Microsoft Word - ⑩ p JFEエンジ原稿修正.doc

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ありみちゆきしげ
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1 第 35 回優秀環境装置日本産業機械工業会会長賞 JFE エンジニアリング株式会社 1. 開発の経緯 1.1. 開発の趣旨わが国の下水道処理人口普及率は平成 19 年度末で71.7% であり特に人口 100 万人以上の大都市では 98% に達しているしかしながら有機物を高度に除去したり窒素りん等を除去する高度処理の処理人口普及率は平成 19 年度までで15.7% であり高度処理の普及が下水道事業の重要な施策のひとつに挙げられている高度処理の目的のひとつには湖沼三大湾等閉鎖性水域の富栄養化防止 ( 窒素りん除去 ) が挙げられており富栄養化防止の処理方式としては処理の経済性あるいは既存施設の有効利用という観点から活性汚泥法の変法である循環式硝化脱窒法嫌気無酸素好気法及び嫌気好気活性汚泥法が主流となっている ( 図 1-1 参照 ) また現状の実稼動施設の多くを占めている標準活性汚泥法においても冬季のバルキング対策としての嫌気好気運転夏季の硝化脱窒運転に対応した処理方式を採用する施設が増加してきている硝化液循環流入水最初沈殿池嫌気槽 ( りん放出 ) 無酸素槽 ( 脱窒 ) 好気槽 ( 硝化りん摂取 ) 最終沈殿池消毒へ生汚泥返送汚泥余剰汚泥図 1-1 生物学的窒素りん除去法処理フロー例 : 嫌気無酸素好気法これらの処理方式の生物反応タンクは酸素供給を行う好気槽と撹拌のみを行う嫌気槽無酸素槽から構成されており従来この嫌気槽無酸素槽の撹拌装置には主に水中撹拌式曝気装置 ( 図 1-2 参照 ) が採用されているしかし同装置は元来曝気 ( 酸素供給 ) 装置でありその構造は気泡の細分化による酸素の溶解を考慮した構造となっており流速発生に特化したものではないよって撹拌装置として考えた場合必要動力や装置 ( 吊上 ) 重量が比較的大きくなり装置の台数や動力の削減軽量化による維持管理性の向上が望まれているまた同装置は反応タンク中央部に設置する必要があるためスラブの無い -105-

2 開放型反応タンクの場合強固な点検ブリッジを反応タンク中央部に設置する必要があったそこで当社では軽量で流速発生に必要な動力が小さい水中ミキサーに独自の旋回機構を付加することで維持管理性が良好でかつ必要動力及び台数が従来機種の約半分である嫌気槽無酸素槽用撹拌装置の開発を行った中継端子箱吊上チェンケーブルガイドパイプ曝気装置本体水中電動機上部ケーシングインペラ下部ケーシング着床スタンド図 1-2 水中撹拌式曝気装置 ( 従来機種 ) 槽内設置断面図概略構造図 1.2. 開発目標既存の撹拌装置の課題等を考慮し以下のとおりに開発目標を立てた 1 縦横比 1:4 までの反応タンクに対して撹拌動力投入密度が 4w/m 3 度の動力で生物反応タンク内の底部流速が 0.1m/sec 以上を確保できること 2 水中プロペラ式撹拌機の重量は 20kg~300kg であり吊り上げ点検が容易であること 3 旋回駆動部は反応タンク上部に位置し水上部より点検が可能であること 4 以上の条件を満たし生物反応タンクの汚水汚泥の混合撹拌用に適用可能な装置であること 1.3. 開発経緯平成 11 年度 : 社内開発開始模型水槽試験及び実池試験実施平成 12 年度 : 初号機納入広島県芦田川浄化センター殿反応タンク内流速混合特性活性汚泥濃度処理状況調査実施平成 13 年度 : 流速解析シミュレーション技術開発平成 14 年度 : 下水道新技術推進機構建設技術審査証明取得平成 16 年度 : 下水道新技術推進機構共同研究実施 ( 技術資料作成 ) 2. 装置説明 2.1. 装置の概要撹拌機の本体は羽根径が210mm~580mmであり軽量で必要動力が小さいことを特徴とする水中ミキサーである本撹拌装置はこの水中ミキサーに独自の旋回機構を付加することで設置する反応タン -106-

ク内全域に水中ミキサーから発生する流れの力を効率的に作用させ低動力での反応タンク内撹拌を可能とするとともに 1 台で対応可能な反応タンク縦横比も大幅に拡大することが可能な撹拌装置である

