Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
(1), (2)式を用いて算出した混合物の凝固温度と実測値を併せてプロットしたグラフを図2-2-9および10に示す. なお, 固体成分がパルミチン酸の系とトリパルミチンの系でプロットするグラフを区別した.

図2-2-9 UNIFACモデルによるパルミチン酸+トリグリセリトもしくは脂肪酸の SLE.

白いキーが凝固点，黒いきーが共晶点 ☐，☑ = オレイン酸；☐，☑ = トリオレイン；△，▲ = リノール酸 ☐，♦ = トリリノレイン．線は計算値で，太い実線：オレイン酸，細い実線：トリオレイン，破線：リノール酸，点線：トリリノレイン

図 2-2-10 UNIFAC モデルによるトリパルミチン + トリグリセリトもしくは脂肪酸の SLE.

白いキーが凝固点，黒いきーが共晶点 ☐，☑ = オレイン酸；☐，☑ = トリオレイン；△，▲ = リノール酸 ◇，◆ = トリリノレイン．線は計算値で，太い実線：オレイン酸，細い実線：トリオレイン，破線：リノール酸，点線：トリリノレイン

図 2-2-9 と 10 より，パルミチン酸系とトリパルミチン酸系の両方で良好な計算結果が得られた．これより，(1)式および(2)式を用いることで，飽和脂肪酸および不飽和脂肪酸から構成される任意濃度の2成分系混合物の凝固温度を推測できることが分かった．

固体成分の濃度が低い領域では計算値と実測値において若干のずれが見られるが，全体として見れば，成分の違いによる凝固温度の変化はUNIFACモデルによって十分な精度で再現できていると考えられる.

今回は簡便のため2成分系のモデル物質を研究対象としたが,3つ以上の成分を含む混合物のモデル化については今後の検討課題としたい.

#### 2.3. 廃油脂類の融解特性に対する水分の影響

実際の廃油脂類では，モデル廃食油と比べて多くの水を含んでいる．本来，あまり水は油と混ざり合わないが，遊離脂肪酸の場合は相溶性の向上があるかもしれない．そこで，UNIFAC モデル $ ^{1} $ を利用して，廃油脂類に対する水の溶解度を検討した．

まず，廃食油に対する水の溶解度を，パルミチン酸＋トリオレインの2成分系モデル混合物で計算した．図2-2-11は，この2成分系廃食油中の遊離脂肪酸のパルミチン酸の濃度と水の溶解度の関係を示す．トリオレインよりもパルミチン酸は融点が高いが，溶液中に溶解しているパルミチン酸が多くなれば，水も良く混ざるようになることが示唆された．
しかし，水の溶解度は多くてもモル分率で0.6%程度であることがわかった。

次に，廃油脂類，特に，グリースに関しては，回収の際に水が比較的多量に含まれるため，廃油脂類に含まれる水分が融解特性に及ぼす影響について検討した．実験では，パルミチン酸＋トリオレインのモデル廃油脂類と水を70℃で接触させて液々平衡に達した油相を取り出して，その混合物のDSC分析を行った．図2-2-12にパルミチン酸＋トリオレイン系の2成分系の固液平衡と水と飽和したパルミチン酸＋トリオレイン系の3成分系の固液平衡を示す．

図 2-2-11 パルミチン酸＋トリオレイン系の廃食油に対する水の溶解度(40℃)

図2-2-12 パルミチン酸＋トリオレイン系の SLE と水の影響

パルミチン酸が多い混合物では若干の凝固点の降下が観察されたが，逆にパルミチン酸の少ない混合物では若干の凝固点の上昇が観察された．いずれも，水分の影響はほとんどないと考えてよいが，これは廃食用油に水分がほとんど溶解しないためでもある．しかし，パルミチン酸が少ない原料では，凝固点が大きく上昇する場合もあり得ると考えられる．

図 2-2-13 UNIFAC モデルによるパルミチン酸＋トリオレイン系の SLE と水の影響の推算
このような固液平衡の融解特性に影響する水分量との定量的な関係を UNIFAC モデルで推算した結果を図 2-2-13 に示す．図 2-2-12 で示した水分の影響を UNIFAC モデルでも良好に予想できることがわかった．つまり，水を多く含む場合，凝固温度が高くない廃油脂類，つまり，常温固体成分含有量が低い廃油脂類では凝固温度が若干高くなり，凝固温度の高い廃油脂類（常温固体成分含有量が高い廃油脂類）では凝固温度が若干低くなることがわかった．加温処理が必要なのは後者の廃油脂類であることから，加温処理には特に障害にならないことが示唆された．

#### 2.4. 融解熱の測定

パルミチン酸を含む2成分系の熱量を表2-2-5に，トリパルミチンを含む2成分系の熱量を表2-2-6に示す．ほとんどの2成分系で常温固体成分の組成が大きくなると全体の熱量も増加することがわかった．しかし，パルミチン酸＋トリリノレイン系だけは，温度が低いが，熱量はトリリノレインが多いほど大きくなった．

表 2-2-5 パルミチン酸（palmitic acid）混合物の熱量

Palmitic acid + Oleic acid	Palmitic acid + Linoleic acid
x_{p} [-]	H1 [J/g]	H2 [J/g]	HT [J/g]	x_{p} [-]	H1 [J/g]	H2 [J/g]	HT [J/g]
0.108	105	2.74	107.74	0.095	76.3	11.4	87.7
0.301	95.18	16.8	111.98	0.305	64.3	47.6	111.9
0.519	72.5	42	114.5	0.497	42.6	81	123.6
0.725	54.7	60	114.7	0.687	23.7	131	154.7
0.894	33	121	154	0.901	8.76	169	177.76
Palmitic acid + Triolein	Palmitic acid + Trilinolein
x_{p} [-]	H1 [J/g]	H2 [J/g]	HT [J/g]	x_{p} [-]	H1 [J/g]	H2 [J/g]	HT [J/g]
0.1010	106	3.95	109.95	0.291	83.2	49	132.2
0.2904	98.9	17	115.9	0.500	40.8	59.4	100.2
0.5006	75.2	41.3	116.5	0.702	14.9	78.8	93.7
0.7067	55.2	59.2	114.4
0.8879	32.6	119	151.6

