LNAPL多相抽除法對BTEX移除效能提升之探討

行政院國家科學委員會專題研究計畫 期末報告

LNAPL 多相抽除法對 BTEX 移除效能提升之探討

計 畫 類 別 ： 個別型

計 畫 編 號 ： NSC 101-2221-E-009-135-

執 行 期 間 ： 101 年 08 月 01 日至 102 年 07 月 31 日

執 行 單 位 ： 國立交通大學土木工程學系（所）

計 畫 主 持 人 ： 單信瑜

計畫參與人員： 碩士班研究生-兼任助理人員：吳志清

碩士班研究生-兼任助理人員：曹書銘

博士班研究生-兼任助理人員：江潤翰

報 告 附 件 ： 出席國際會議研究心得報告及發表論文

公 開 資 訊 ： 本計畫可公開查詢

中 華 民 國 102 年 10 月 13 日

中 文 摘 要 ： 油品污染場址之整治中，若該場址地下水位面上有浮油的存

在，則首要工作即為浮油回收(Free product recovery)以移

除污染源 (Source removal)。浮油回收的模擬在過去使用的

程式僅考慮雙相流或三相流，僅將 LNAPL 視為單一液體。換

言之，雖然汽油、柴油、飛機燃料油都是混合物，但在模擬

中都僅視為單一流體，賦予單一性質，其密度、黏滯性、介

面張力等都個別僅以一個參數計算。實際上，油品污染場址

的整體控制或整治效果，其核心還是地下水中的 BTEX。油品

中除了 BTEX 與 MTBE 幾種有危害性成分以外，其他的成分毒

性甚小、溶解度低且較易被生物降解，對地下環境的影響較

小。本研究將利用 TMVOC 軟體模擬近年來油品污染整治場址

常用之多相抽除法(Multi-phase Extraction, MPE)，因

TMVOC 中的 LNAPL 相可分別將油品中的各種成分包括 BTEX 與

MTBE 精確地模擬，故可藉以更深入瞭解在多相抽除過程中，

除了浮油回收以外，BTEX 與 MTBE 從非飽和層與浮油中移除

的狀況，以及在浮油回收過程中對 BTEX 與 MTBE 溶解至地下

水抑制的效率與回收效率。透過不同回收井間距與負壓之配

置，以及將地下水位同時洩降納入，藉 BTEX 回收與溶解至地

下水中的總量找出提升 MPE 之方式。

本研究以大型儲油槽汽油洩漏在砂質土層造成的污染作為研

究對象，以數值模擬軟體 TMVOC 探討多相抽除法在該場址

中，佈井位置、孔隙率、井底壓力此三變數對整治效率的影

響。模擬結果顯示佈井於洩漏點下游 10 m 處整治效率最佳，

由此點向上游或下游佈井效率將降低，距離此點越遠效率越

差。大孔隙率之場址整治效率較高。井底壓力與大氣壓力的

壓差和整治效率有正相關性，但非成正比，加大負壓對回收

速率的影響在整治前期較為明顯，整治後期影響降低。

中文關鍵詞： 輕質非水相液體、浮油回收、多相抽除、TMVOC、BTEX

英 文 摘 要 ： In remediation of LNAPL contaminated sites, free

product recovery is the major tool for source removal

when there is a LNAPL layer on top of the groundwater

table. In the past, the modeling of free product

recovery consider LNAPL phase as a single fluid

without discriminating its components including BTEX

and MTBE. However, the dissolution and control of

BTEX and MTBE are the most critical issue of an LNAPL

contaminated site, all other components of LNAPL are

less toxic, less soluble in water, and easily

biodegraded. The objective of this proposed research

is to use TMVOC, which can take the multiple

component of LNAPL especially BTEX and MTBE into

account, to simulate the multi-phase extraction and

assess the relative effectiveness of free product

recovery and soil vapor extraction to control the

release rate into groundwater and recovery rate of

BTEX and MTBE. The removal of BTEX under various

layouts and vacuum of MPE wells, as well as

incorporating groundwater pumping, will be evaluated

for determination of best scheme for enhancement of

remediation effectiveness.

In this study, numerical simulations had been

performed with TMVOC, in order to assess the

influence of well location, well bottom pressure and

porosity on the efficiency of MPE. A hypothesized

aquifer of sandy soil had been assumed to receive

gasoline from oil spill from tank farms and thus to

be remediated with MPE. The results of simulation

show that the extraction well placed 10 m downstream

from spill point gives the best efficiency.

Efficiency decreases as the extraction well was

located away from that particular point, either

upstream or downstream. Furthermore, the aquifer of

which a higher porosity has been assumed shows a

better efficiency than one with lower porosity. In

addition, the efficiency of extraction exhibits a

positive correlation with the difference between well

bottom pressure and atmospheric pressure.

Nevertheless, the benefit of high negative pressure

is obvious only in the earlier few months after which

the benefit decreases with time.

英文關鍵詞： LNAPL, free product recovery, multi-phase extraction,

TMVOC, BTEX

行政院國家科學委員會補助專題研究計畫

□期中進度報告

■期末報告

LNAPL 多相抽除法對 BTEX 移除效能提升之探討

計畫類別：■個別型計畫 □整合型計畫

計畫編號：NSC 101-2221-E-009 -135 -

執行期間： 101 年 8 月 1 日至 102 年 7 月 31 日

執行機構及系所：交通大學土木工程系

計畫主持人：單信瑜

共同主持人：

計畫參與人員：江潤翰、吳志清、曹書銘

本計畫除繳交成果報告外，另含下列出國報告，共 1 份：

□移地研究心得報告

■出席國際學術會議心得報告

□國際合作研究計畫國外研究報告

處理方式：除列管計畫及下列情形者外，得立即公開查詢

□涉及專利或其他智慧財產權，□一年□二年後可公開查詢

中 華 民 國 102 年 10 月 15 日

摘要

油品污染場址之整治中，若該場址地下水位面上有浮油的存在，則首要工作即為浮油回

收(Free product recovery)以移除污染源 (Source removal)。浮油回收的模擬在過去使用的程式

僅考慮雙相流或三相流，僅將 LNAPL 視為單一液體。換言之，雖然汽油、柴油、飛機燃料

油都是混合物，但在模擬中都僅視為單一流體，賦予單一性質，其密度、黏滯性、介面張力

等都個別僅以一個參數計算。實際上，油品污染場址的整體控制或整治效果，其核心還是地

下水中的 BTEX。油品中除了 BTEX 與 MTBE 幾種有危害性成分以外，其他的成分毒性甚

小、溶解度低且較易被生物降解，對地下環境的影響較小。本研究將利用 TMVOC 軟體模擬

近年來油品污染整治場址常用之多相抽除法(Multi-phase Extraction, MPE)，因 TMVOC 中的

LNAPL 相可分別將油品中的各種成分包括 BTEX 與 MTBE 精確地模擬，故可藉以更深入瞭

解在多相抽除過程中，除了浮油回收以外，BTEX 與 MTBE 從非飽和層與浮油中移除的狀

況，以及在浮油回收過程中對 BTEX 與 MTBE 溶解至地下水抑制的效率與回收效率。透過

不同回收井間距與負壓之配置，以及將地下水位同時洩降納入，藉 BTEX 回收與溶解至地下

水中的總量找出提升 MPE 之方式。

本研究以大型儲油槽汽油洩漏在砂質土層造成的污染作為研究對象，以數值模擬軟體

TMVOC 探討多相抽除法在該場址中，佈井位置、孔隙率、井底壓力此三變數對整治效率的

影響。模擬結果顯示佈井於洩漏點下游 10 m 處整治效率最佳，由此點向上游或下游佈井效

率將降低，距離此點越遠效率越差。大孔隙率之場址整治效率較高。井底壓力與大氣壓力的

壓差和整治效率有正相關性，但非成正比，加大負壓對回收速率的影響在整治前期較為明

顯，整治後期影響降低。

關鍵詞：輕質非水相液體、浮油回收、多相抽除、TMVOC、BTEX

計畫名稱：Assessment of Removal Rate Enhancement of BTEX by

Multi-Phase Extraction of LNAPLs

ABSTRACT

In remediation of LNAPL contaminated sites, free product recovery is the major tool for

source removal when there is a LNAPL layer on top of the groundwater table. In the past, the

modeling of free product recovery consider LNAPL phase as a single fluid without discriminating

its components including BTEX and MTBE. However, the dissolution and control of BTEX and

MTBE are the most critical issue of an LNAPL contaminated site, all other components of LNAPL

are less toxic, less soluble in water, and easily biodegraded. The objective of this proposed

research is to use TMVOC, which can take the multiple component of LNAPL especially BTEX

and MTBE into account, to simulate the multi-phase extraction and assess the relative

effectiveness of free product recovery and soil vapor extraction to control the release rate into

groundwater and recovery rate of BTEX and MTBE. The removal of BTEX under various layouts

and vacuum of MPE wells, as well as incorporating groundwater pumping, will be evaluated for

determination of best scheme for enhancement of remediation effectiveness.

