学吸着であり、ホウ酸イオンが吸着する過程が律速反応となる。平衡論的解析の結果より、$\mathrm{B(OH)_4^{-}}$は再水和により生じた層間の吸

図(1)-2 Mg-Al酸化物を利用するほう素処理プロセス

着サイトに1対1でインターカレートされ、吸着除去されたと考えた。また、共存アニオンによりほう素のインターカレートが阻害されることも分かった。脱着はLDO(Mg/Al=2)では炭酸ナトリウム水溶液濃度0.05mol/L、2hで90.5%であった。再生利用はLDH層間のほう素の残存及びLDH構造の崩壊による除去性能の低下が見られた。しかしながら、再生LDOを用いることでほう素を除去でき、LDOの循環利用が可能であった。図(1)-2にMg-Al酸化物を利用するほう素処理プロセスを示す。本研究項目から得られた最適条件をまとめると、図のようになり、循環プロセス構築の可能性が示された。

## 3 ) MgO

MgOによるほう素除去に及ぼす投入量の影響を検討した結果、Mg/B=50かつ48時間で91.0.%のほう素が除去
された。残存ホウ素濃度は9.0 mg-B/Lとなり、ほう素排水基準を達成できた。ほう素の吸着は擬一次速度式に一致した。反応速度定数は温度とともに微増し、またアレニウスの式から求めた活性化工ネルギーは73.4 kJ/molとなり、この反応が化学吸着に分類されることを確認した。NaOH濃度のほう素脱着率に及ぼす影響を検討した結果、再生液濃度の上昇に伴い脱着率も上昇し、濃度1 mol/Lで70.3%の脱着が可能であった。pHが高い方が表面水酸基は負に帯電し、脱着が起こり易かったと考えた。図(1)-3にMgOを利用するほう素処理プロセスを示す。本研究項目から得られた最適条件をまとめると、図のようになり、循環プロセス構築の可能性が示された。

表(1)-1にほう素排水1m³当たりにおける処理コスト概算、表(1)-2に現行法に対する処理コスト、汚泥生成量の比較を示す。ただし、MgOは吸着に長い時間を要するため試算しなかった。Mg-Al LDH及びMg-Al酸化物の方が硫酸バンド法よりも処理コスト、汚泥生成量が少ない。1回再生の場合ではあるが、再生した場合、さらに処理コスト、汚泥生成量が少なくなる。

## (2) ふつ素の処理

## 1 ) LDH

ふつ素除去率の経時変化を検討した結果、化学量論量1倍ではCl型よりもNO_{3}型の方が高い除去率を示し、また投入するLDH量の増大に伴い除去率は増加した。これはNO_{3}^{-}がCl^{-}よりもLDH層間で不安定性であり、容易にアニオン交換が起こるためである。NO_{3}型、Cl型いずれも反応速度式は擬二次速度式に一致した。反応速度定数から算出した活性化工ネルギーはNO_{3}型で24.2、Cl型で11.8 kJ/molとなり、この反応が化学吸着に分類されることを確認した。吸着等温線

$$ \mathbf{M g O} $$

表(1)-1 ほう素排水(模擬排水)1m³当たりにおける処理コスト概算

$ H_{3}BO_{3} $ +蒸馏水 ※薬剤費 $ ^{1)} $ 及び污泥の埋立費用 $ ^{1)} $ のみを仮定 1)NECファシリティーズ株式会社化学装置, 8, 68 (2010)

Mg-Al LDH	再生Mg-Al LDH	Mg-Al酸化物	再生Mg-Al酸化物	硫/N法1)
原水B濃度mg/L	100	100	100	100	50.6
処理B濃度mg/L	4.9	(4.9)	3.6	(3.6)	1.3
(費用/円)	量論2,120 min	LDH性能低下、最適案件考慮	量論2,480 min	Mg-Al酸化物性能低下、最適案件考慮
LDH(150円/kg)	660
LDO(420円/kg)	1008	83(傾焼費)
苛性ソーダ(20円/kg)
硫酸/Nド(25円/kg)	459
石灰乳(20円/kg)	1209
硝酸ナトリウム(4円/kg)	1080
炭酸ナトリウム(10円/kg)	46
污泥埋立費用(30円/kg)	423	0	340	0	756
処理コスト/円	1083	1080	1348	129	2424
污泥生成量/kg	14.1	0	11.3	0	25.2