表 2-2-6 トリパルミチン（tripalmitin）混合物の熱量

Tripalmitin + Oleic acid	Tripalmitin + Linoleic acid
x_{t} [-]	H1 [J/g]	H2 [J/g]	HT [J/g]	x_{t} [-]	H1 [J/g]	H2 [J/g]	HT [J/g]
0.095	88	45.8	133.8	0.101	70.3	45.6	115.9
0.291	56	99.4	155.4	0.297	28.3	98.6	126.9
0.509	31	135	166	0.507	11.9	134	145.9
0.736	10.9	163	173.9	0.717	7.5	154	161.5
0.885	177	177	0.812	3.2	194	197.2
Tripalmitin + Triolein	Tripalmitin + Trilinolein
x_{t} [-]	H1 [J/g]	H2 [J/g]	HT [J/g]	x_{t} [-]	H1 [J/g]	H2 [J/g]	HT [J/g]
0.157	92	25.4	117.4	0.097	57.8	14.4	72.2
0.255	83.7	46.2	129.9	0.472	25.9	75	100.9
0.497	58.8	89.4	148.2	0.653	18.2	115	133.2
0.702	20.1	126	146.1	0.885	1.42	158	159.42
図2-2-14と15はパルミチン酸とトリパルミチンを含むモデル2成分系モデル廃油脂類の融解熱量を示す。黒塗りは全熱量で白抜きが常温以上の部分融解熱を示す。パルミチン酸もトリパルミチンを含む2成分系でも固体成分が多くなれば全熱量が部分融解熱に近づいた。

図 2-2-14 パルミチン酸+液体油の全熱量と部分融解熱

図 2-2-15 トリパルミチン+液体油の全熱量と部分融解熱

パルミチン酸やトリパルミチンを含む混合物では概ね160 J/g の熱量を加えれば完全に液化できることがわかった。

表 2-2-7 実サンプル（泥状グリースから回収した油分）の熱量測定結果

サンプル ID	液化温度 / ℃	融解熱 / (J/g)	サンプル ID	液化温度 / ℃	融解熱 / (J/g)
S1	28.0	33.9	S6	39.9	63.0
S2	23.7	24.0	S7	40.5	58.3
S3	37.7	41.3	S8	35.5	60.3
S4	36.6	60.6	S9	39.4	53.1
S5	29.8	30.6	S10	32.9	39.1

また，実際の廃油脂類，特に，泥状のグリースの燃料成分について熱分析を行った結果を表2-2-7に示す．図2-2-14や15のモデル廃油脂類と比べて実際のグリースを融解させるための熱量は1/2-1/4程度の小さな熱量で十分液化できることがわかった．これは前節の脂肪酸組成分において，常温固体の飽和脂肪酸成分濃度が1/4から1/2であり，これらの結果と矛盾しなく，妥当な結果であると考えられる．泥状グリースの液化温度は23.7～40.5℃であり，50℃以上に加温すれば，どのサンプルについても液化できることが熱量分析からも明らかとなった．また，液化に必要な熱量も，24～63J/gであることがわかった．油脂の持つ発熱量が約40MJ/kgであることから，分離に必要な熱量は油分の発熱量の1％以下で十
分であり，本研究で開発された加温による分離は投入エネルギーが極めて小さいと考えられる．これらの結果より，グリースを油分として相分離・回収する熱源として，焼却炉等から排出される低品位な廃熱を利用できると予想される．

### 3. 廃油脂類の粘度測定

#### 3.1. 屈折率の測定

実験では，粘度測定を行うトリオレインとパルミチン酸の混合物（トラップグリースモデル）の屈折率を測定した．パルミチン酸を5wt%，10wt%，15wt%の割合で混合させたものをそれぞれ40℃，50℃の条件で常圧から固化するまで100気圧毎に測定を行った．実験から取り込んだ干渉縞が1縞移動した時，次数変化を1として計算した．$\delta(n-n_{0})=\Delta m\lambda$ の関係において™はガラスの厚み(=1mm)，nは各压力での屈折率，$n_{0}$ は常圧での屈折率，$\Delta m$ は次数変化，$\lambda$は波長である．屈折率測定結果を表2-2-8と図2-2-16に示す．

表 2-2-8 屈折率測定の結果

測定系	トリオレイン+パルミチン酸
パルミチン酸濃度	5wt%	10wt%	15wt%
温度	323K
圧力P[bar]	屈折率[-]
1	1.4589	1.4575	1.4566
100	1.4674	1.4618	1.4674
200	1.4798	1.4656	1.4798
300	1.4874	1.4805	1.4874
400	1.4969	1.4922	1.4969
500	1.5095	1.4982	-
600	1.5146	1.5027	-
700	1.5146	-	-
800	1.5146	-	-
900	1.5146	-	-
測定系	トリオレイン+パルミチン酸
パルミチン酸濃度	5wt%
温度	313K
圧力P[bar]	屈折率[-]
1	1.4632
100	1.4717
200	1.4841
300	1.4917
400	1.5012
450	1.5138
図 2-2-16 屈折率の測定結果（トラプグリースモデル（トリオレイン＋パルミチン酸）の屈折率と圧力およびパルミチン酸濃度の関係）

常圧から 1000bar 程度の凝固点までの屈折率測定を行った。どのパルミチン酸濃度の混合物でも同様の圧力依存性が見られたが 100 分の 1 程度の変化しかないのため，粘度計算に与える影響は大きくないものとした。

### 2. 粘度测定

測定結果を表 2-2-9 に示す．トリオレインにパルミチン酸濃度が 5wt%，10wt%，15wt% と増加するにつれて粘度も増加した．40℃における粘度測定データがパルミチン酸濃度 5wt% のみに限られるのは，10wt%，15wt% の溶液が固化しためである．

表 2-2-9 粘度测定结果

測定系	トリオレイン+パルミチン酸
パルミチン酸濃度	5wt%	10wt%	15wt%
温度	323K
圧力P[bar]	粘度[mPa·s]
1	212.77	216.98	220.47
100	233.34	256.87	268.03
200	253.91	293.78	310.99
300	281.31	337.24	337.98
400	371.43	372.32	394.98
500	388.78	364.73	-
600	455.87	518.38	-
700	458.65	-	-
800	530.19	-	-
900	550.64	-	-
1000	-	-	-
測定系	トリオレイン+パルミチン酸
パルミチン酸濃度	5wt%
温度	313K
圧力 P[bar]	粘度 [mPa·s]
1	319.27
100	347.55
200	479.08
300	543.53
400	668.78
500	-

いずれの混合物も圧力の増加とともに粘度は著しく増加することがわかった。今回測定した粘度と圧力をグラフにしたものを図2-2-17に示す。各濃度の凝固点は5wt%，40℃で400bar～450barの間に存在し，5wt%，10wt%，15wt%の濃度，50℃の条件ではそれぞれ900bar～950bar，600bar～650bar，350bar～370barの間に存在することがわかった。凝固点に関しては常圧の粘度に関係なく，信憑性は高いと考えられる。

また，各圧力での粘度を常圧での粘度で割った粘度比と圧力の関係を図2-2-18に示す。どの濃度においても，パルミチン酸濃度5wt%～15wt%の範囲では同じような圧力依存性が見受けられることがわかった。