In this study, numerical simulations had been performed with TMVOC, in order to assess the

influence of well location, well bottom pressure and porosity on the efficiency of MPE. A

hypothesized aquifer of sandy soil had been assumed to receive gasoline from oil spill from tank

farms and thus to be remediated with MPE. The results of simulation show that the extraction well

placed 10 m downstream from spill point gives the best efficiency. Efficiency decreases as the

extraction well was located away from that particular point, either upstream or downstream.

Furthermore, the aquifer of which a higher porosity has been assumed shows a better efficiency

than one with lower porosity. In addition, the efficiency of extraction exhibits a positive

Nevertheless, the benefit of high negative pressure is obvious only in the earlier few months after

which the benefit decreases with time.

Keywords: LNAPL, free product recovery, multi-phase extraction, TMVOC, BTEX

一、前言

1.1 國內加油站與儲槽數量概況

各類油品從製造到銷售會經過一連串的儲存和運輸過程，每一個過程中都有洩漏的可

能，其中油槽與附屬管線的洩漏則是主要的油品污染來源。尤其是數量龐大的加油站地下儲

油槽及管線埋設於地下，易使油槽或管線系統受氧化腐蝕、外力破壞或其他原因造成洩漏污

染。

由於地下儲油槽及管線埋設於地下，易使油槽或管線受氧化腐蝕、外力破壞或其它原因

造成洩漏污染，而地下儲油槽洩漏的機率與其埋設的年代有正比例的關係，根據美國賓州環

境資源部的研究，埋設 10 年以上的儲油槽有 46%會發生洩漏，而埋設 15 年以上者，其洩漏

機率更高達 71%。地面上及地下儲槽，依據美國賓州之統計，地下儲油槽系統產生的洩漏，

儲槽本身之洩漏佔 49％，管路之洩漏佔 39％，其他兩者皆洩漏者佔 12％，亦隨著儲槽埋設

時間之增加而增加。國內加油站漏油大部分在油管部分，原因有施工不當造成土木結構之鋼

筋與油管或油槽連接、包覆不良使金屬外漏與土壤直接接觸、及加油機漏電與接觸不良導致

電蝕。

設置時間 10 年以上的加油站和超過一百公秉的大型儲槽是發生滲漏的高危險群。環保

署預估至少有一成的儲槽和加油站有滲漏的情況。90 年與 91 年間，環保署更利用「地下水

潛在污染源調查計畫」針對 191 座加油站，與「全國 10 年以上加油站及大型儲槽潛在污染

源調查計畫」針對選定的 400 座加油站，進行潛在污染的調查工作。根據前者的結果來看，

在調查的 191 座的加油站中有 19 座有滲漏的情況，並已經造成土壤和地下水的污染；在調

查的 21 座儲槽中也有 6 座有同樣的情況。依據環保署「地下水潛在污染源調查計畫」

，各縣

市各年度石化儲槽污染調查場處及座數，91 年度調查 21 場處 1,402 座大型儲槽，92 年度調

查 172 場處 2,171 座大型儲槽，合計已完成 193 場處 3,573 座大型儲槽污染潛勢調查工作(行

政院環保署，2001)。

1.2 加油站地下儲槽與管線滲漏之主要污染物

石油碳氫化合物為混合物，含有各種化學物質對人體也都有一定程度的危害性，但是衡

量這些物質對於人體與環境的危害輕重程度與行政管理上的務實考量，所以目前一般所公認

石油碳氫化合物中的主要污染物有兩大類，一為 BTEX，另一為 MTBE(甲基第三丁基醚)。

此外，為了易於掌握石油碳氫化合物污染的概況，因此往往也以總石油碳氫化合物(Total

Petroleum Hydrocarbon，TPH)來作為法規中判斷污染狀況的基準。

苯(Benzene)、甲苯(Toluene)、乙苯(Ethylbenzene)、及二甲苯(Xylene)四者通常被合起來

簡稱為 BTEX，這四種化學物質為常用的有機溶劑，大多油品中存在此四種化合物。BTEX

都具高揮發性、低沸點及不易溶於水之特性。這四種單環芳香族碳氫化合物對人類身體之影

響可能因誤食、呼吸、接觸皮膚等造成慢性毒性、致突變性致畸胎性及對人體免疫系統干擾

抑制，其中苯更證實有生物毒性、致癌性及突變性等(阮國棟、簡慧貞，1994；Kuiper-Goodman,

T., 1995)，美國環保署已將 BTEX 列為 129 種優先列管污染物之一(阮國棟、簡慧貞，1994)。

甲基第三丁基醚(Methyl Tert-Butyl Ether，MTBE)是近年來被高度關切的有機污染物。在

1920 年代為了改善汽油的性能，因此添加四乙基鉛(Tetra -Ethyl Lead，TEL)到汽油中，藉以

提高辛烷值及抗爆性。到了 1970 年代後期，因使用汽油而導致鉛排放造成嚴重的空氣污染，

因此有替鉛劑的產生，比如乙醇、乙醚及 MTBE 等。這種替鉛劑的加入不但可提高辛烷值

還可改善燃燒、減少震爆及改善空氣品質，MTBE 添加的體積百分比約為 7%。自 1979 年起

MTBE 開始被用作為氧化劑(Oxygenate)添加於汽油後，添加的體積百分比提高為 11 –

15%。這幾年 MTBE 較引人注目係因 MTBE 已被美國環保署認定為對動物具致癌性。美國

飲用水諮詢委員會在 1997 年 12 月對 MTBE 建議在飲用水中的濃度範圍需小於 20-40 ppb，

我國毒性化學物質管理法亦將 MTBE 列管為第四類毒性化學物質。

1.3 國內加油站與儲槽污染與整治概況

國內目前已公告儲槽污染控制場址中，土壤污染項目以總石油碳氫化合物(TPH)最普

遍，地下水污染項目則以苯最常見。國內目前已公告之加油站污染場址，依污染類別分析，

土壤污染項目以總石油碳氫化合物(TPH)最普遍，苯、甲苯、乙苯次之，地下水污染項目則

以苯最常見。

目前國內公告之控制場址共 648 處，整治場址 49 處(環保署，2011)。控制場址中，加油

站共 45 處，儲槽有 5 處；其中屬於油品儲槽的場址為：台灣中油股份有限公司油品行銷事

業部東部營業處(北埔油庫)、高雄縣台灣中油股份有限公司石化事業部林園廠、國喬石化高

雄廠(高雄縣大社鄉大社石油化學工業區興工路 4 號)儲油槽漏油污染地下水案等 3 個場址。

整治場址中，加油站共 17 處，儲槽有 2 處；屬於油品儲槽的場址為：台灣中油股份有限公

司煉製事業部高雄煉油廠 P-37 油槽區。解除控制場址中，加油站共 19 處，儲槽 1 處。已經

解除列管的 2 處整治場址則皆為加油站。實際上是油品污染的場址中，台灣中油股份有限公

司苓雅寮儲運所場址曾有大規模柴油滲漏，經將近二十年的整治，部分已列為解除控制場

址，部分仍被列為控制場址和整治場址；台灣中油股份有限公司煉製事業部高雄煉油廠工廠

區是目前南部現存油品污染最嚴重的區域，部分屬於控制場址，最嚴重的高雄煉油廠 P-37

油槽區屬於整治場址。

1.4 研究目的

本研究將利用 TMVOC 軟體模擬近年來油品污染整治場址常用之多相抽除法

(Multi-phase Extraction, MPE)（包括 Bioslurping）

，因 TMVOC 中的 LNAPL 相可分別將油品

中的各種成分包括 BTEX 與 MTBE 精確地模擬，故可藉以更深入瞭解在多相抽除過程中，

除了浮油回收以外，BTEX 與 MTBE 從非飽和層與浮油中移除的狀況，以及在浮油回收過程

中對 BTEX 與 MTBE 溶解至地下水抑制的效率與回收效率。透過不同回收井間距與負壓之

配置，以及將地下水位同時洩降納入，藉 BTEX 回收與溶解至地下水中的總量找出提升 MPE

效能之方式。

由前述文獻回顧和國內外實際污染場址經驗可知，不論是單相或多相浮油回收（包括

MPE 在內）

，由於欠缺適當的模擬工具，因此都必須仰賴現場的先導試驗取得有限的資料決