表(1)-2 現行法に対する処理コスト、汚泥生成量の比較

ほう素処理 現行法(硫酸バンド法)に対して

処理コスト(薬剤費+汚泥埋立費)	汚泥生成量
Mg-Al LDH	0.45倍	0.56倍
再生Mg-Al LDH	0.45倍	0倍
Mg-Al酸化物	0.56倍	0.45倍
再生Mg-Al酸化物	0.05倍	0倍

Mg-Al LDH及びMg-Al酸化物の方が硫酸バンド法よりも処理コスト、污泥生成量が少ない。再生した場合、さらに処理コスト、污泥生成量が少なくなる。
は、NO_{3}、Cl型ともにLangmuir式に一致した。飽和吸着量q_{m}[mmol/L]はNO_{3}型で3.30、Cl型で3.22 mmol/Lとなった。また、60minにおいてNO_{3}型では化学量論量3で94.8%、Cl型では化学量論量5で96.1%除去できた。この時、残存ふつ素濃度は5.2、3.9 mg/Lとなりいずれもふつ素排水基準を達成した。図(2)-1にMg-Al LDHを利用するふつ素処理プロセスを示す。本研究項目から得られた最適条件をまとめると、図のようになり、循環プロセス構築の可能性が示された。

## 2 ) LDO

Mg-Al 酸化物を用い、ふつ素除去実験を行った。LDO(Mg/Al=2)においてふつ素濃度は化学量論比5、480 minにおいて6.3 mg/Lとなり、ふつ素一律排水基準(8 mg/L)を達成した。LDOを用いることでふつ素の濃度基準を達成できることを確認した。反応速度解析から吸着は化学吸着であり、フッ化物イオンが吸着する過程が律速反応となる。平衡論的解析の結果より、F^{-1}は再水和により生じた層間の吸着サイトに1対1でインターカレートされ、吸着除去されたと考えた。また、共存アニオンによりふつ素のインターカレート

図(2)-2 Mg-Al酸化物を利用するふつ素処理プロセス

トが阻害されることも分かった。脱着はLDO(Mg/Al=2)では炭酸ナトリウム水溶液濃度1 mol/L、120 minで96.1％であった。再生利用はLDH層間のふつ素の残存及びLDH構造の崩壊による除去性能の低下が見られた。しかしながら、再生LDOを用いることでふつ素を除去でき、LDOの循環利用が可能であった。図(2)-2にMg-Al酸化物を利用するふつ素処理プロセスを示す。本研究項目から得られた最適条件をまとめると、図のようになり、循環プロセス構築の可能性が示された。

## 3 ) MgO

MgOによるふつ素除去に及ぼす投入量の影響を検討した結果、Mg/F=10かつ48時間で94.2%のふつ素が除去された。残存ふつ素濃度は5.81 mg-F/Lとなり、ふつ素排水基準を達成できた。ふつ素の吸着は擬一次速度式に一致した。反応速度定数は温度とともに微増し、またアレニウスの式から求めた活性化工ネルギーは70.7 kJ/molとなり、この反応が化学吸着に分類されることを確認した。NaOHによるふつ素脱着率に及ぼす再生時間の影響を検討した結果、濃度1 mol/Lで27.1%の脱着が可能であった。pHが高い方が表面水酸基は負に

带電し、脱着が起こり易かったと考えた。図(2)-3にMgOを利用するふつ素処理プロセスを示す。本研究項目から得られた最適条件をまとめると、図のようになり、循環プロセス構築の可能性が示された。表(2)-1にふつ素排水1m³当たりにおける処理コスト概算、表(2)-2に現行法に対する処理コスト、汚泥生成量の比較を示す。ただし、MgOは吸着に長い時間を要するため試算しなかった。Mg-Al LDH及びMg-Al酸化物の方が、再生した場合（1回再生の場合ではあるが）も含め、CaF₂+硫酸バンド法よりも処理コストは高く、汚泥生成量が少ない。
表(2)-1 ふつ素排水(模擬排水)1m³当たりにおける処理コスト概算