運転中は反応タンク底部の旋回支柱下部架台部に位置するなお水中ミキサー本体重量は約 20kg~300kgと軽量であり旋回支柱をガイドとして容易に吊り上げ点検が可能となっている一方

主に水中撹拌式曝気装置 ( 図 1-2 参照 ) であるが同装置は反応タンク中央部に設置する必要があるためスラブの無い開放型反応タンクの場合

3 ク内全域に水中ミキサーから発生する流れの力を効率的に作用させ低動力での反応タンク内撹拌を可能とするとともに 1 台で対応可能な反応タンク縦横比も大幅に拡大することが可能な撹拌装置である本装置の概略構造図を図 2-1に水中ミキサーの断面構造図を図 2-2に示す同図のとおり水中ミキサーは反応タンクに垂直に設置した旋回支柱に設置され運転中は反応タンク底部の旋回支柱下部架台部に位置するなお水中ミキサー本体重量は約 20kg~300kgと軽量であり旋回支柱をガイドとして容易に吊り上げ点検が可能となっている一方水中ミキサー旋回用の駆動装置は水上部に設けられている同駆動部により旋回支柱を往復旋回させ水中ミキサーも旋回支柱を中心として往復旋回させるものであるまた従来の嫌気槽無酸素槽用撹拌装置は主に水中撹拌式曝気装置 ( 図 1-2 参照 ) であるが同装置は反応タンク中央部に設置する必要があるためスラブの無い開放型反応タンクの場合強固な点検ブリッジを反応タンク中央部に設置する必要があったそれに対して本撹拌装置は反応タンクの側壁近傍やコーナー部に設置が可能なため開放型反応タンクの場合でも点検ブリッジは不要であり図 2-1の通り水上部に設置される軽微な点検架台を側壁部に設置することで維持管理が可能である図 2-1 装置概略構造図図 2-2 水中ミキサー断面構造図 -107-

2.2. 本装置の原理本撹拌装置の本体は軽量かつ流速発生に必要な動力が小さいことで定評がある水中ミキサーであるしかしながら同水中ミキサーも大容量の反応タンクの撹拌に適用する場合その撹拌力が図 2-3

りの必要動力や必要台数が大きくなるという課題を持っていたまた水中ミキサーから発生する流れは図 2-3のように指向性が強く撹拌力が直接作用できる範囲が限られているよって流れが直接作用できない箇所では汚泥堆

2-4のとおり反応タンク内全域に撹拌力が直接作用し従来機種より低動力でかつ対応可能な反応タンク縦横比も大幅に拡大した本装置の設置事例を写真 2-1に示す写真 2-1の反応タンクは幅 8m 長さ25.5m 水深 5.

4 2.2. 本装置の原理本撹拌装置の本体は軽量かつ流速発生に必要な動力が小さいことで定評がある水中ミキサーであるしかしながら同水中ミキサーも大容量の反応タンクの撹拌に適用する場合その撹拌力が図 2-3 固定式水中ミキサーによる撹拌概念図図 2-4 本装置による撹拌概念図直接作用できる範囲が発生する流れの到達距離までに限られるため反応タンクの縦横比が 1:2~3を超える場合反応タンク単位容積当たりの必要動力や必要台数が大きくなるという課題を持っていたまた水中ミキサーから発生する流れは図 2-3のように指向性が強く撹拌力が直接作用できる範囲が限られているよって流れが直接作用できない箇所では汚泥堆積防止のために必要な流速が確保できず汚泥の沈降堆積を招く可能性もあったそこで本装置はこの課題を解決するため写真 2-1 実稼動施設の事例水中ミキサーに独自の旋回機構を付加することで図 2-4のとおり反応タンク内全域に撹拌力が直接作用し従来機種より低動力でかつ対応可能な反応タンク縦横比も大幅に拡大した本装置の設置事例を写真 2-1に示す写真 2-1の反応タンクは幅 8m 長さ25.5m 水深 5.1m 容量約 944m 3 であるまた撹拌装置動力は5.8kw( 内旋回駆動動力 0.2kw) である 3. 成果 3.1. 性能 (1) 装置の性能 1 撹拌動力密度が4w/m 3 程度である 2 1 台で対応可能な反応タンクの縦横比が最大 1:4である 3 反応タンク端部まで確実な混合撹拌が可能である -108-