定設計參數。但這樣的方式卻無法更為全面性地評估在不同場址條件下的最佳操作條件。此

外，往往現場的經驗多半是依照監測井中浮油的厚度來決定操作條件以及何時停止操作，並

無法有效釐清浮油抽除量和 BTEX 控制效率之間的關係。因此，若只能用浮油回收量來看，

在土壤顆粒較細的地層中往往認為 MPE 效率也不佳。但可能實際上，MPE 在 BTEX 氣相抽

除上有頗大貢獻，且因同時抽除浮油所以比起放棄浮油抽取僅以 SVE 方式更有效率。

本研究將透過 TMVOC 模擬探討 MPE 在不同地層中在 LNAPL 抽除和 BTEX 氣相移除

和土壤參數與系統操作參數的關係。

二、文獻回顧

2.1 油品污染概述

汽油（Gasoline）為原油蒸餾物之一部分，主要是 5 個碳至 10 個碳組成之碳氫化合物，

沸點介於 15℃至 200℃之間。而碳氫化合物含有各種化學物質，對人體也都有一程度的危

害，但是衡量這些物質對於人體與環境的危害輕重程度與行政管理上的務實，目前一般所公

基醚）

。苯（Benzene）、甲苯（Toluene）、乙苯（Ethylbezene）、二甲苯（Xylene）四者通常

被合起來簡稱為 BTEX，這四種化學物質為常用的有機溶劑，大多油品中存在此四種化合

物。這四種單環芳香族碳氫化合物對人類身體之影響可能因誤食、呼吸、接觸皮膚造成慢性

毒性、致突變性、致畸胎性及對人體免疫系統干擾抑制，其中苯更證實有生物毒性、致癌性

及突變性等，美國環保署已將 BTEX 列為 129 種優先列管污染物之一。BTEX 亦已被列為我

國地下水污染管制標準中。

（經濟部工業局, 2007）

大型地面儲槽洩、滲漏油量遠遠大於加油站的地下儲槽滲漏量，國內多起地面儲槽洩漏

都屬於重大的土壤及地下水污染事件。除了石油公司的油庫與儲運所、港口與航站具有大型

的地面儲槽之外，石化工業數量龐大的大型地面儲槽與管線都是潛在的污染源。依據環保署

「地下水潛在污染源調查計畫」統計，全台容積 100 公秉以上的儲槽總計 3,351 座。由於油

槽長期暴露在大氣中，受到日曬雨淋等環境力作用，可能造成底板外為基礎面因雨水或積水

造成腐蝕或接頭焊接部位因不同材質間氧化還原引發腐蝕。地面儲槽最可能發生洩漏的方式

為進出口管線洩漏、浮頂油槽之中心排水管斷裂、槽底洩漏、槽壁破裂或是操作不慎。

（經

濟部工業局, 2007）

2.2 LNAPL 於地表下之分布與移動

油品為輕質非水相溶液（Light Dense Non-Aqueous Phase Liquid, 以下簡稱 LNAPL）的

一種，當油品出現在土壤中時，可以下面五相存在：汽相、溶解相、自由相、吸附相、殘餘

相。以圖 2-1 為例子來說明，當地表發生洩漏時，油品受重力影響將會向下移動，移動過程

中有些液體將會以殘留飽和度留在不飽和帶中而不向下移動，此即稱殘餘相。除了殘餘相，

油品亦有機會在移動過程中揮發至不飽和帶或大氣中，形成汽相。當油品向下移動至毛細緣

層（Capillary Fringe）時，將會在該處堆積形成浮油並隨水力梯度向下游移動，此即為自由

相。若堆積造成的局部高壓足夠突破毛細緣層，則油品將有機會溶解至地下水體中，形成溶

解相並隨地下水流動，溶解相亦有機會出現在油品掃過之不飽和帶中所含之孔隙水中。最

後，當油品在與土壤顆粒接觸後，有機會被土壤顆粒中有機碳吸附在顆粒表面，形成吸附相。

圖 2-1 LNAPL 於地表下的分布(Fetter, 2001)

探討不飽和帶傳輸時有兩個重要的曲線，其一為土壤水特徵曲線（Soil Water

Characteristic Curve, 以下簡稱 SWCC）

，其二為 K-S 曲線。SWCC 定義了土壤中含水量與孔

隙張力的關係，圖 2-2 為典型粉土的 SWCC，當全飽和土體開始排水時，SWCC 將沿著

Desorption Curve 發展，當空氣突破 Air-entry Pressure 開始進入土體後，孔隙張力將明顯隨

含水量下降而上升，當含水量降至某一程度後曲線斜率開始趨緩，最後將達到殘餘含水量，

此時孔隙水不再排出。理論上殘餘含水量的定義為 Desorption Curve 斜率為 0 之處之含水量，

但因孔隙張力隨含水量降低而持率上升的現象不易停止，斜率真實為 0 處不易尋找，實際使

用上會設定一個張力停損點，van Genuchten（1980）建議使用凋萎點（15 m 水頭，約 147 kPa）

作為殘餘含水量張力停損點。從殘餘含水量為起點開始對土體進行濕潤動作時，SWCC 將會

沿著 Adsorption Curve 發展，隨著含水量提高，土體的空氣含量也逐漸降低，當孔隙張力不

再有明顯變化後含水量也將固定住，此時之含水量與初始全飽和土體含水量有差距，此差距

即為殘餘空氣量（Residual Air Content）

，為無法再被壓力排出的空氣。所謂 K-S 曲線，是指

土壤相對滲透係數（K）與飽和度（S）的關係曲線，當土壤飽和度降低時，相對滲透係數

也跟著快速降低。。

圖 2-2 典型坋土 SWCC （Fredlund and Xing, 1994）

2.3 油品污染場址之整治 – 浮油回收與多相抽除

由過去累積迄今的整治經驗顯示，很少有單一技術可以完全勝任整治工作，絕大多數的

情況都將數種整治技術合併使用，以達最佳的效果。例如整治的初期可能需儘量回收洩漏的

浮油，其次再利用土壤氣體抽除法或化學氧化法將殘留的油滴作進一步處理，再以地下水抽

出處理的方法對高濃度區的地下水作初步的減量，以及在污染的下游區以抽水方式防止污染

向下游擴散，接下來可考慮以現地地下水生物分解的方法，以及對未飽和層土壤施以生物通

氣法，作長時間的整治，如果時間條件許可尚可考慮申請採用自然衰減等。

浮油回收一直是油品污染場址中移除污染源的主要方法，其現場的經驗非常多，但研究

面的探討較少，直到近年來才逐漸有對其經濟與時間效益的探討(Campagnolo and Akgerman,

1995; Kirshner et al., 1996; Gerhard et al., 2001; Jennings and Patil, 2002; Mihopoulos et al.,

2002)；且有部分研究是針對方法的研發與改良(Nadim et al., 2000; USEPA, 2001)。然而，對

於浮油回收過程的模擬一向很少(Campagnolo and Akgerman, 1995; Mihopoulos et al., 2000,

2001, 2002; Jennings and Patil, 2002)。

初期以抽油來進行浮油回收可稱為「主要回收」(primary recovery)，僅能在 LNAPL 飽

和度夠高時執行(Chevalier, 2003)且僅能以溝渠(Trench)或單相(One-phase)/多相(Multi-phase)

抽除井達成。在抽除井以效率甚低無法抽除 LNAPL 時，因毛細力和浮力作用導致殘留在含

水層中的 LNAPL 之回收稱為「二次」(Secondary)或「三次」(Tertiary)回收，使用的方法包

括介面活性劑(Surfactant)降低毛細力(Chevalier, 2003)或超飽和水(Supersaturated water)放出

高壓 CO2 (Nelson et al., 2009)。

早期傳統抽除浮油的方式是以浮油回收機（oil skimmer）進行，其目標是要在不回收地

下水 (或非常少量)的條件下回收浮油。一般而言，這種方法涉及在開挖處、回收溝或回收

井使用油水分離設備移除浮於地下水位上的浮油，通常用於臨時性或短期的處置。但僅靠重

力自然的流動往往僅能回收開挖面周圍小範圍的區域，地質的孔隙愈小，浮油回收的效率愈

差。所以下列浮油的抽除技術以效果比浮油回收機好很多的雙相抽除法（Dual Phase

Extraction，DPE）為主要說明對象。

雙相抽除法亦稱為多相抽除法（Multi-phase Extraction）

、真空抽除法（Vacuum-enhanced

存在的污染物質，其中包括液態之地下水自由相（free product）、溶解相，以及不飽和土壤

層中以氣相存在之揮發性有機物等物質，屬於油、水、氣可同時抽除處理之整治技術。抽除

之各種型態之污染物，經處理之後排放或廢棄、回收。

在實際浮油回收方法中，雙相抽除法（Dual-phase(or two-phase) vacuum extraction

(DPVE)）與 Bioslurping 相似，是一種高成本效益的技術(O’Melia and Parson, 1996)；過去對

於這套方法的研究多半是探討其機制、執行方式與流程控制(Lamarre et al., 1997; Bailey and

Schneider, 1998; Zahiraleslamzadeh et al., 1999; Roth et al., 1999; Vaughn and Turner, 2001)，例