図 2-2-17 トラップグリースモデルの粘度と圧力（wt%はパルミチン酸濃度）
図 2-2-18 トラップグリースモデルの相対粘度と圧力（wt%はパルミチン酸濃度）

さらに，パルミチン酸濃度 5wt%，10wt%，15wt%の混合物の凝固温度をトリオレイン+パルミチン酸2成分系の固液平衡関係の上にプロットしたものを図2-2-19に示す．高压になれば，パルミチン酸濃度が低いトリオレイン混合物でも凝固することが明らかとなった．つまり，高压では固液平衡関係が高温側にシフトすることがわかった．

図 2-2-19 トラップグリースモデルの高压下の固液平衡
### D. 結論

滅油脂類として市販食用油と市販固化剤の系（廃食用油固化物モデル），各種トリグリセリドと遊離脂肪酸の2成分系（トラップグリースモデル）の融解特性を測定した．廃食油固化物は，固化剤が低濃度でも融点は80℃まで急激に上昇した．

トラップグリースモデルの混合物に対する融解特性の測定では以下の知見と得た。

1. 混合物中に含まれる飽和脂肪酸の濃度の低下に伴い, 混合物の凝固温度も低下することが分かった.

2. 混合物中に含まれる飽和脂肪酸の濃度および種類に関わらず，混合物の共晶温度は一定の値を示すことが分かった．また，混合物の共晶温度の値は，混合物中に含まれる不飽和脂肪酸の融点とほぼ等値であることが分かった．

3. 混合物の凝固温度の値を UNIFAC モデルを用いて予測したところ, 実験値とほぼ一致した．このことから，廃油脂の凝固温度の予測において，UNIFAC モデルによる計算は有用な手法だと考えられる．

4. 桡油脂類の融解特性に対する水分の影響として，桡油脂類に溶解する水分量を明らかにし，その水分量とモデル桡油脂類の固液平衡に対する影響（凝固点の変化）を明らかにした.

モデル系と実際の泥状トラップグリース中の油分に対して融解に係る熱量を測定し，比較した結果，実際の廃食油中の常温固体成分が少ないことがわかった．泥状グリースの液化温度は23.7～40.5℃であり，50℃以上に加温すれば，どのサンプルについても液化できることが熱量分析からも明らかとなった．また，液化に必要な熱量は，24～63 J/gであり，油脂の持つ発熱量の1％以下であると推察された．

トリオレインにパルミチン酸を5-15wt%（酸価：10-30相当）含む混合物をグリースモデルとして，それらの粘度を高圧下において40℃と50℃で測定した．その結果，どの混合比に対しても粘度は圧力とともに上昇し，凝固点まで上昇することがわかった．グリースモデルの凝固点（凝固する圧力）は，40℃でパルミチン酸濃度5wt%の場合では400bar～450barの間に存在し，50℃でパルミチン酸濃度5wt%，10wt%，15wt%の濃度では，それぞれ900bar～950bar，600bar～650bar，350bar～370barの間に存在することが明らかとなった．パルミチン濃度の増加とともに，凝固点が低下し，高粘度になることから，高压のリアクターへ供給する際は高粘性と固体の析出に注意が必要である．

### E. 参考文献

1. Fredenslund A, Jones RL, Prausnitz JM. 1975. Group-contribution Estimation of Activity Coefficients in Non-ideal Liquid Mixtures. AIChE J., 21, 1086-1099

2. Kuramochi, H., Maeda, K., Osaka, M., Nakamura, K. and Sakai, S. 2009. Application of UNIFAC models for prediction of vapor-liquid and liquid-liquid equilibria relevant to separation and purification processes of crude biodiesel fuel, Fuel, 88, 1472-1477

3. Magnussen, T.; Rasmussen, P.; Fredenslund, A. 1981. UNIFAC parameter table for prediction of liquid-liquid equilibria, Ind. Eng. Chem. Process Des. Dev., 20, 331-339
### 2.3 泥状のトラップグリースに対する前処理技術の開発

分担研究者 倉持秀敏 （独）国立環境研究所資源循環・廃棄物研究センター

### A. 研究目的

前節までは廃油脂類の性状を評価し，未利用な低品質廃油類，つまり，廃食用油固化物および泥状のトラップグリースの燃料成分（＝脂肪酸と油脂の混合物である油分）を液化して，水素化脱酸素処理プロセスへ供給することを目的に，それらのモデル系の融解特性を明らかにしてきた．ただし，泥状のトラップグリースを燃料化するには，雑多なグリースから燃料成分となる油分を回収するための前処理技術が必要となる．以前の我々の研究において¹，燃料成分の回収には，エーテル系の溶剤による溶媒抽出が有用な方法と考えていた．しかし，溶媒の安全性や分離回収などの検討する課題も多く，溶媒を使わない方法を検討すべきではないかと考えている．

そこで，本研究では，燃料成分の回収手段として、溶媒抽出法ではなく，前節の融解特性で凝固点が比較的低いことに着目して，工場や焼却施設の廃熱を用いて燃料成分を液化して油相として分離回収する方法を検討する．本検討においては，まず，泥状のグリースの性状と前節の融解特性を解析し，液化に適切な温度条件を見出す．次に，実際のサンプルを加温して液化と相分離の可能性を検討するとともに，液化後には固形残渣と油分を分離するための固液分離法を適用し，その分離特性を評価し，油分を回収する技術を確立することである．また，回収された油分に対してアルカリ金属等の除去が必要であったことから，適切な脱塩法を提示し，さらに最適化を行う．

### B. 研究方法

### 1. 燃料成分回収技術の開発

#### 1.1. 液化温度の設定

前節の融解特性を調べたトラップグリースモデル（トリオレイン（TO）+パルミチン酸（PA），トリオレイン（TO）+トリパルミチン（TP），オレイン酸（OA）+パルミチン酸（PA），トリオレイン（TO）+トリパルミチン（TP））の固液平衡（SLE）に対して，液相のモル分率を性状指標，つまり，AV値もしくはIV値へ変換して，SLEを再プロットした.ただし，完全に液化する温度を設定することを目的としているので，液相線（凝固曲線）のみを再プロットした．AV値は一般的に脂肪酸濃度の二倍とされていることから，以下の式によってAV値を算出した.

$$ AV=2\times W_{FFA} $$

ここで， $ W_{FFA} $ は脂肪酸の重量パーセントである．OA＋PA の系では脂肪酸しかないことから，この系では FFA は 200 となる．逆に，TO＋TP は脂肪酸がないことから AV 値は 0 となる．

次に，IV値についても同様に再プロットした．飽和脂肪酸であるPAとPAのトリグリセリドであるTPは二重結合がないため，それらのIV値は0となる．一方，不飽和成分（二
重結合を有する）の TO と OA の IV 値はそれぞれ 85.99 と 89.55 となるため，飽和脂肪酸と不飽和成分が混合物の場合には，IV 値を以下のように算出した.

$$ IV=85.99\times W_{TO}+89.85\times W_{OA} $$

ここで， $ W_{TO} $ と $ W_{OA} $ はそれぞれ TO の重量分率と OA の重量分率である．

これらのプロットから液化に必要な温度が判断できるかどうかを検討するとともに，判断できる場合には，泥状のトラップグリースの性状分析値から液化するための温度を考察した.