5 以下にその詳細を説明する 1 撹拌動力密度が4w/m 3 程度で済み従来機種に比較して動力が約 50% 削減できる本装置が対象としている生物反応タンクの嫌気槽無酸素槽では反応タンク内の活性汚泥と流入する汚水返送汚泥好気槽からの循環水等を混合撹拌するとともに汚泥の沈降堆積を防止する必要があるそしてそのために必要な流速として反応タンク底部において0.1m/sec 以上が必要とされているこの反応タンク底部において0.1m/sec 以上の流速を発生させるために必要とされる撹拌装置の選定動力は下式のように反応タンク容量と撹拌動力密度の積から算出される必要動力 (kw) = 反応タンク容量 (m 3 ) 撹拌動力密度 (w/m 3 ) 1000(w/kw) (1) ここで撹拌動力密度とは対象とする反応タンク1m 3 あたりに必要となる撹拌装置の定格動力であるよって撹拌動力密度の比が同一反応タンクに対する必要 ( 定格 ) 動力の比となるそしてこの撹拌動力密度は反応タンクの縦横比が大きくなるほど大きな値となるこれは同じ反応タンク容量に対しても反応タンクの縦横比が大きくなるほど反応タンク長手方向への大きな流れの力が必要となるからである本装置と従来機種 ( 図 1-2) に関して反応タンク内必要流速 ( 底部において0.1m/sec 以上 ) を発生させるために必要な撹拌動力密度 (w/m 3 ) の比較を反応タンク縦横比及び水深別に表 3-1に示す表 3-1 従来機種と本装置の撹拌動力密度単位 : w/m 3 反応タンク縦横比 1:1.1 以下 1:1.2 以下 1:1.5 以下 1:2 以下 1:4 以下反応タンク水深 5m 10m 5m 10m 5m 10m 5m 10m 5m 10m 従来機種対応不可中央部設置本装置側壁, コーナー部設置表 3-1のとおり本装置の撹拌動力密度はそれぞれの反応タンク縦横比水深において従来機種と比較し約 1/2であり極めて省エネルギー性が高い装置である 2 1 台で対応可能な反応タンク縦横比が最大 1:4であり従来機種と比較し台数が削減できる従来の撹拌装置は設置場所が反応タンク中央部に限られ装置から放射状に流体力を発生させているよって前出表 3-1のとおり装置 1 台で対応可能な反応タンクの縦横比は1:2が限界であった本装置は水中ミキサーに独自の旋回機構を付加することで水中ミキサーから発生される流れを反応タンク全体に効率的に行きわたらせることができ反応タンクの縦横比が1:4まで1 台で対応可能であるよって特に反応タンクの縦横比が1:2 以上の場合は装置台数が従来機種の1/2にできる前出写真 2-1の実稼動施設は対象反応タンクの寸法が幅 8m 長さ25.5mであり反応タンク縦横比は 1:3.2であるこの事例では従来機種では反応タンク1 槽あたり2 台必要となるが本装置は1 台で対応可能である -109-

6 3 水中ミキサーを旋回させることにより反応タンク端部まで確実に汚水汚泥を混合撹拌できる本装置は水中ミキサーを旋回させることで前述のとおり指向性の強い流れを効率的に反応タンク内全域に行きわたらせており反応タンク端部まで確実な混合撹拌が可能となるここで本装置の旋回一往復期間中における反応タンク内の流速を解析すると図 3-1のとおり水中ミキサーの旋回に応じて大きく変動している本装置はこの旋回一往復期間中の平均流速が前述の必要流速である底部において0.1m/sec 以上を満足するように設計されるが図 3-1のとおり水中ミキサーが対向している時間帯は 0.1m/secと比較し非常に大きな流速が得られ従来機種による0.1m/sec 程度のほぼ定常的な流れと比較すると混合撹拌汚泥の沈積防止効果は非常に大きいと考えられる流速 (m/sec) :00:00 0:00:30 0:01:00 0:01:30 0:02:00 0:02:30 0:03:00 時間 (hh:mm:ss) 図 3-1 反応タンク底部流速の時系列結果例 (2) 性能確認 1: 安全性申請の装置は以下の通り操作性環境面で安全性の高い装置である 1 操作安全性水中ミキサーは連続運転であり日常の発停操作の必要は無いメンテナンス時の発停も水上部に設けた操作盤のスイッチからの起動停止操作であり極めて安全な操作である旋回装置は連続運転であり日常の発停操作の必要は無いメンテナンス時の発停は水上部に設けた操作盤のスイッチからの起動停止操作であり極めて安全な操作であるなお旋回駆動装置は槽上部に設けられているので低速回転 (0.2~4deg/sec) であるが安全カバーを設け巻き込まれ災害の防止を図っている -110-