如 USEPA (1997)的手冊還提供了一份完整的系統特性、設計、效能、單價，甚至於是可提

供服務的廠商名單。

雙相抽除法在不飽和土壤層中，由於土壤氣體遭不斷的抽除，造成不飽和層趨向真空的

狀態，也因回收井附近之抽氣作用，使得污染區以外之遠方乾淨土壤氣體引入，造成通氣氣

流之現象，持續補助整治區之土壤層供氣供氧，產生類似生物通氣法之作用，如此可以加強

不飽和層土壤層之生物降解作用。雙相抽除法特別適用於油品類污染之場址，尤其是在自由

相之浮油尚未移除之前，並不適合直接利用生物或化學方法進行整治的場址。因此，在污染

場址採取多重處理方法併用原則下，針對有浮油層的場址，雙相抽除法往往優先於其他整治

程序，被選擇來處理地下環境中之污染物。在系統的設計上，大致可分為單泵與雙泵兩種，

其示意圖分別如圖 2-3 所示。

(a)單泵回收井 (b)雙泵回收井 (C) 單管雙相回收

圖 2-3 浮油回收井設備示意圖(API, 1996)

雙相抽除法在實際整治設計上已發展出多種形式，但主要有二種配置的概念，其差異僅

在於抽取管在井中之垂直位置的不同。一般的真空/抽水系統如圖 2-4 所示，直接將抽出管出

口置於地下水中，採用單一泵同時抽取水與浮油，由於回收井為氣密設計，所以回收井上部

產生真空而有回收油氣之效果。另外一種系統則是設計同時用單一泵同時抽取浮油、空氣與

水，所以將抽出管或抽氣管的出口置於空氣/浮油的界面 (圖 2-4)，這種設置即為一般所稱的

生物漱洗(Bioslurping)。有時雙相回收系統可以藉由地下水抽取量與回收井的數量與位置的

設計，達到利用水力控制來限制浮油團的擴散。

圖 2-4 生物漱洗井結構示意圖(API, 1996)

雙相回收抽除系統適用於土壤、地下水污染併同處理，甚至包括浮油之回收，具有氣、

液、油共同處理之適用優勢。

雙相回收抽除系統的適用條件包括：

1. 低到中等的透水性地質 (水力傳導係數 < 10

cm/s) 或較薄的浮油厚度( < 15 cm)。

2. 地下水位介於 1.5 到 6 m。

3. 傳統的抽出法或回收溝技術不適用。

4. 浮油位於舖面或不透氣表面之下。

當雙相回收系統之浮油回收體積不夠多的時候，就該考慮停止操作，所以訂定停止運作

之標準也是系統建置時必須審慎考慮的條件。停止運作的標準可能包括總浮油回收率 (例

如：每個月少於 2 加侖或者浮油回收體積對地下水抽出速率的比例小於 0.1%) 與回收/監測

井中浮油厚度 (例如：小於 3 cm)。浮油厚度應按季或按月進行監測，以確保回收/監測井中

的浮油厚度在規定時間內 (如 2 年) 沒有超過閥值 (如 3 cm)，此閥值也可同時作為重新啟動

回收設備的參考。

2.4 浮油回收與 LNAPL 抽除之數值模擬

Charbeneau 早期曾替 U.S. EPA 開發了相當原始的浮油污染模擬模組 HSSM，油品滲漏

後在非飽和層的下滲行為可用 KOPT 程式計算、至形成浮流體可用 OILENSE 程式計算，溶

解態的傳輸可用 TSGPLUME 程式計算。然而，這一套程式組無法計算地下水中(非溶解相)

的油粒的傳輸。而且 U.S. EPA 並未提供蒸汽相(Vapor Phase)的油氣傳輸與分佈模式，因此無

法計算油氣在非飽和土層中的濃度分佈(Weaver et al., 1994)。HSSM 是一初步篩選模式；它

對包括許多化學和水文現象僅採取即為簡單的假設和排除某些現象，例如假設地表下為均

質。在這模式中，許多潛在的重要過程是近似或完全被忽略，這模式的只是用來做同數量級

的估計。HSSM 是根據一簡化之 LNAPL 釋放概念，

「油品污染物動態傳輸」(Kinematic Oily

Pollutant Transport (KOPT))和 OILENS 模組被整合到單一個電腦程式，HSSM-KO，可提供地

下水含水層模式一個隨時間改變的污染源狀況。KOPT 和 OILENS 計算一同時溶解於 LNAPL

和水相的化學成分的蹤跡。一旦這個化學成分到達地下水位，它會經由和補注水接觸以及從

LNAPL 鏡體釋出污染地下水含水層。如此，這模式這第三部份模擬的是 LNAPL 的化學成

分穿越地下水含水層的傳輸。由於從 OILENS 釋放的質量通量隨時間改變，因此地下水含水

層模式必定得能夠模擬隨時間改變的污染源狀況。為了和使用於 KOPT 和 OILENS 的近似

假設保持一致，一適當選擇是採用移流-分散等式解析解的瞬時態污染源高斯污染團模式

(Transient Source Gaussian Plume (TSGPLUME))。

另一方面，Parker et al. (1994)開發了 ARMOS 數值模式，模擬非拘限含水層中浮油移動

和回收，可模擬 LNAPL 在自然梯度或浮動泵(Skimmer pump)抽取下（僅抽 LNAPL 未抽水）

之流動。Waddill and Parker (1997a) 對數值模式加以修正，以考慮土壤水保持中遲滯現象對

LNAPL 困在土壤中的效應，並用在以抽水製造地下水位洩降加速 LNAPL 回收之狀況分析。

之後 Waddill and Parker (1997b)在 ARMOS 中納入隨機統計分析(Stochastic analysis)評估含水

層異質性對 LNAPL 回收之影響。其結果顯示含水層異質性對浮油回收與油品困在土壤中的

影響不顯著；利用土壤性質的幾何平均數作為模擬參數可有效評估浮油回收。Cooper, Jr. et al,

(1995)以二維有限元素模式 ARMOS 模擬浮油回收，利用間歇性啟動與可變化抽取速率的方

式回收，間歇性啟動的目的在於侷限浮油往外擴散以提高抽取效率。研究結果顯示相較於一

般「定速率」抽取浮油，其建議方案可提高浮油回收體積 11%，減少困在土壤中的 LNAPL

15%。Charbeneau and Chiang (1995)基於 Lenhard and Parker (1990)與 Farr et al. (1990)的成果

開發出垂直向平衡數學模型，描述 LNAPL 滲漏後在地層中的分布；之後更提出了浮油回收

的模擬工具。

Charbeneau et al. (2000)提出兩個浮油回收模擬的簡單模型來模擬抽油井和負壓增強系

統(Vacuum enhanced systems)。其模式與 ARMOS 相較更為簡單，且有利於用來作為回收系

統的初步設計之用。但此模式僅考慮垂直向的平衡，無法真正用來模擬三維的現場狀況和同

時使用多井回收的狀況(Charbeneau et al., 1999, 2000)。該模式後來經過更進一步的改良，並

且將控制方程式以試算表方式處理(Charbeneau, 2003) 並整合為一套評估浮油回收用的專用

軟體(Charbeneau, 2007; Charbeneau and Beckett, 2007)，這套軟體的開發是美國石油學會

(American Petroleum Institute, API)支持的，可由該學會的網站上下載。

API/Charbeneau 模式因其已納入許多不同類型的場址參數，如非飽和流特性、水文地質

參數、水-空氣-LNAPL 三相的性質(Huntley and Beckett, 2002; Adamski et al., 2005; US EPA,

2005)且易於使用，且可模擬單層(Charbeneau and Chiang, 1995; Charbeneau et al., 1999,

2000)、雙層(Charbeneau, 2003)、甚至於三層(Charbeneau, 2007; Charbeneau and Beckett, 2007)

不同的含水層材料，故廣為工程界與學術界接受和使用。部分研究使用該模式模擬結果與現

場浮油回收數據比較，誤差範圍約為 6%和 14% (US EPA, 2005; Adamski et al., 2005)。Adamski

et al. (2005)利用 API/Charbeneau 模式模擬細顆粒土層中浮油回收。該場址監測井中浮油厚度

最高達 4.6 m。模擬結果在 LNAPL 分布、飽和度、回收都與實際狀況頗為吻合。模擬結果

預測 LNAPL 飽和度小於 3%，實際上為 2%。模擬預測可回收浮油 2009 L，實際上 1.5 年以

高負壓抽除系統抽油後回收約 568 L。且該案例證明較小尺度的異質性當網格尺度較大(2 m)