#### 1.2. 加温による液化分離の可能性

前節の結果より，加温することにより泥状のトラップグリースの燃料成分が液化する可能性が高いことから，実際のトラップグリースのサンプルを任意の温度に制御されている恒温槽に一時間浸しながら加温し，液化、さらには油分として相分離できるかどうかを観察した.

#### 1.3. ラボベースの固液分離実験

恒温槽により泥状のトラップグリースサンプルを70℃に加温して，燃料成分を液化させて，固形残渣（可能であれば水も）から油分を分離回収するために固液分離を行った．固液分離は，以下の三つの方法を検討した．一つ目は，吸引ろ過により，固体を分離する方法である．ろ紙（アドバンテック社のNo.5A（保留粒子径7μm））を用いてポンプ（APN-215MV-1-50, Iwaki Air Pump）により吸引ろ過した．

二つ目は，500μm のメッシュになっているステンレス製の篩を用いて，吸引せずにろ過した．ろ過の場合には，ろ液中の水を除去して，回収率を求めた．

三つ目は，遠心分離機（MX300，Tomy）によって，固液分離を試みた．遠心分離機では35℃までしか加温できないことから，遠心分離中に凝固点まで温度が低下しないように，遠心分離の条件は，3000rpmで1分とした．回収率が最も良い方法に対して，水および触媒影響因子（Naなどの5元素）の削減率も求めた．水分量および触媒影響因子の濃度は，2.1の分析と同様の方法を用いた．

#### 1.4. 実証に近いスケールの液化固液分離実験

トラップグリースの回収業者に依頼し，様々な飲食店約30店舗からトラップグリースを

一店舗につき 5~10L 程度回収し, それらの混合物を実証スケールに近いサンプルとした. 分離回収法は二つ検討した. 一つは加温しながら遠心分離を行って連続的に液体分と固体を分離できる小型の商用のデ

図2-3-1 実験に用いたデカンターの概略図（左）と写真（右、写真の左側が遠心分離機の部分）
カンターを用いる方法であり，もう一つは，最もシンプルな方法で，ゆっくりと攪拌しながら加温し，燃料成分が液化、すなわち油相になった後に静置分離する方法である．

デカンターによる分離で用いた装置（図2-3-1）の基本スペックは、供給槽が635(φ)×700(H)でコイルにより100℃まで加熱可能、供給ポンプの送液量が100～1000 L/h、デカンター本体の遠心力が10～3,100 G、回転筒が150(φ)×350(L) mmである。分離操作は、まず、10Lの容器に入ったグリースをお湯で加温しながら流動性を与えつつ、大きなごみを取り除いて、グリースを供給槽に投入した。次に、60℃で均一になるように攪拌した、その後、供給槽をデカンターへ送液するポンプに接続し、分離を行った。デカンターの分離特性として、遠心力、回転差、ダム、供給量が考えられることから、そのうち遠心力と供給量を操作パラメータとして分離実験を行った。回収される液体分と固体分を観察して分離の可能性を考察し、固体分および油相と水相が分離できる場合には、それぞれの重量を測定して分離特性を調べる。

静置分離装置の概略図を図2-3-2に示す。装置は、三方の回転翼を二つ有した攪拌機、二重管式の円筒状の容器（60L）および循環恒温槽から構成されている。分離操作は、まず、二重管式容器にグリースを55L程度投入し、回転速度を20rpmにして、50℃に設定した循環恒温槽にて加温を行った。ただし、容器内温度は40～45℃であった。容器の外を観察のために断熱剤で覆っていないことから、外への放熱量が大きく、容器内温度を一定には制

始5時間後に図2-3-2ように、油相の量が変化していないことから、油相と食品くずを含む水相に分離するために、攪拌を止めて約半日静置させた。静置後、油相を回収してその重量を測定した。さらに、水相と油相の間に生じ

図2-3-2 加温しながら静置分離する装置の概略と処理状況

る中間相については、一部をサンプリングして遠心分離して、その油分の重量を測定し、上記の油相と合わせることによって、グリース全体の油分、つまり、燃料成分の割合とした。

### 2. 脱塩技術の開発

#### 2.1. 試薬

泥状のグリーストラップのモデル系は, 菜種油(RO: ナカライテスク)とオレイン酸(OA: 一級, 和光純薬工業)を混合したものとした. 泥状のグリースの AV 值は広範囲なため, 本研究では, RO: OA は 1:9~9:1 で変化させた. また, カルシウムとナトリウムは脂肪酸塩(ステアリン酸カルシウム(鹿
一級, 関東化学株式会社)とオレイン酸ナトリウム(鹿一級, 関東化学株式会社)という形でモデル溶液に添加した. 脂肪酸塩はそれぞれ 1000ppm になるように添加した. すなわち, Ca 濃度は 67.5ppm (表示濃度 60~75ppm の平均値) とし, Na 濃度は 76.5ppm (表示濃度 72~81ppm 平均値) とした.

#### 2.2. 間接分析法

超純水, 0.1N 塩酸水溶液, 1N 塩酸水溶液の三種類の水溶液を抽出剤として, Ca と Na を含むグリースモデル系にそれらの水溶系を添加して, 手振りで強く振とうさせて水溶液に金属イオンを抽出することによってグリースモデル中のそれらの含有量を調べた. 水溶液中の Ca と Na の濃度分析では, ICP-OES を用いた. ICP-OES の分析条件は下記の通りである. ラジオ周波数: 40Mhz, 高周波出力: 1.2 kW, プラズマガス流量: 15 L/min, 補助ガス流量: 1.5 L/min, キャリアガス流量: 850 mL/min, ネブライザタイプ; 石英ガラス同軸ネブライザ

#### 2.3. グリースモデル系に対する乾式および湿式洗浄の基礎的検討

乾式洗浄では, 第一世代 BDF 製造の乾式精製で利用され始めている洗浄剤として, 図 2-3-3 のような二つのイオン交換樹脂 (GF202 (Lanxess) と Ambrelyte BD10DRY (オルガノ)) と無機系吸着剤 (Magnesol D-60 (Dallas Group)) を選定し, トラップグリースモデルにこれらの吸着剤を投入し, 振とうさせて脱塩を試みた. 一定時間後に, 溶液を取り出して触媒影響因子の含有量を測定することによって, 吸着剤の性能を評価した. 具体的な脱塩条件は下記に示す. イオン交換樹脂については, グリースモデル 1.5g に対し, イオン交換樹脂 0.15g を添加し, 温度 40℃, 振とう速度 100rpm で一時間振とうした. 次に, Magnesol D-60 については, 溶液中に吸着剤を効率良く分散させるために, ポリプロピレン容器にモデル 3g を入れ, 吸着剤 0.03g を添加し, スターラー (温度 80℃, 回転 300rpm) にて 30 分攪拌した. 脱塩後の溶液の回収では, 遠心分離を行うとともに, 0.45μm ポアのシリンジフィルターで吸着剤を除去した.