7 2 環境安全性水中プロペラは水中部設置であり騒音振動の反応タンク外部への影響は考えられない旋回装置は低速の減速機であり騒音振動の外部への影響は無い (3) 性能確認 2: 耐久性等以下の通り実稼動施設にて機能確認を行い耐久性に対する信頼性を確認している水中ミキサー旋回装置ともいずれの施設においても磨耗等による交換実績は無く5 年以上の耐久性が確認できている水中部下部の振れ止め摺動部の磨耗については稼動後 3 年 10ヶ月で平均 0.05mmの磨耗量であり計算上 15 年程度まで十分耐えうることが確認できている (4) 性能確認 3: 安定運転の信頼性以下の通り槽内流速槽内混合特性槽内汚泥濃度処理状況に関して所定の機能を十分発揮し安定運転が可能であることを確認している 1 槽内流速測定図 3-2 に示す槽内 1~ 9 の 9 箇所の底部 ( 槽底部より 100mm の箇所 ) の流速を計測した計測は3 次元電磁流速計を用い 3 次元速度成分の合成速度ベクトルを 1 秒毎に測定し撹拌機の旋回が一往復する期間中における平均値最大値および最小値を求めた計測結果を図 3-3 に示す同図より旋回一往復中の平均流速は各箇所において汚泥沈降防止に必要とされている 0.1m/sec 以上が達成されており最大流速はいずれの箇所でも 0.1m/sec を大きく上回っていることがわかる返送汚泥流入口測定点 9は原水流入口の影響で安定した計測が行えないので池センターに 500mm 移動 ( 8もあわせて移動) 原水流入口 400 図 3-2 流速測定位置 ( 平面図 ) -111-

8 最大最小平均値 Velocity Magnitude (m/s) No.1 No.2 No.3 No.4 No.5 No.6 No.7 No.8 No.9 ポイント No. 各モニター点における流速の最大, 最小, 平均値図 3-3 各箇所における底部流速測定結果 2 混合特性の調査下水試験方法 (( 社 ) 日本下水道協会編 ) に則り混合特性確認試験を行ったトレーサーは塩化リチウムとし槽流入部からパルス注入し炎光光度計を用いて槽流出水のリチウム濃度を計測した流入水量は汚水が約 7,000m 3 /d 返送汚泥が約 3,000m 3 /d の稼動状態である解析されたトレーサー流出曲線と理論完全混合曲線を図 3-4に示す同図からトレーサー流出曲線は理論完全混合曲線とほほ一致しており本反応槽では完全混合に極めて近い混合状態が実現されていることがわかる図 3-4 トレーサー流出曲線と理論完全混合曲線 -112-

9 3 槽内汚泥濃度の確認図 3-2に示す槽内 1~ 9の9 箇所 3 水深において実稼動状態において活性汚泥浮遊物質 (MLSS) の濃度を計測した各採水点における計測値を表 3-2に示す同表中の上層部は水面下 100mm 中層部は槽中央部下層部は前出底部流速測定箇所である同表を見ると計測した全ての箇所で撹拌機の旋回方向によらずほぼ同等のMLSS 値であり本撹拌機による槽内活性汚泥の混合撹拌が十分行われていることがわかる表表 MLSS MLSS 分布結果分析結果単位 : mg/l No.1 No.2 No.3 上層上層上層中層中層中層下層下層下層 No.4 No.5 No.6 上層上層上層中層中層中層下層下層下層 No.7 No.8 No.9 上層上層上層中層中層中層下層下層下層