時可忽略。

但對於較細顆粒土壤中的 LNAPL 抽除，因 LNAPL 液相層厚度較小，所以似乎以負壓

為主（如 MPE, Bioslurping）的整治方式較符合成本效益。但該研究結論為甚少 MPE 可以達

成在短期內將 LNAPL 厚度降低到零的目標；即使在短期內可以達到目標的狀況，在 12 個

月之後 LNAPL 的「回彈」(Rebound)導致 LNAPL 又出現在地下水位面上。因而，在較細顆

粒土壤中 LNAPL 移除的較佳方式應為以長時間的蒸汽抽除（蒸汽相的質量轉移）為主。但

研究中的模擬也顯示 MPE 在極細顆粒土壤中的功能不彰。因為 LNAPL 的滲透性對細顆粒

土壤中含水比的變化極為敏感，因此若 MPE 可以進行數週，應可有效將 LNAPL 飽和度降

低至不再進入含水層。

但在此方法的模擬方面之研究極少(Li et al., 2003a; Yen et al., 2003; Yen and Chang,

2003)。Li et al. (2003a)提出有限元素多相流程式模擬雙相負壓抽除整治；模式本身模擬效率

高，因僅考慮在垂直方向將水、LNAPL、氣的流動之控制方程式整合。Yen et al. (2003)則提

出 Bioslurping 的有限元素程式評估在異質性、異向性非拘限含水層中 LNAPL 的回收效率；

該模式可模擬水、油、氣三向在地下水中的流動和非飽和層中的氣相流動，同時模擬用抽氣

（負壓）回收 LNAPL 和多種溶質溶解至地下水中，且以南台灣的某案例實際應用。但上述

的解析模型或模擬程式都是以解析解或二維數值模型，無法處理真三維問題；且模式選擇受

現場的複雜程度影響極大，實際的三維流場（例如有儲槽或其他物體存在）或高度異質性含

水層，上述的程式恐都無法提供較適當的模擬(Charbeneau et al., 2000)。

至今為止 VER 模擬甚少，多相之間的組合率關係為納入考量或考量時不夠嚴 (Blake and

Gates, 1986; API, 1989; Baker and Bierschenk, 1995, 1996)。例如 Charbeneau et al. (1989)開發

的兩層模型來模擬浮油回收。相對地，在過去主要研究多相流的學者在浮油回收、負壓加速

抽除相關的模擬以三維三相流程式模擬似反而較為完整。

Beckett and Huntley (1998)使用 MAGNAS3 模擬 LNAPL 回收。MAGNAS3 (MAGNAS3.

HydroGeoLogic, Inc., 1992; Panday et al., 1994; Huyakorn et al., 1994)為三維有限元素三相流

模擬模式，該模式不考慮土壤水遲滯現象；該研究亦並未將蒸汽相 LNAPL 回收納入模擬。

影響研究結果的重要現象為 LNAPL 在土層中的貯留和移動受土壤毛細作用特徵、滲透性、

液體性質之控制；就監測井中浮油厚度一樣的情況下，細顆粒土層中 LNAPL 的飽和度通常

較粗顆粒土壤者低。

考量以抽除井為中心的軸對稱狀況，Beckett and Huntley (1998)模擬區域為一扇形柱體，

總地層厚度 15 m，半徑 57.5 m，地下水厚度 10 m（圖 2-5）。模擬周圍變界上，地下水定水

頭邊界，LNAPL 為無滲流邊界（亦即 LNAPL 總體積不變）。LNAPL 回收之模擬係在井中

設定地下水位、浮油面、氣體勢能的洩降。

模擬 LNAPL 抽除的結果顯示（圖 2-6），因 LNAPL 移動性隨其在土壤中飽和度降低而

變小，且細顆粒土壤滲透性(Intrinsic permeability)較粗顆粒土壤小，因此在細顆粒土壤層中

進行浮油抽除不易成功，可抽除量極小；只有在抽除井周圍 3 – 5 m 範圍內 LNAPL 飽和

度有顯著降低。在粗顆粒土壤中，LNAPL 回收較易，液相抽除就可回收達 95%。研究結果

發現，在抽除井附近 LNAPL 滲透性因 LNAP 移除而降低的效應隨距離減緩，亦即在抽除井

周圍的低 LNAPL 滲透性區域導致回收要擴大範圍受到阻礙。因此，以負壓輔助浮油回收應

該可以提升水力回收率。因為垂直向勢能平衡必須滿足，因此若監測井中若有浮油存在時，

其浮油厚度較地層中有液相油品的厚度小，且地層中的浮油厚度尚不包括在其上下土壤孔隙

中殘留（因污染過程或地下水位變動導致）而不易移動的 LNAPL。但即使是所謂的「浮油」

，

其所存在的土壤孔隙中也還是有水和空氣的存在。

圖 2-5 模擬區域示意圖(Beckett and Huntley, 1998)

圖 2-6 (a) 初始浮油厚度 10 ft 模擬結果之 LNAPL 初始飽和度、(b)不同初始浮油厚度

模擬結果之 LNAPL 初始飽和度(Beckett and Huntley, 1998)

對浮油回收效能來說，影響最大的是土壤種類；影響層面包括地下水位洩降、負壓輔助

效能。在有 10 ft 初始浮油時，良好級配(SW)砂中，初始平衡飽和度最大值可達 90%；但在

沈泥質砂(SM)中，最大飽和度只有 30%；沈泥(ML)中則僅 11%。飽和度之大小影響 LNAPL

相對滲透性，因而在原本滲透性(Intrinsic permeability)就已經比較低的細顆粒土壤中 LNAPL

移動性受飽和度影響而更小。

以抽取地下水製造洩降輔助抽油的雙相抽除，在粗顆粒土壤中有效（例如該研究中的良

好級配砂）

，總抽除量 96%；井周圍(5 m 以內)抽除量更高達 98%，LNAPL 飽和度由 90%降

低至 20%。浮動泵 LNAPL 抽除率由開始的 10 gal/min 以上在 3 年後降低至 1 gal/min。SM

土壤在井周圍 1 m 內的飽和度則在 3.2 年的浮油回收後由 30%降低至 10%，模擬範圍內的總

抽除率只有 5%；LNAPL 抽除率由 0.045 gal/min 在 3.2 年後降低至 0.015 gal/min（圖 2-7）。

模擬的 3.2 年中，ML 土壤的總清除率則亦僅 7%。

模擬加入負壓輔助之浮油回收（Vacuum-Enhanced Fluid Recovery, VEFR），以負壓提高

流入回收井的有效勢能梯度，並同時以液相和蒸汽形式回收在地下水位面以上土壤孔隙中的

LNAPL。加入 VEFR 後，浮油回收效率顯著提升；在粗顆粒土壤中效益較細顆粒土壤顯著，

在井附近的回收率幾乎倍增（圖 2-8）。

圖 2-7 不同種類土壤中 LNAPL 抽除率與時間之關係(Beckett and Huntley, 1998)

圖 2-8 SM 土壤中 VEFR 輔助之浮油回收率與時間之關係(Beckett and Huntley, 1998)

Peargin et al. (1999)利用 MAGNAS3 (Huyakorn et al. 1994; Panday et al., 1994)模擬浮油回

收。以 MAGNAS3 模擬 MPE，包括均質狀況、砂與沈泥質黏土互層（厚度 0.25 m）、沈泥

質砂與沈泥質黏土互層。模擬之 LNAPL 為汽油，在地下水位面上厚度 1 m；假設厚度均勻，

體積固定。地下水水位在邊界上為定水頭。模型為軸對稱。下邊界為無滲流邊界(No flow)。

抽取井位於圓柱形邊界中央，負壓 15 in.Hg，抽水、油、氣。井以洩降 2.25 m（低於靜止地

下水位面）模擬，蒸汽流動範圍可容許高於靜止地下水位面 3 m。該研究顯示，短期 MPE

整治潛能以：(1) LNAPL 飽和度隨距離與時間之變化最大化；(2) 在回收井 10 m 範圍內任一

時間的 LNAPL 體積變化；(3) 在土壤中的污染區中 LNAPL 蒸汽的流動。

該研究證實，在沈泥質黏土或沈泥質砂與黏土互層等 LNAPL 飽和度和體積小的狀況

下，無論時間多長，MPE 幾乎沒有液相回收。有效的捕捉半徑隨時間較長、導水度較高、

毛細上升較小而增大。對沈泥質砂和其他細顆粒土壤而言，8 小時之間，在井的 1 m 範圍以

外，LNAPL 飽和度降低不到 0.1%。但若時間拉長至 30 天，MPE 井 10 m 以內 LNAPL 飽和

度可降低 5%。對於透水係數低於 0.05 darcy (4.0 x 10

cm

)的細顆粒土壤來說，除非浮油很

厚且飽和度高於 35%（幾乎不可能）

，否則無法有效抽除。因為，一旦飽和度降低，LNAPL

相對導水度降低、流動速度減緩，MPE 效率也就愈來愈低。

無論是在較粗顆粒或較細顆粒土壤中，短期 MPE 對於抽除 LNAPL 蒸汽的效能不足（表

2-1）

。在抽氣時負壓導致毛細水上升，以致於在抽除井周圍孔隙中含水量大幅提高，導致土

壤氣體通路受阻，因此在通氣層中的污染區土壤氣體流通能力降低，嚴重影響 MPE 之土壤

蒸汽移除效能。

表 2-1 模擬結果顯示不同土壤中之浮油回收效率(10 m 半徑內)(Peargin et al., 1999)