BD10

GF202

D-60

図 2-3-3 乾式洗浄で検討したイオン交換樹脂(BD10とGF202)と無機系吸着剤(D-60)

湿式洗浄では, 2. 間接分析法の検討がモデル系に対する性能把握となる. ここで, 洗浄回数, 振とう時間, 洗浄液の添加量を変化させて, 除去率を調べた. また, 実グリースのサンプルに湿式洗浄を適用し, 有用性を評価した. 最終的には品質の高い原料を得ることが目的であることから, 洗浄後のグリースを酸分解し, ICP-OESによって触媒影響因子の濃度を測定し, 洗浄後のグリース中の含有量を決定した. 酸分解では, まず, 100mL の石英製コニカルビーカーへサンプル 0.5g を採取し, 硫酸(硫酸:水=1:1)1mL を, さらに濃硝酸(60~61%)1mL を添加した. コニカルビーカーをホットプレートの上に置き, 100℃までゆっくりと昇温させさた. 顕著な反応が見られなければ, 120℃まで昇温した. しばらくすると、溶液が褐色化し, サンプルが黒変しかつ白煙が出たところに, 0.5mL ずつ濃硝酸を添加し, ビーカー内のサンプルと良く混じるように振とうさせた. 同時に温度も
5℃くらいずつ昇温させ，最終的に230℃まで昇温させた．濃硝酸を加えた際に、茶色の気体が発生しなくなり、溶液の色もほぼ黒変しくなってきたところで酸分解を終了とした．

#### 2.4. 湿式脱塩条件の省資源化

実際の操作を意識して省資源化の観点から最適化を行うために，テフロン製の攪拌翼（大きさ：W:42mm×L:17mm）を有した攪拌機を用いて，洗浄水の塩酸濃度を0.1,0.01,0.001Nと薄い濃度へ変化させ，脱塩効果のある塩酸濃度を決めた．その後，塩酸濃度を固定して，洗浄水の投入量をモデル系油分の等倍，0.5倍量，0.2倍量へ変化させて，脱塩効果を調べた．また，モデル系にて省資源化した脱塩条件を実サンプルに提供した．実サンプルは前項で実証を意識して回収された油分の二種類とした．洗浄後に油分を回収し，マイクロウェーブ分解装置で酸分解し，ICP-OESでアルカリおよびアルカリ土類金属の濃度を分析し，JIS K 2309を満たしているかどうか確認した．また，この実験では，油分をろ過する効果も検討しており，二種類のろ紙（Whatman，No.1(粒子保持能11μm):11とNo.4(粒子保持能20-25μm))を用いて，油分を吸引ろ過し，ろ過後のサンプルを洗浄することにより，ろ過が脱塩に与える影響も調べた．

#### 2.5. 洗净水の相分離特性の検討

洗浄後には洗浄水の分離・除去が必要なことから，洗浄水の相分離性も重要である．油相と水相の混合比が攪拌停止後の相の合一速度に影響を与えることが予想されることから $ ^{2} $ ，水相と油相の混合比を変えて，油相が透明になる時間を測定し，洗浄水の相分離性から洗浄水の混合比の適切な量を検討した．

### C. 結果と考察

### 1. 燃料成分回収技術の開発

#### 1.1. 液化温度の設定

前節 2.1 で測定されたモデル系の固液平衡，特に，液相線のデータに関する液相のモル分率を AV 值と IV 值に変換した結果を図 2-3-4 と 2-3-5 に示す．AV 値が 0 と 200 の値において凝固点（ $ T_{f} $ ），つまり，完全に液化する温度が劇的に変化してしまい（図 2-3-4 参照），液化のための温度設定を判断することは困難であり，AV 值を液相線の挙動予測に用いることは適正ではないと考えられる．一方，不飽和結合の数を示す IV 值は，不飽和成分である TO や OA の重量に比例していることから，飽和成分である PA および TP の重量の関数にもなっていることを意味している．したがって，IV 值と液相線の関係は，PA もしくは TP の組成と液相線の関係を表す良い指標になることが予想される．図 2-3-5 のように IV 值に関して整理すると，液相線が IV 值の関数になって描くことが可能であった．また，液相線は，低融点物質の化学種，ここでは，TO や OA に相当するが，それらの濃度に大きく影響を受けないこともわかった．したがって，IV 值さえ把握できれば，液化に必要な温度が概ね予測できると判断される．IV 值は液化温度を判断する適切な性状指標であると考えられる．2.1 節の性状分析において，泥状のトラップグリースの IV 值の最小値が約 50 であることから，この図より 60℃ に加温すれば，どんな組成の混合物でも完全に液化できる可能性が示唆されている．
図 2-3-4 トラップグリースモデルの AV 值と液相線

図 2-3-5 トラップグリースの IV 值と液相線

▲：TO-TP 系，△OA-TP 系，◆：TO-PA 系，○：OA-PA 系

▲ : TO-TP 系, △OA-TP 系, ◆ : TO-PA 系, ○ : OA-PA 系

#### 1.2. 加温による液化分離の可能性

前項のトラップグリースモデルのⅣ値と液相線の関係から60℃に加温すればどんなサンプルでも完全に液化できることが示唆された。したがって，実サンプルを用いて、60℃まで加熱して本当に燃料成分が液化し、油分として相分離できるかどうかを調べた。図2-3-6に室温から10℃ずつ加温して，その状態を撮影した結果を示す。30℃では一部のサンプルについては，液化し始めるが，あまり変化しないサンプルもあった。40℃に達すると，明らかに油相が相分離していることが確認できるようになった。50℃になると，油相が40℃よりも増え，油相と残渣および水相との境界もはっきりと区別できる状態になった。50～60℃では特に大きな変化は観察されなかった。前項の予想通り，加温することで，特に50℃以上で加温すれば，泥状のトラップグリースから油分である燃料成分を液化分離できることがわかった。以上のことから，燃料成分の回収において，溶媒抽出を使う必要がなく，工場や焼却施設などの低位な廃熱で十分液化分離できると考えられる。