NaF+蒸留水 ※薬剤費 $ ^{1)} $ 及び污泥の埋立費用 $ ^{1)} $ のみを仮定 1)NECファシリティーズ株式会社化学装置, 8, 68 (2010)

Mg-Al LDH	再生Mg-Al LDH	Mg-Al酸化物	再生Mg-Al酸化物	CaF2+硫/汽法1)
原水F濃度mg/L	100	100	100	100	107
処理F濃度mg/L	6.6	(6.6)	6.2	(6.2)	7.0
(費用/円)	量論3,120 min	LDH性能低下、最適条件考慮	量論5,480 min	Mg-Al酸化物性能低下、最適条件考慮
LDH(150円/kg)	525
LDO(420円/kg)	1428	1566(饭焼費)
苛性ソーダ(20円/kg)
硫酸バンド(25円/kg)	75
石灰乳(20円/kg)	60
硝酸ナトリウム(4円/kg)	1100
炭酸ナトリウム(10円/kg)	870
污泥埋立費用(30円/kg)	330	0	483	0	516
処理コスト/円	855	1100	1911	2436	651
污泥生成量/kg	11.0	0	16.1	0	17.2

表(2)-2 現行法に対する処理コスト、汚泥生成量の比較

ふつ素処理 現行法 $ CaF_{2}+硫酸バンド法 $ に対して

処理コスト(薬剤費+汚泥埋立費)	汚泥生成量
Mg-Al LDH	1.31倍	0.64倍
再生Mg-Al LDH	1.69倍	0倍
Mg-Al酸化物	2.94倍	0.94倍
再生Mg-Al酸化物	3.74倍	0倍

Mg-Al LDH及びMg-Al酸化物の方が、再生した場合も含め、CaF_{2}+硫酸バンド法よりも

処理コストは高く、汚泥生成量が少ない。

## (3) 実排水の処理

温泉排水には、B 450 mg/L、Cl 3360 mg/L、SO₄ 56.7 mg/L含まれている。ほう素濃度は全ての吸着剤で投入量の増加とともに減少した。LDHでは初期pHを10とすることでほう素除去量が増加した。これは平衡時のpHが上昇することで多くのほう酸がアニオンとして存在し、層間へのインターカレートが容易に起こるためである。LDOでは投入量の増加とともに再水和により生成するOH⁻が増加し、ほう素のインターカレートを阻害する。そのため、LDOでは低い投入量の際に最もよい除去性能を示したが、投入量の増加につれて他の吸着剤よりも低いほう素吸着量となったと考えた。温泉排水は塩化物イオンを大量に含有しており、LDH及びLDOではホウ素と競合し、インターカレートされるため、投入量の増加とともに塩化物イオン濃度の減少が見られた。一方、硫酸バンド法ではほう素は塩化物イオンと競合しないため、塩化物イオン濃度はほぼ変化しなかった。硫酸イオンは電荷密度が大きく、LDH及びLDOによって優先的に除去された。実験後のX線回折より、何れの実験後LDHにおいてもHydrotalcite構造は保持しており、反応前後での構造の大きな変化がないことを確認した。また実験後LDOにお

## いてもHydrotalcite構造を有しており

再水和反応により構造の再生が起こっていることを確認した。表(3)-1にほう素排水（温泉排水）1m³当たりにおける処理コスト概算を示す。1回再生の場合ではあるが、再生Mg-Al酸化物が、処理コストは最も低く、污泥生成量も最も少なかった。表(3)-2に、温泉排水処理プロセスを示す。従来法では、污泥は廃棄処分されるが、Mg-Al酸化物法では、污

表(3)-1 ほう素排水(温泉排水)1m $ ^{3} $ 当たりにおける処理コスト概算

温泉排水 ※薬剤費 $ ^{1)} $ 及び汚泥の埋立費用 $ ^{1)} $ のみを仮定 1)NECファシリティーズ株式会社化学装置, 8.68 (2010)