Chen et al. (2005)對 LNAPL 之負壓加速回收(Vacuum-enhanced recovery, VER)進行數值

模擬，開發了一個三相流 LNAPL、空氣、水模擬程式。考量垂直向水頭平衡，將 3D 問題

以 2D 處理；且可納入含水層之異質性。並以加拿大西部某場址為對象模擬。但該研究的

LNAPL 僅考慮 BTEX，並未考慮 LNAPL 的主成分烷類，也沒有考慮遲滯現象。

Rasmusson and Rasmusson (2009)以 TMVOC 模擬實際 LNAPL 污染場址的浮油回收，探

討是否可以 LNAPL 之滲漏歷程和整治以及所需的時間。其場址模型為軸對稱之 3-D 圓柱形

區域。其模擬之滲漏時間為 30 年，柴油滲漏總體積約 700 m

_{。因模擬未考慮季節性地下水}

位變動與土壤之異質性，因此模擬結果高估了各監測井中柴油厚度和回收量。該研究另一重

要結果為 LNAPL 的移動性(Mobility)隨時間快速降低，導致浮油回收時間緩慢。LNAPL 到

回收井的滲流率(Flow Rate)在幾年之間減半。大量的 LNAPL 會以接近殘餘飽和度的狀態存

在於回收井相反側（外圍）的土壤孔隙中。該論文作者建議日後應將材料的異質性，例如導

水度、NAPL 殘餘飽和度等，在場址模型設定時納入考量。

2.5 污染物傳輸物理模型

孔隙介質中的污染物傳輸遵守質量守恆，其基礎概念為：空間裡某一區域中，其質量的

增加速率會等於流進該區域之質量的淨通量加上生物反應以及非生物反應在該區域引致的

質量增減。以上概念可用以下數學式子表示：

∫∫∫

∫∫∫

=

−

∫∫

⋅

+

SdV

dA

n

J

mdV

dt

d

ˆ



(2.1)

其中 CV 指空間中一任意控制體積，CS 為包圍該體積的封閉曲面，m 為污染物在控制

體積中的質量分布，

J



為污染物質量之流速，

nˆ

為封閉曲面上的法向量，S 為生物反應以及

非生物反應造成的 sink／source。公式中質量流速可用散度定理做以下改寫

∫∫∫

∫∫

⋅

=

dV

J

div

dA

n

J



ˆ

(



)

(2.2)

綜合上述二式可得

0

}

)

(

{

+

−

=

∂

∂

∫∫∫

m

div

J

S

dV

t



(2.3)

或

S

J

div

m

t

+

=

∂

∂

)

(



(2.4)

此即為孔隙介質中污染物傳輸的連續方程式。就應用觀點而言，連續方程式的應用在於

將將問題予以簡化，簡化的過程是透過一些假設將各種程序加以模式化。

（顏伯穎, 2002）

質量分布 m 會以濃度的形式來表示其在控制體積的分布量多寡。控制體積中的空間分

別被孔隙與土壤顆粒占據，而孔隙又分別被不同流體占據，一般來說流體可分為三相：水、

空氣、油，質量 m 將分布在此四者之間。在應用上，會以單一相的濃度為基礎，透過函數

關係來表示其他三相中的濃度，此稱為溶質分配（Solute Partitioning）

。以水相濃度為基礎，

並假設線性關係來進行溶質分配為常見的做法。土壤吸附屬溶質分配的範疇。

污染物流速

J



可以三種方式出現：平流傳輸（Advection Transport）

、擴散（Diffusion）、

機械延散（Mechanical Dispersion）。溶質隨著孔隙流體的運動而被帶走的現象稱為平流傳

輸。平流傳輸是最顯著的質量移動方式，動力來源為流體的勢能梯度。擴散是指質量透過隨

機分子運動傳輸的過程，擴散會將質量自高濃度區帶往低濃度區。在探討低傳導系數土壤中

的傳輸、揮發性化學物質在汽相中的傳輸、殘留相 NAPL 的衰減等三種傳輸情境下，擴散為

重要的機制，但一般來說擴散傳輸影響尺度較孔隙流體傳輸小得多。另外，擴散亦可對污染

物被化學吸附的比率產生限制作用。平流傳輸為孔隙流體傳輸上的平均概念，機械延散則用

來形容此平均值的偏差程度（Deviation），偏差值具有方向性，並隨模型尺度不同而改變。

實務上，時常將機械延散與擴散的影響合併，以水動力延散（Hydrodynamic Dispersion）來

表示。

（Randall, 2000）

2.6 TMVOC 及其物理模型

TMVOC 為美國勞倫斯柏克萊國家實驗室（Lawrence Berkeley National Laboratory）所開

發，以 TOUGH2 為藍本改寫的三維積分式有限差分三相流模擬程式，它被設計來處理碳氫

化合物與有機溶質在飽和及不飽和帶中的傳輸，並可模擬人工整治。Thunderhead Engineering

為其開發了使用者介面 PetraSim。已有許多研究使用 TMVOC 進行模擬（Battistelli, 2008, 陳

等, 2009, Rasmusson and Rasmusson,2009, Erning, et al, 2009, Kererat and Soralump, 2010, et

al.）。

TMVOC 使用積分式有限差分（Integral Finite Difference）處理空間域，在時間域上則使

用一階有限差分，通量與 sink／source 使用 fully implicit 處理。控制體積中外延性質使用平

均值取代，控制面積上內延性質通量的表面積分（Surface Integral）以離散空間下各連接面

淨通量平均值的總和取代。對於空間中某個控制體積 V

以及其鄰接空間 V

，若探討 V

中某

K 物質質量守恆行為，則有

M

V

MdV

=

∫

(2.5)

M 為 V

中的密度分布，

為 M 在 V

中的平均值。而在離散空間下，控制面積上的淨

通量可表示為

∑

∫

⋅

Γ

=

F

A

d

n

F

ˆ



(2.6)

Γ

為控制面積，

nˆ

為控制面積上法相量，

F



為 K 的流速，A

為 V

和 V

的交界，F

為

F



在 A

上的垂直分量平均值。圖 2-9 展示了 TMVOC 離散模型示意圖。

圖 2-9 TMVOC 離散模型 (Pruess et al., 2002)

而 K 可由不同相流體攜帶，故有

∑

=

x

F

F

(2.7)

x

為 K 在

β 相流體的濃度，F

為

β 之流速在 A

上的垂直分量平均值。而 F

遵循廣義

達西速度













−

−

















−

=

g

D

P

P

k

k

F

_m

r

r

(2.8)

K

為 V

的本質滲透係數（intrinsic permeability）

，K

為

β 的相對滲透係數，ρ

為密度，

μ

為黏滯力，P

與 P

分別代表

β 在 V

及 V

的壓力，D

為 V

及 V

的節點距離，g

為

重力加速度在節點 n、m 連線上的分量。

綜合以上公式可得到

k n m nm nm n k n

q

F

A

V

dt

dM

₌

1

_∑

₊

(2.9)

其中 q 為 sink／source 在 V

中的平均值，此即為 TMVOC 的控制方程式。

TMVOC 假設在任意時間點上，整個模型皆達到化學平衡與熱平衡，即化學、熱平衡為

瞬發反應。化學反應只發生在以下幾種情形：交界面上的質量交換、固體相的吸附以及 VOC

之生物降解。在 TMVOC 控制方程式中未考慮機械延散（Fickian Model for Hydrodynamic

Dispersion）

，須額外配合其他套件來模擬機械延散對傳輸的影響。(Pruess et al., 2002)