図 2-3-6 泥状のトラップグリースの加温と相変化
#### 1.3. ラボベースの固液分離実験

泥状のトラップグリースを $ 70^{\circ} $ C にセットした恒温槽に浸して加温し，その後に油状の燃

泥状のトラップグリースを $ 70^{\circ}C $ にセット下げ、料成分を回収するために、三つの固液分離操作（吸引ろ過，ろ過，遠心分離）を行い，回収した燃料成分の重量から回収率を算出した。恒温槽を $ 70^{\circ}C $ に高く設定した理由は，固液分離する時に冷却される可能性があるためである。三つの分離操作に対する回収率の結果を図 2-3-7 に示す。篩によるろ過でも H, J, K などのサンプルでは高い回収率が得られた。しかし，F, G, I については油を含む污泥のようになってしまい，ろ過できずに高い回収率は得られなかった。また，そのようなサンプルは，吸引ろ過でも目詰まりが生じ、高い収率が得られなかった。遠心分離は総じて高い回収率が得られ，サンプル G 以外であれば，83%～100%の高い回収率が得

図2-3-8 加温後の泥状のトラップグリース対する固液分離法と回収率 ■：吸引ろ過， □：ろ過（ステンレス篩）， ■：遠心分離

られ，回収法として最も有用であることがわかった。この結果より，工場の廃熱などで泥状のトラップグリースを加温し，燃料成分を液化できれば，遠心分離処理することによって、燃料成分を効率よく回収できると結論付けられる。最後に，不純物除去効果を表2-3-1に示す。まず，含水率については，大きく削減でき，95%以上の削減効果が確認できた。触媒影響因子の濃度も低くなり，一つのサンプルを除き，60～90%の削減効果が得られた。

表 2-3-1 加温液化＋遠心分離処理後の燃料成分中の水分と触媒影響因子の濃度

泥状のトラップグリース	Na	K	Mg	Ca	P	水分
μg/g	μg/g	μg/g	μg/g	μg/g	%(w/w)
F	29	29	9.1	170	23	0.635
G	260	46	36	410	67	0.429
H	27	12	5.3	93	26	0.546
I	31	11	2.2	14	9.4	0.597
J	23	7.2	2	40	8.1	0.270
K	6.8	<5	0.59	12	<5	0.695
削減率
F	0.69	0.73	0.86	0.73	0.89	0.98
G	0.04	0.19	0.35	0.45	0.74	0.98
H	0.57	0.64	0.79	0.76	0.80	0.98
I	0.81	0.83	0.93	0.91	0.90	0.99
J	0.69	0.71	0.88	0.78	0.87	0.98
K	0.68	-	0.87	0.85	-	0.96

#### 1.4. 実証に近いスケールの液化固液分離実験
操作条件を変化させながら，デカンターによるグリースからの油分，つまり，燃料成分の分離・回収を行った．分離後の固体分と液体分の写真を図2-3-8に示す．固形分が得られているものの，液体分については期待したような水と油が分離した液体物ではなく，エマルションになっていた．どの条件でもエマルションとなってしまい，加えて，固形のごみ成分も混入しており，今回適用したデカンターによる分離は，燃料成分の回収には利用できないと考えられる．

この原因を検討するために, 分離前のサンプルおよび分離後の液体分に対して小型の遠心分離機を用いてどのような相が

図2-3-8 デカンター分離で得られた固形分（左）と 液体分（右）

存在するのかを調べた．その結果を図2-3-9に示す．デカンター分離により，分離前のサンプルに含まれる密度の重い固形分（遠心分離後の最下相）は除去されていたが，残念なことにどの操作条件でも水相と油相の間に存在するごみの中間相を除去することができなかった．この中間相がごみの混入の原因であると

ともに, デカンター分離後の液体分がエマルション化してしまう原因の一つと推察された．次に, 二重管式容器を加温した結果 (時間と相の変化) を図 2-3-10 に示す．また, 回収した油相の重量等を表 2-3-2 に示す．加温することにより, スラリーのようなグリースが油化し, さらに, 時間の経過とともに透明な相の容積が増加した．低速で攪拌することにより, 熱の伝達を促進しつつエマルション化を抑えることができたと考えられる．また, 静置することに

図 2-3-9 デカンター分離前後のサンプルの写真

より，相の境界が明確になり，上から油層，油と固形ごみが混ざった中間相，白濁した水

開始前

加温+搅拌開始 1時間後

3時間後

5時間後

静置後16時間後

図2-3-10 加温しながら静置分離した結果（開始5時間まで加温しながら20rpmで攪拌，その後，

相，固形分相（沈殿物）になっていることを確認した。やはり油相と水相の間に固形物を含む中間相が若干残ることがわかり，中間相を一部取り出し，遠心分離により中間相に含
まれる油分を推定したところ，油相の8%程度が中間相に存在することが明らかとなった。したがって，この分離では，油分全体の92%を回収できることがわかった．この方法は，中間相によるごみ混入とエマルション化を回避でき，高い回収率が得られることが示唆された．

表 2-3-2 加温しながら静置分離した場合の油分の回収結果

グリース 1	グリース 2*
グリース 中の全油脂分の割合(%)	53.3	41.1
油分の回収量(g/原料1kg)	490	315
油分の回収率	0.919	0.766

*: デカンター分離で得られたエマルション

また、この方法を用いて，デカンターで得られたエマルションも加温することによって油相として分離できるかどうかを検討した。その結果を表2-3-2に示す。グリースを直接加温して静置分離した回収率よりは劣るものの，8割ほどの回収率が得られ，良好な分離結果が得られた。エマルション化したものからも効率良く油分を回収できることが示唆された。ただし，高い収率を得るにはエマルション化させないことが重要と推察される。以上の結果より，加温しつつ静置分離する方法は，実証に近いスケールで低位な廃熱を用いてグリースから燃料成分を効率良く回収できる技術と判断される。本研究によりトラップグリースから燃料成分を回収する技術を確立することができた。

### 2. 脱塩技術の開発

#### 2.1. 間接分析法

アルカリ金属を含むモデル系を用いて純水もしくは塩酸水溶液によってアルカリ金属を抽出・分析する間接分析法を検討した。その結果を表 2-3-3 に示す。抽出剤として水を利用した場合には，図 2-3-11 のように膜が形成され，Na が半分程度溶出されるだけであり，Ca はほどんど溶出されなかった。一方，抽出剤を塩酸溶液に変更した場合には，効率良く抽出され，分析法として利用できることがわかった。また，塩酸の濃度も 0.1N で十分であることもわかった。間接分析法で洗浄効果を評価できると結論づけられる。