10 4 嫌気槽水質分析 4-1 酸化還元電位の計測嫌気好気活性汚泥法における嫌気槽内の嫌気状態の程度を確認する指標に溶液と不溶性電極との間に発生する平衡電極電位である酸化還元電位 ( 以下 ORP と略記する ) があるそこで稼動状態において図 3-2 の 2,5,8 の水深方向中間部 3 箇所の ORP を計測した計測結果を表 3-3 に示す ORP が小さい値であるほど嫌気的であるが同表より本嫌気槽は嫌気状態が確保されておりりん放出に良好な状態であると考えられる表 3-3 ORP 測定結果 ORP 8( 流入側 ) -170 mv 5( 槽中央 ) -199 mv 2( 流出側 ) -200 mv 4-2 りん酸態りんの測定嫌気好気活性汚泥法においては嫌気槽におけるりん酸態りん (PO 4 -P) の放出量が多いほど続く好気槽でりんの摂取量は多くなるそこで図 3-2 の 2,5,8 の水深方向中間部 3 箇所の PO 4 -P 濃度の分析を行った計測結果を表に示すスポットサンプリングデータであるが 2 回 (2 日間 ) の計測とも流入部中央部流出部の各部において安定したりんの放出が行われていることがわかる表 3-4 PO 4 -P の分析結果 (1 日目 ) 表 3-5 PO 4 -P の分析結果 (2 日目 ) 採取箇所 PO 4 -P(mg/L) 8(45) (30) (15) (65) (50) (35) (95) (80) (65) 25.0 採取箇所 PO 4 -P(mg/L) 返送 5.8 流入 6.6 分析方法 : モリブデン青 ( アスコルビン酸還元 ) 吸光高度法注 :( ) 内は汚水流入側側壁からの旋回角度 (deg.) を示すなお嫌気好気活性汚泥法のりん除去性能は本稿で述べている嫌気槽の撹拌装置の性能のみでは規定できないが本撹拌装置を設置した処理系列のりん除去率は約 90%~95% 程度と良好に稼動していることも確認している -114-

11 3.2. 特許の有無本撹拌装置の旋回機構設置位置等に関して特許を登録している名称 : 汚水処理槽出願番号 : 特願 (P ) 出願日 : 平成 20 年 2 月 8 日出願国 : 日本 3.3. 維持管理性 (1) 運転操作装置の起動停止はボタンによる連続自動運転が標準水中ミキサー旋回速度は回転数の調整を必要としない撹拌対象槽は自然流入流出であり流入水量の時間変動に対しても撹拌装置の運転調整は特に必要ない (2) メンテナンス性構造がシンプルなことから定期的なメンテナンス範囲は一般的な点検項目である軸受部への給油と絶縁抵抗測定のみであるなお水中ミキサー本体重量は約 20kg~300kgと軽量であり点検給油時には旋回支柱をガイドとして吊り上げ点検が容易な構造としている (3) 維持管理コスト前述の通り本装置の必要動力は従来機種の約 1/2の動力であり本申請装置の設置によりランニングコストの大幅な削減が可能となるまた写真 2-1の通り上部がオープンな反応タンクに設置する場合も従来機種は強固な点検ブリッジを反応タンク上部に渡す必要があったが本装置は側壁部への軽微な点検架台のみの設置で対応できる以上の成果を基に従来機種と申請装置との比較を表 3-6に示す表 3-6 本装置と従来機種との動力維持管理性等の比較従来機種本装置比較必要撹拌動力 ( 密度 ) 約 8w/m 3 約 4w/m 3 50% 減反応タンク縦横比の限界 1:2 1:4 2 倍 ( 装置台数 1/2) 吊り上げ重量約 400~2,000kg 約 20~300kg 大幅に減オープン槽の点検架台ブリッジが必要点検架台のみ大幅に減 -115-

12 3.4. 経済性生物学的窒素りん除去法の事例が比較的多い深層型反応タンクの一例として幅 8m 長さ18m 水深 10m 縦横比 1:2.3 容量 1,440m 3 の反応タンクを想定し従来機種と本装置を配置した試設計を行って比較することで経済性を評価したなお対象とする施設は反応タンク上部のスラブが無くオープンな構造と仮定する両装置の装置選定計算は以下のとおりである表 3-7 本装置と従来機種の試設計と経済性比較項目従来機種本装置 1. 装置台数 2. 必要動力の算出 3. 電気代の試算反応タンク縦横比が1:2 以上であるので 1 台では対応できない 2 台であれば 1 台あたりは1:1.1となり対応可能であるよって装置台数は 2 台とするなお設置位置は反応タンクを長手方向に2 分割したそれぞれ二領域の中央部とする 1 台あたりの撹拌動力密度は反応タンク縦横比及び水深より8.0w/m 3 とする ( 表 3-1 参照 ) 必要動力 =1, ,000 2 =5.76kw 2 台装置定格動力は枠番より7.5kw 2 台電気代 =7.5kw h/d 365d/ 年 13 円 /kwh =1,367 千円 / 年 ( 但し負荷率 0.8とする ) 反応タンク縦横比が1:4 以下であるので 1 台で対応できるよって装置台数は 1 台とするなお設置位置は反応タンク側壁部近傍で長手方向の中央部とする撹拌動力密度は反応タンク縦横比及び水深より4.0w/m 3 とする ( 表 3-1 参照 ) 必要動力 =1, ,000 =5.76kw 装置定格動力は枠番より7.7kw 1 台電気代 =7.7kw h/d 365d/ 年 13 円 /kwh =702 千円 / 年 ( 但し負荷率 0.8とする ) 以上の結果に基づきイニシャルコスト ( 年価 ) とランニングコスト ( 年間電気代及びメンテナンス代 ( 年価 )) を比較すると表 3-8のとおりとなった同表より本装置を導入することにより従来機種と比較してイニシャルコストとして60% 電気代として49% メンテナンス費用として44% 総計では55% のコスト削減が図れることがわかる -116-