Mg-Al LDH	再生Mg-Al LDH	Mg-Al酸化物	再生Mg-Al酸化物	硫/汽法1)
原水B濃度mg/L	450	450	450	450	450
处理B濃度mg/L	11.1	(11.1)	25.8	(25.8)	4.6
(費用/円)	p.11c.f.LDH性能低下
最適条件考慮	p.13c.f.LDH性能低下
最適条件考慮
LDH(150円/kg)	15000
LDO(420円/kg)	42000	3420(仮焼費)
苛性ソーダ(20円/kg)
硫酸バンド(25円/kg)	508
石灰乳(20円/kg)	594
硝酸ナトリウム(4円/kg)	24476
炭酸ナトリウム(10円/kg)	1900
污泥埋立費用(30円/kg)	9630	0	14160	0	5220
処理コスト/円	24630	24476	56160	5320	6322
污泥生成量/kg	321	0	472	0 最もよい	174
泥（ほう素含有Mg-Al LDH）を再生処理するため廃棄物を発生させずに、Mg-Al酸化物の循環利用を図ることができる。

従来法

表(3)-2 温泉排水処理プロセス

### 5. 本研究により得られた主な成果

## (1) 科学的意義

本研究では、経済的に安価で、処理後に大量のスラッジが生成しない、マグネシウム化合物を吸着剤として、ほう素及びふつ素の処理に適用するプロセスを開発する。具体的には、Mg-Al系層状複水酸化物（LDH）、Mg-Al酸化物（LDO）、及びMgOによる、ほう素及びふつ素の処理技術の開発を行った。また、得られた反応について速度論的、平衡論的解析を行った。さらに、マグネシウム化合物の循環利用の実現可能性を検討するため、マグネシウム化合物からのほう素及びふつ素の脱着、及び再生後のマグネシウム化合物を用いたほう素及びふつ素の除去実験を行った。最後に、マグネシウム化合物を利用した実排水の処理を検討した。

種々のマグネシウム化合物で、ほう素及びふつ素を水溶液から除去することができた。それぞれの場合において、排水基準以下を満たすために必要な最適条件を見出した。平衡論的解析によって、ほう素及びふつ素吸着はLangmuir型に一致することがわかった。また、速度論的解析によって、反応初期は擬一次及び二次式で表されることがわかった。また、反応が化学吸着に分類されることを確認した。さらに、ほう素及びふつ素を吸着したマグネシウム化合物からのほう素及びふつ素の脱着、そしてマグネシウム化合物が吸着剤として再利用可能であることを見出した。また、得られたデータを用いて処理コストを概算し、従来法よりもマグネシウム化合物が有用であることを明らかにした。さらに、ほう素含有温泉排水の処理を行い、Mg-Al酸化物の循環利用プロセスが有用であることを提案した。

## (2) 環境政策への貢献

## ＜行政が既に活用した成果＞

該当なし。

## ＜行政が活用することが見込まれる成果＞

本研究成果は、水質汚濁防止法に基づく排水規制の対象となっている、ほう素及びふっ素について排水基準を満たすための経済的な処理技術の開発に貢献することができる。

現在、ほう素の処理技術として、Al塩とCa(OH) $ _{2} $ を併用する凝集沈殿法が行われているが、ほう素の排水基準を満たすためには多量の薬剤を要し、スラッジ発生量も大量となる側面がある。ほう素選択吸収樹脂を用いるイオン交換処理法、溶媒抽出法も検討されているが、高価であることや環境二次汚染の問題もあり実用的ではない。一方、ふつ素は含有排水にCa化合物を添加してCaF $ _{2} $ として沈殿処理するが、残留濃度を下げるためにさらにAl塩を添加する水酸化物共沈法による高度処理を行う。しかし、この方法もやはり多量の薬剤を要し、低濃度のふつ素で汚染された極めて大量のスラッジの生成という問題を抱える。ふつ素吸着樹脂が開発されているが、従来樹脂は高度処理のために使用されるものであるため高価であり、また高濃度の排水処理には実用的ではない。

本研究では、マグネシウム化合物を吸着剤として利用する吸着法を開発するため、凝集沈殿法と異なり多量の薬剤が必要とならず、吸着剤を循環利用できるメリットもある。ほう素やふつ素を吸着したマグネシウム化合物を最終処分する場合においても、凝集沈殿法に比べスラッジ発生量の低減が期待できる。ほう素処理のための