三、研究方法

3.1 模擬場址與土壤與油品參數

本研究使用 TMVOC 軟體模擬煉油廠或儲運站等大型儲槽之洩漏與整治，並比較不同整

治方案效率差異。本模擬所用數值模型的示意圖繪製於圖 3-1，圖中模型最上方區域為大氣

連通邊界，而最底部為無通量邊界，此邊界用來模擬不透水層。最左下與最右下網格為固定

端，用來給予流場一個穩定的左右端水頭差，而最左上與最右上網格亦為固定端，用來提供

模擬大氣邊界所需的固定壓力。緊鄰大氣邊界的下方即為土層，在土層中引入一個洩漏源 S

來模擬油品洩漏，在 S 水平距離 L 外之處引入整治井 W，W 將開篩在地下水位面附近。而

在本研究中透過改變 L 來比較不同佈井位置整治效益的差別，並改變土層孔隙率來探討孔隙

率對整治效益的影響，最後改變 W 的負壓大小，探討負壓對整治效益的影響。

使用數值模型模擬污染場址之整治可分為三個階段，第一階段為建立未污染地下水流

場，第二階段為模擬油品洩漏，第三階段為引進整治井並模擬抽油整治。以下分別就此三階

段分別說明建模過程。本場址設定為煉油廠、儲運站、火力發電廠、機場、大型化工廠等具

有大型儲槽之設施油品滲漏與整治。

圖 3-1 模型示意圖

LNAPL 污染整治之模擬分為兩個階段：

1. 污染階段 – 油品由儲槽滲漏：探討問題 – 定滲漏率下不同土壤類型中 LNAPL 分

布（厚度、範圍）

。本階段建立之污染範圍與分布，將作為第二階段的初始條件。第一階段

之輸出檔為第二階段之輸入檔。

2. 整治階段 – 浮油回收（滲漏已停止）

：探討問題 – 浮油回收速率、負壓大小等整治

系統控制因子對回收效率之影響。以第一階段之污染場址停止 LNAPL 滲漏，並在 TMVOC

模型中以適當之 Sink 假設，模擬 MPE 之負壓與浮油回收。

3.2.1 未污染場址之建立

本研究選定一長 400 公尺（X 方向）、寬 200 公尺（Y 方向）、深 16 公尺（Z 方向）之

模型作為研究對象。模型土層使用單一砂層，絕對滲透係數在水平向（X&Y）為 1.0×10

m

，

垂直向（Z）為 1.0×10

m

，孔隙率為 0.3。SWCC 使用 Paker 3-phase 的理論，相關參數為：

S

=0、n=1.84、

α

=100、

α

=110；相對滲透係數使用 Stone’s 3-phase 的理論，相關參數為：

S

=0.1、S

=0.05、S

=0.05、n=3。模型所使用的土壤參數整理於表 3-1。

表 3-1 土壤參數

Horizontal Intrinsic Permeability Vertical Intrinsic Permeability Porosity

1.0×10-11 1.0×10-12 0.3

Stone's Model Parameter

n Swr Snr Sgr

3 0.1 0.05 0.05

Paker 3-phase Model Parameter

Sm αgn αgw n 0 100 110 1.84

模型中深度-0 m 至-1 m 為大氣邊界，-1 m 開始為土層。土層分布在-1 m 至-16 m 間，厚

度共 15 m。整個模型在 Z 方向分為 12 個網格，由-0 m 至-11 m 為加密網格，-11 m 至-16 m

為粗網格。X 方向分為 20 個網格，Y 方向分為 12 個網格，在此兩方向上於洩漏點預定位置

做有網格加密的動作。網格示意圖繪製於圖 3-2。

圖 3-2 網格示意圖

本研究中將地下水水位於左端設置於-6 m 而於右端設置於-7 m，從而使整個模型產生

0.0025 之水力坡降。地表降雨入滲在本研究中未予以考慮。因 TMVOC 無法求解穩態解，本

研究中必須以長時間的暫態模擬來得到穩態解。在模擬長時間的地下水流後，可得到一相對

穩定的流場，如圖 3-3 所示，該流場水流方向皆為平行 X 方向，而此流場將用於後續模擬油

品洩漏。

圖 3-3 穩定之地下水流場

3.2.2 洩漏階段之模擬

為了避免邊界效應，洩漏點位置將設在稍偏上游處，且為了模擬大型儲槽實際洩漏行

為，洩漏點應設置於貼近地表之網格，最終本研究將洩漏點中心座標設為 X=110，Y=105，

Z= -1.5，洩漏點在模型中的相對位置可參考圖 3-4。

圖 3-4 洩漏點位置

本由究所使用之油品為汽油，而為了真實模擬油品於土壤中之遷移行為，本研究不將油

品以單一物質替代，而將是將其中每個成分獨立設立一個 Source。本研究將汽油簡化為五成

分，分別為苯、甲苯、乙苯、二甲苯、正辛烷，其各自的重量百分比如下：苯 3.5%、甲苯

7.0%、乙苯 5.5%、二甲苯 1.5%、正辛烷 82.5%。模擬洩漏速率設定為每天 0.5 m

，即每天

1826.25 kg，據此計算各個污染物的洩漏速率如下：苯 1.58×10

kg/s、甲苯 3.15×10

kg/s、

二甲苯 6.759×10

kg/s、乙苯 2.48×10

kg/s、正辛烷 3.72×10

kg/s。滲漏時間訂為 10 年，

故可預估 10 年後總滲漏量可達到 1,142,802.8 kg。滲漏速率彙整於表 3-2。在 TMVOC 中所

使用的化學參數請見附錄。而在研究過程中尋找油品化學性質時，時常只找到某一特定溫度

下的數值，抑或是無法找到 TMVOC 內建公式所使用之參數。為了順利完成模擬，本研究將

模型維持在恆溫 25℃，讓化學參數不會因溫度變化而產生改變。

為了研究孔隙率對整治效率的影響，本研究將對兩個不同孔隙率之場址以相同洩漏速率

進行油品散佈。模擬結果，在孔隙率 0.3 之場址 10 年後留於場址中的總油品共有 1,422,851

kg，而在孔隙率 0.4 之場址共有 1,422,901 kg，與估計值 1,142,802.8 kg 相比僅有十萬分之三

與十萬分之七的誤差。

表 3-2 洩漏量設定

Benzene Toluene Ethylbenzene Xylene Octane

Weight Percent (%) 3.5 7.0 5.5 1.5 82.5

Leakage Rate (kg/s) 1.580×10-4 3.150×10-4 2.480×10-4 6.759×10-5 3.720×10-3 Total VOC Mass after

10 Years (kg)

49,861.0 99,406.4 78,262.8 21,329.8 1,173,942.7

3.2.3 整治階段之模擬

本階段將前述洩漏場址作為模型的初始條件（Initial Condition），並在模型中引入 Sink

來模擬整治井。為了貼近現實狀況，Sink 形式採用 Deliverability Model，而非使用 Mass Out。

Sink 之水平位置設置在一條通過洩漏點而平行於 X 軸之直線上，如圖 3-5 俯瞰圖所繪，整治

井 W 將不會設在洩漏點 S 的 Y 方向上。而如圖 3-5 側視圖所繪，Sink 深度將設在地下水位

所在的 Z＝-6~-7 m 網格。本研究中使用之 Sink 參數列於表 3-3 中。

圖 3-5 Sink 位置示意圖

表 3-3 Sink 參數

Production Well Radius (m) 0.1016

Skin Factor 0

Productivity Index (m3) 1.78×10-11 Bottomhole Pressure (Pa) 90,000

3.3 汽油成分設定

油相是由不同 NAPL 所組成之一個流體相，油相之黏滯力、密度、莫爾體積等性質將由

油品內各 NAPL 所佔百分比的不同而產生變化，而各 NAPL 在油相中所佔本分比將由各自的

飽和蒸汽壓、溶解度、化學活性等互相制衡。油品成分簡化需保持三個原則，原則一，BTEX

四項為主要研究對象，應將其視為獨立的 NAPL，故新成分汽油中勢必要保留 BTEX，並保

持此四物質的物理化學性質不變；原則二，新油品之流動性必須和原始油品相似，而在多相

傳輸中流體通量大小與黏滯力和密度的比例有關，故在新成分汽油中，其黏滯力和密度的比

例必須維持不變；原則三，TMVOC 在化學平衡過程中時常用到莫爾濃度此一物理量，故對

於主要研究對象的 BTEX 四項，其在油品中之莫爾濃度應當維持不變。

本研究最終決定使用所謂「4+1」的五成分汽油來進行模擬，即保留 BTEX 並另外加上

一個足以代表餘下成分的背景 NAPL 來組成汽油。陳培旼等（2010）所使用之簡化汽油，其

成分可細分成三大類：芳香族、脂肪族、醚類。芳香族包含了苯、甲苯、乙苯、二甲苯，脂

肪族飽含了環戊烷、庚烷、異辛烷，而甲基第三丁基醚被獨立歸到醚類中。芳香族四成分為

欲保留的 BTEX 四項，不予以變動，故油品簡化重點在於將其他物質以單一物質取代。但受

限於甲基第三丁基醚參數未收集完整，並且考量其只占有汽油 18.0%之下，此成分將被屏除

於新汽油成分外，本研究只對脂肪族三物質作簡化的動作。

本研究參考 Gustafson et al. (1997)將汽油以等碳數（Equivalent Carbon Number）做分類的

研究，以及 Rasmusson & Rasmusson (2009)以等碳數對柴油成分作簡化的研究，在此以等碳數

概念將脂肪族簡化成單個物質。等碳數是將碳氫化合物之沸點對正烷類之沸點做正規化的概

念，一般來說碳氫化合物之飽和蒸汽壓、溶解度、密度等化學性質與沸點具有正相關，一個

等碳數 5 的碳氫化合物將可預期和碳數 5 之正烷類—即正戊烷具有相似的物化性質。

在確定新汽油成分後，須再調整正辛烷性質以便符合莫爾濃度以及流動性的要求。表 3-4

為原始 8 成分汽油的性質，整體油品代表性密度使用重量百分比來加權平均，整體油品代表

性粘滯力則用 TMVOC 內定的公式計算

∏

=

m

m

_(3.3)