13 表 3-8 本装置と従来機種との経済性比較結果 ( 単位 : 千円 %) 従来機種本装置差異削減率イニシャルコスト ( 年価 ) 2,828 1,127 1, 年間電力代 1, メンテナンス代 ( 年価 ) 総計 ( 年価 ) 4,915 2,229 2, 注 ) 機器耐用年数は 15 年として記載 3.5. 将来性わが国の下水道処理人口普及率は平成 19 年度末で全国平均 71.7% となっているが本装置が対象としている高度処理方式の対象人口普及率は15.7% にとどまっており高度処理方式の推進は今後の下水道事業の大きな課題のひとつである具体的に国土交通省下水道政策研究委員会の報告でも既存の処理場の高度処理化を推進するための高度処理の段階的推進等が提言されているこのように下水処理の高度化が進められる中で地球温暖化防止省エネルギー化環境負荷低減の観点からも本装置は大きく貢献できその市場は更に広がるものと考える 3.6. 独創性とその効果軽量かつ流速発生に必要な動力が小さいことで定評がある水中ミキサーに独自の旋回機構を付加することで反応タンク内全域に撹拌力が直接作用し従来機種より低動力でかつ対応可能な反応タンク縦横比も大幅に拡大したことこれにより以下の効果が得られている 1 撹拌動力密度が4w/m 3 程度であり従来機種に比較して撹拌動力が約 50% 削減できる 21 台で対応可能な反応タンクの縦横比が最大で1:4あり特に反応タンク縦横比が1:2 以上の場合従来機種に比較して装置台数が約半分にできる 3 水中ミキサーを旋回させることにより反応タンク端部まで確実な混合撹拌が可能となる 4 水中ミキサー本体の重量は軽量でありメンテナンス性が良好である 5 開放型反応タンクに設置する場合にも従来必要であった維持管理用ブリッジが不要であるまた当社では本装置の開発にあわせて専用の流速解析シミュレーションプログラムを開発した本技術を適用することで槽内に梁や柱がある場合や円形等の独特な槽形状の場合も含めて本撹拌装置の適正な動力選定が可能となる解析結果の一例を以下に示すなお前出実施設の流速測定結果との比較から本シミュレーション結果の整合性も確認している -117-

14 今後の規制に対する対応本申請装置の設置により以下の通り今後予想される法整備や規制強化に対しても対応可能及び有効な装置である 1 環境負荷としてのCO 2 排出量規制強化本申請装置は従来技術と比較し約 50% の動力負荷で連続運転を可能とするものでありエネルギー消費 (CO 2 排出 ) 量が少ないものとなっている更に本申請装置を導入することで装置台数や点検歩廊も削減でき鋼材使用量の削減も可能となる 2 公共用水域の水質保全と循環型社会への寄与本装置は下水の高度処理化に貢献できる装置であり閉鎖性水域の水質改善公共用水域の水質保全と再生水利用の促進循環型社会構築への寄与が出来る装置である 4. 応用分野現在適用されている下水処理施設以外にも小規模下水道コミュニティープラント生活排水処理施設農業漁業集落排水処理施設し尿処理施設その他各工場廃水処理施設へと適用範囲を広げることが可能と考えているまた廃水処理以外の分野でも広く撹拌装置としての適用が可能と考える -118-

国土技術政策総合研究所　研究資料

国土技術政策総合研究所　研究資料 4. 参考資料 4.1 高効率固液分離設備の処理性能 (1) 流入水 SS 濃度と SS 除去率各固形成分濃度の関係高効率固液分離設備は重力沈殿とろ過処理の物理処理であるため SS が主として除去されるそのため BOD N P についても固形性成分 (SS 由来 ) が除去され溶解性成分はほとんど除去されないしたがって高効率固液分離設備での除去性能についてはまず流入水 SS 濃度から前処理における