表 2-3-3 モデル系に対する水溶液抽出における Na と Ca の回収率

抽出剂	纯水	0.1N HCl	1N HCl
组成	RO:OA=9:1	RO:OA=5:5	RO:OA=1:9	RO:OA=9:1	RO:OA=5:5	RO:OA=1:9	RO:OA=9:1	RO:OA=5:5	RO:OA=1:9
Na回收率/%	44	53	59	100	114	99	100	106	85
Ca回收率/%	0	0	2	78	89	92	74	94	74
図 2-3-11 モデル系から Na と Ca を抽出した時の溶液の様子(遠心分離後) 左: 0.1N HCl 利用, 右: 純水利用(白い膜が形成)

#### 2.2. グリースモデル系に対する乾式および湿式洗浄の基礎的検討

グリースモデル系(菜種油(RO)とオレイン酸(OA)の混合物)に対して第一世代 BDF の乾式精製法として近年利用され始めている吸着剤の適用を試み, その結果を表 2-3-4 に示す. BD10 については二割程除去できる程度であり, GF202 については Ca に対して六割除去できたが, Na に対してまったく除去できずに逆に樹脂から Na が溶出し, 含有量の増加が観察された. したがって, これらのイオン交換樹脂を利用することはできないと判断される. また, 無機系の吸着剤である D-60 については, Ca と Na ともに溶出し, D-60 も利用できないことがわかった. 特に, Na の溶出は顕著で, かつ, 脂肪酸である OA の量が大きい条件で桁違いの溶出量を示した. この現象は GF202 でも観察された. 脂肪酸のカルボン酸部分はイオン交換基と同様な機能を有していると予想される.

表 2-3-4 モデル系に対して乾式精製を適用した結果

吸着剤	RO:OA	Na の除去率 /%	Ca の除去率 /%
BD10	9:1	16	15
1:9	19	-4.2
GF202	9:1	-34	58
1:9	-170	61
D60	9:1	-160	-78
1:9	-1500	-180

湿式脱塩法(洗净)は, 間接分析法と同じであることから, 0.1N 塩酸水溶液を洗浄液として利用すれば, ほぼ 100%が除去されると考えられる. そこで, モデル系と 0.1N 塩酸水溶液を用いて洗浄特性を調べた. すなわち, 振とう回数や浸とう時間さらには洗浄液の量が除去率へ与える影響を調べた. まず, 振とう回数を増やした実験については, 一回ごとにフレッシュな 0.1N 塩酸水溶液を入れて振とうさせた. その時の除去率を図 2-3-12 に示す.
図 2-3-12 三種のモデル系に対する 0.1N HCl による洗浄回数と Na および Ca の除去率

RO:OAが5:5と9:1の場合では,一回の振とうでほぼ9割が溶出され,9:1でも8割以上が溶出されることがわかった.大まかな評価ではあるが,湿式洗浄は一回一分の洗浄で十分効果が得られると考えられる.浸とう時間を変化させた場合の結果を表2-3-5に示す.手振りであれば,一回の洗浄でも洗浄時間として5分確保すれば十分であることがわかった.また,乾式精製のように脂肪酸含有量の影響は観察されず,どんな条件においても問題なく洗浄できることが示された.最後に,洗浄剤の添加量を変化させた場合の除去率を図2-3-13に示す.添加量をグリースの重量に対して5倍,2倍,0.5倍と変化させたが,除去率には大きな変化がみられないことから,グリースの重量の半分でも十分洗浄効果が得られると考えられる.

表 2-3-5 振とう時間を変化させた場合の除去率の変化

振とう時間1分	振とう時間5分
モデル組成	Na除去率/%	Ca除去率/%	Na除去率/%	Ca除去率/%
RO:OA=9:1	102	80.3	112	102
RO:OA=5:5	117	91.6	121	99.2
RO:OA=1:9	101	94.7	102	98.4

図 2-3-13 洗浄剤の量(グリースに対する量)と除去率
実際のサンプルに0.1N塩酸水溶液による洗浄を適用し, 洗浄した油を硫酸と硝酸で加熱しながら酸分解し, 油分中のアルカリ金属およびアルカリ土類金属の含有量を分析した. その結果を表2-3-6に示す. 油中のそれらの金属濃度は低く, 湿式洗浄は有効であり, 油分の濃度レベルはFAMEの規格 $ (\mathrm{Na}+\mathrm{K}\leqq5\mathrm{ppm} $ および $ \mathrm{Mg}+\mathrm{Ca}\leqq5\mathrm{ppm}) $ 以下にまで低下させることが可能であった. .

表 2-3-6 洗浄後の油のアルカリおよびアルカリ土類金属の含有量

サンプル ID	Na+K / ppm	Mg+Ca / ppm
O6	<1.2	1.64
O7	<1.2	0.99
S3	<1.2	1.85
S4	<1.5	0.45
S5	<1.2	0.31
S8	<3.8	0.84

#### 2.3. 湿式脱塩条件の省資源化

前項の基礎実験では手振りで振とうさせたため，本項では実際の操作を意識し，回転数を一定にできる攪拌機を用いた．そこで，まず，攪拌の回転数が脱塩に与える影響を検討した。その結果を図2-3-14と図2-3-15に示す．図2-3-14のように，回転数が遅い，つまり，200rpmの条件では，洗浄液が分散できないことから，洗浄には不利と考えられる．どの状態でも洗浄水が分散できる回転は400rpmであり，以降の実験の回転速度を400rpmとした．また，図2-3-15の回転数が高いほどアルカリ金属類が洗浄液に速く回収され除去率も高くなったことは，回転数が高いほど洗浄水が細かい分散相を形成できたためと考えられる．HCl濃度の低減化を目的に0.1N以下の低濃度のHCl水溶液で湿式洗浄を行った結果を図2-3-15に示す．0.01N以下の濃度では、ナトリウムおよびカルシウムを十分に除去ができず，洗浄水の投入量が少ないほど，除去率が低下していた．特に，0.2倍量投入の条件では，0.1N以外の濃度では，Caをほとんど除去できなかった．したがって，脱塩を行うには，HCl濃度として0.1Nが必要であることがわかった．次に，0.1NHCl水溶液の投入量を削減して実験を行った．その結果を図2-3-15に示す．モデル油脂に対して0.2倍量でも十分脱塩できることが明らかになった．省資源化の観点から最適条件は酸濃度が0.1N，投入量が油脂に対して0.2倍量と考え，前項で実証を意識して回収されたサンプルから得られた二種類のグリースの油分をグリース1とグリース2として，未ろ過の油分およびろ過した油分の洗浄を行い，残留するアルカリ金属およびアルカリ土類金属の含有量を調べた．その結果を図2-3-16に示す．どの条件においても，酸洗浄することにより，良好にアルカリ金属類が除去でき，第一世代BDFの軽油混合の規格(JIS K 2309: Ca+MgおよびNa+K≤5ppm)を満たすこともわかった．また、ろ過により、アルカリ金属およびアルカリ土類金属の量が減少しており、フィルター処理でも脱塩に効果があることが示唆された．ただし，ろ過だけでは十分な脱塩効果が得られないため，湿式脱塩は必須であ
油分：洗净水=1:1， 回転数=400rpm