式中

μ

為整體油相之黏滯力，

μ

為油相中成分 k 之黏滯力，X

為成分 k 在油相中之莫爾濃度。

因黏滯力隨各成分莫爾濃度改變，故須先調整新汽油各成分莫爾濃度以符合要求。由於新成

分中正辛烷取代了脂肪族與醚類，正辛烷重量百分比應當設定為此兩分類的加總—82.5%。據

此計算出符合莫爾濃度要求的莫爾質量，正辛烷將從 114.231 g 修改為 86.580 g。莫爾濃度固

定後，由黏滯力公式便可推出所需黏滯力，正辛烷黏滯力將從 0.533 cP 修改為 0.447 cP。最

後須讓新汽油密度與原始汽油相近，正辛烷密度從 698.5 kg/ m

_{修改為 759.2 kg/ m}

_。新汽油

成分列於表 3-5，可發現在莫爾濃度、密度、黏滯力上與原始汽油相去不遠。

表 3-4 原始汽油成分

Viscosity (cP) Density (kg/ m3) Molar Mass (g) Mole Fraction

Benzene 3.5 0.652 885.0 78.114 0.0393 Toluene 7.0 0.590 867.0 92.141 0.0667 Ethylbezene 5.5 0.669 867.0 106.168 0.0455 Xylene 1.5 0.620 864.0 106.168 0.0124 Cyclopentane 24.5 0.430 896.0 65.515 0.3282 Heptane 20.0 0.410 679.5 100.200 0.1752 Isooctane 20.0 0.510 688.0 114.231 0.1536 MTBE 18.0 0.470 740.6 88.150 0.1792

Density＝778.6 kg/ m3 Total Moles＝1139.6 mole Viscosity＝0.4733 cP

表 3-5 簡化汽油成分

Weight Percent (%) Viscosity (cP) Density (kg/ m^3) Molar Mass (g) Mole Fraction

Benzene 3.5 0.652 885.0 78.114 0.0393

Toluene 7.0 0.590 867.0 92.141 0.0667

Ethylbezene 5.5 0.669 867.0 106.168 0.0455

Xylene 1.5 0.620 864.0 106.168 0.0124

Octane (Edited) 82.5 0.447 759.2 86.580 0.8362

Density＝778.7 kg/ m3 Total Moles＝1139.6 mole Viscosity＝0.4726 cP

3.4 指標參數與控制變因

3.4.1 指標參數

為了比較不同案例之間整治結果孰優孰劣，本研究選定兩個指標作為判別基準，其一為

整治效率（Efficiency），其二為整治速率（Rate）。效率係指整治行動結束後，成功從場址中

抽出的油品數量多寡，是一個時間上的積分結果。效率較好或效率較高的案例即為整治結束

時油品抽出總量較多之案例。速率係指在某一時間區間內油品抽出量的多寡，可視為效率在

某一時間區間中的平均值。

3.4.2 模型控制變因

佈井位置

不同佈井位置會改變整治井影響半徑內的初始條件，而且佈井位置不同對流場勢能變化

亦有不同影響。本研究中以 Sink 對洩漏點的水平距離為變化基準，在不同佈井位置以相同的

Sink 設定進行整治，並進行比較。

孔隙率

在相同流體通量下，孔隙率不同影響了孔隙介質飽和度的發展。大孔隙率者飽和度變化

將趨緩，從而讓 SWCC 與相對滲透係數的發展有所改變。本研究分別模擬孔隙率 0.3 以及 0.4

的場址，並分析不同孔隙率下整治效率的差別。

井內負壓（水力梯度）

油品往整治井方向移動之能量來源，來自整治井周邊的壓力梯度，當在場址中引入一負

區域造成壓力梯度。與大氣的壓差越大，壓力梯度越陡峭，流體通量也越大。在本研究中，

除了最初的井底壓力 90,000 Pa，另外將引入 44,246 Pa 的井底壓力進行整治模擬。此兩者與

大氣之間的壓差約相差 5 倍，而此兩不同壓力場址間整治效率的比較將用於分析大壓力梯度

帶來的效益。

四、結果與討論

4.1 整治井對油品分布之影響分析

圖 4-1 為在不同情況下，NAPL 飽和度於 Z=-7m 之分布。在洩漏剛停止時，洩漏點附近

仍留有較高的 NAPL 飽和度。如圖 4-1(A)所示，洩漏點（X=110m，Y=105m）附近的飽和度

達到 0.26 以上，明顯高於其他區域。但在停止洩漏並讓其自由流動一年後，就如前述的原因，

原始的高飽和度區（飽和度 0.26 以上）範圍大大地縮小，由圖 4-1(B)可觀察到飽和度 0.31 以

上區域消失，而飽和度 0.26 以上區域只殘留一小塊。另外，由於所擷取的圖片僅為某一深度

之平面圖，會有誤導 NAPL 只在該深度向外擴散的可能，但事實上此為三維行為，該區域減

少的 NAPL 將向四面八方散布到鄰近空間中。

若於洩漏停止後引進整治井，並進行為期一年之整治，則可預期擷取區附近 NAPL 飽和

度將有所降低。在此以案例 8 的佈井位置（X=120m，Y=105m）為範例，來比較進行整治後

NAPL 飽和度的改變。由圖 C 可觀察到，整治 1 年後不僅飽和度 0.21 以上區域消失，鄰近整

治井的區域其飽和度甚至降到比外圍區域還低。但遠離擷取區的 0.01、0.06、0.11 等高線，

以及 0.16 等高線較下游區塊，在整治 1 年後其分布範圍與自由流動相較之下，並無明顯變化。

溶解相油品除了出現在地下水體以外，在油品重力滲流過程中所掃過的不飽和帶中的孔

隙水，也有機會出現溶解相油品。圖 4-2(A)為滲漏剛停止時，在 Y=105m 剖面的溶解相油品

莫耳濃度分布圖。可以發現主要污染區可分為兩部分，其一為為洩漏點下方油品滲流經過之

不飽和帶，其二為地下水位上方推積的油品隨流場掃過的區域。在停止洩漏並讓油品自由流

動一年後，濃度分布幾乎無變化，圖 4-2(B)可看出原本的高濃度區仍侷限在同樣範圍裡，並

無特別擴大或縮小。

為了說明引進整治井對溶解相油品的影響，在此同樣以案例 8 的佈井位置（X=120m，

Y=105m）為範例來進行為期 1 年之整治，並比較、說明結果。圖 4-2(C)為整治 1 年後之濃度

分布，在不飽和帶中濃度有明顯降低，但地下水位附近的區塊其濃度則無太大變化，此乃因

為該區域孔隙中仍殘留有一定量的自由相油品，造成油品持續溶解到水中。要讓濃度有效降

低，前提便是將孔隙中的油品飽和度降至一定水平以下，而地下水位附近之自由相油品即為

本研究所稱之浮油，故若是想要有效控制油品溶解相濃度，便需先將足夠量的浮油給清理掉。

在本研究的模擬中，汽相油品包含了苯、甲苯……等多種不同的蒸氣在內，為了方便解

說，在此僅以苯蒸氣來說明整治井對汽相油品的影響。同樣先觀察剛洩漏完與洩漏完後自由

流動 1 年之場址，方便與整治後場址做比較。圖 4-3(A)為滲漏剛停止時，在 Y=105m 剖面的

汽相苯莫耳濃度分布圖，與溶解相油品同樣地可分為不飽和帶以及地下水位附近兩區塊。在

洩漏停止後讓其自由流動 1 年，濃度分布亦沒有什麼變化，由圖 4-3(B)可觀察到高濃度區範

圍近乎不變。

在洩漏停止後引進案例 8 整治井進行為期 1 年的整治，整治後汽相苯濃度剖面繪製圖

4-3(C)，可以觀察到和溶解相油品相似的狀況，不飽和帶濃度有效地降低，地下水位附近濃

度仍近乎維持不變，原因如下：在數值模擬中，汽相與溶解相的分佈行為皆使用溶質分配

（Solute Partitioning）來形容，此即為兩相行為相近的原因。在自由相油品未降至一定量以下

時，NAPL 將持續被平衡至溶解相與汽相中。

TMVOC 無法計算浮油厚度，但自由相油品飽和度 SO 一定程度上可反應浮油厚度多寡。

圖 4-4 為 SO 於 Y=105 m，Z= -7m 直線上的分布，在案例 8 整治過後整治井周圍 SO 明顯降

低，但下游 250 m 過後便無影響。整治井周邊約 20 m 範圍內 SO 降低程度最明顯。

圖 4-1 Z=-7m 之 NAPL 飽和度分布圖

圖 4-2(A) Y=105m 剖面之溶解相油品莫耳濃度，初始狀態

NAPL Molar