油分：洗净水=1:0.2， 回転数=200rpm

油分：洗净水=1:0.2， 回転数=400rpm

図 2-3-14 湿式脱塩における攪拌の回転数と洗浄水の分散状態

a）攪拌の回転数とCaの除去率

b）攪拌の回転数とNaの除去率

c）洗净水を0.5倍量投入時のHCl濃度の変化とCaの除去率

d）洗净水を0.5倍量投入時のHCl濃度の変化とNaの除去率

f） 洗净水を0.2倍量投入時のHCl濃度の変化とNaの除去率

図2-3-15 モデル系を用いた湿式脱塩技術の省資源化の検討（操作パラメータと除去率の関係）
図2-3-16 実際のグリースの油分に対する湿式脱塩効果とろ過の効果

a) グリース 1：加温 + 静置分離して得られた油分，b) グリース 2：デカンター分離で得られたエマルションをさらに加温 + 静置分離して得られた油分．横軸の番号は，1:未ろ過

#### 2.4. 洗净水の相分離特性の検討

酸水溶液の添加量を変化させ，洗浄後の油分が透明になる過程と時間をそれぞれ図2-3-17と2-3-18に示す。一見すると透明に見えても，細かい水滴が油相の中間に漂っており，十分時間を取る必要があると考えられる。添加量は0.2倍量以下になると水相の合一速度が遅くなり、完全に透明になるまでに時間がかかる。相分離性まで含めると，添加量として油分の0.3倍量を加えるのが最適と考えられる。

攪拌停止3時間後白濁がほぼ消える

攪拌停止6時間後透明だが，極僅かに水滴群あり

図 2-3-17 湿式洗净（攪拌停止）後の油相の変化（洗浄水は油分の 0.4 倍量）
図 2-3-18 洗净水の添加量と油相が完全に透明になる時間

### D. 結論

トラップグリースモデルの液相線から実際のトラップグリースの液化温度を設定するために，IV値を用いて液相線（凝固曲線）を再プロットした。IV値が増加するにつれて、液相線が低温へ降下する傾向が得られた．また，液相線は，低融点物質の化学種に大きく影響を受けないこともわかった．泥状のトラップグリースのIV値の最小値は50であることを踏まえると，上記の関係より、約60℃に加温すれば，すべての泥状のグリースの燃料成分は液化できることが示唆された．

次に，泥状のグリースを $ 60^{\circ} $ C まで加温し、液化による燃料成分の相分離性を調べた．加温により $ 40^{\circ} $ C から燃料成分は液化し始め， $ 50^{\circ} $ C で完全に液化し，油相として相分離できることがわかった．

加温により相分離した油相を回収するために，三つの固液分離法（吸引ろ過，ろ過，遠心分離）を適用し，燃料成分の回収率を調べたところ，遠心分離（3000rpm，1分）がすべてのサンプルにおいて良好な回収率が得られた．一つのサンプルを除き，回収率は83％～100％となった．他の方法も高い回収率が得られるケースもあったが，ほとんど回収できないケースもあった．

遠心分離した後の油分に対して水や触媒影響因子などの不純物の含有量を調べ，一連の処理による不純物の削減率を算出した．含水率は95%以上低減でき，触媒影響因子の濃度は一つのサンプルを除いて60-90%の削減効果があり，本提案の回収法は不純物も大きく削減・除去できるとことがわかった．

実証に近いスケールで回収したトラップグリースから燃料成分である油分を加温処理(50℃程度)して液化させ，さらに，分離回収する方法について二つの方法を検討した。その結果，デカンターによる連続分離では，液体分がごみを含んだエマルションになってしまい，油分を回収することが困難であった。グリースには水相と油相の間の密度を有するごみ相があり，そ
の存在が原因ではないかと考えられる。一方，低速で攪拌しながら加温してその後に静置分離する方法は，エマルション化を回避でき，透明な油相が得られた。油相と水相の間にごみ成分と油分を含む中間相が若干生成されるが，回収率は92%であった。また，デカンター分離で得られたエマルション分もこの方法により，約80%の油分を回収することができた。これらの結果より，この方法が実証に近いスケールにおいて低位な廃熱を利用した燃料成分の回収技術として有効であり，回収技術を確立できたものと考えられる。

触媒影響因子を高度に分離するために，イオン交換樹脂等で洗浄する乾式脱塩法と0.1NHC1水溶液で洗浄する湿式脱塩法をグリースモデル系に適用した．本研究で用いた乾式脱塩法では十分な洗浄効果が得られず，基準を満たす洗浄効果を得るには湿式洗浄が有用であることを示した．また，湿式洗浄の条件を変えることにより，その洗浄特性を明らかにした．この湿式洗浄を実際のサンプルに適用した結果，洗浄後の油分の触媒影響因子の含有量はかなり低く，第一世代 BDF の規格以下にまで低減させることが可能であった．

湿式脱塩技術に対してモデル系を用いて省資源化の観点から最適化を行い, 以下の結論を得た. 最適条件な条件として, HCl濃度が0.1N、HCl水溶液の投入量が油脂に対して0.2倍量と考えられた. 実証に近いスケールで回収された二種類のグリース由来油脂分に対してその最適条件を適用した。その結果, 脱塩された油脂分は第一世代 BDF の軽油混合の規格 JIS K 2309(Ca+Mg および Na+K≤5ppm) を満たし, 本法が実証において脱塩技術として利用できる可能性が示唆された. また, 洗浄処理前に油脂分をろ過する効果も検討し, ろ過によりアルカリ金属およびアルカリ土類金属の量が減少しており、ろ過でも脱塩に効果があることがわかった。最後に, 洗浄水の添加量を変動させ, 攪拌停止後の洗浄水の相分離性を調べた. その結果, 洗浄水の相分離性を踏まえると, 油脂分に対して0.3倍量の洗浄水を投入する操作が最適と考えられる.

### E. 参考文献

1. 倉持秀敏，崔基仁，大迫政浩，前田光治，中村一夫，酒井伸一 トラップグリース モデルからの新規バイオディーゼル燃料製造技術に関する基礎的検討，第 18 回廃棄物学会研究発表会，2007

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