Oprensning af klorerede opløsningsmidler ved dampstripning.

2. Dampinjektion som opvarmningsmetode

2.1 Princippet i dampinjektion
2.2 Jords termiske egenskaber
2.3 Damp og dampblandingers fysisk-kemiske egenskaber
2.3.1 Damptryk og energiindhold
2.4 Strømning af damp og dampblandinger i jord
2.4.1 Trykforhold, umættet zone
2.4.2 Varmeafgivelse, kondensation
2.4.3 Varmetransport/temperaturudbredelse
2.4.4 Varmetab til overfladen/nedad
2.4.5 Maksimal udbredelse af dampzonen
2.5 Klorerede opløsningsmidlers fysisk-kemiske egenskaber/forhold under dampstripning
2.5.1 Damptryk
2.5.2 Opløselighed
2.5.3 henrys lov
2.5.4 Viskositet og densitet
2.5.5 Stabilitetsforhold for udsynkning af fri fase
2.5.6 Udsynkning af kondensatfronten
2.5.7 Mulighed for forhindring af udsynkning af fri fase og opløst stof
2.6 Cyklisk dampinjektion
2.7 Vådoxidation (HPO)
2.8 Optimal boringsplacering

2.1 Princippet i dampinjektion

I figur 1 er det overordnede princip for dampinjektion vist. Damp eller damp/luftblandinger tilledes jorden gennem en række filtre og i andre filtre oppumpes vand/luft afhængig af hvor dampen injiceres.

Den opsugede luft/vand behandles ved overfladen i et behandlingsanlæg for forureningskomponenter, i figurens tilfælde TCE og PCE.

Injektion af damp kan også foregå under grundvandspejlet, hvor det så indtil dampen bryder igennem til ekstraktionsboringen udelukkende pumpes vand.

I de følgende afsnit er de forskellige aspekter omkring dampinjektion berørt ud fra en teoretisk vinkel. Dels gennemgås nogle overordnede forhold omkring damp og damp/luft blandinger og dels gennemgås effekterne af opvarmning af de enkelte stoffer.

2.2 Jords termiske egenskaber

Jord består af mineralske jordkorn med forskellig kornstørrelse, porevand og i den umættede zone også en poreluftfase. I organiske jorde som tørv og gytje findes desuden en stor mængde naturligt organisk stof. Ved kraftige forureninger med organiske stoffer, kan der også forekomme en fri fase af disse. I langt de fleste tilfælde influerer den fri fase ikke på de termiske egenskaber.

Varmekapaciteten af den mineralsk del af jorden varierer ikke meget for forskellige mineraler. I Thøgersen 1992 angives varmefylden for forskellige mineraler til 0,7-0,8 kJ/kg K. Kilder refereret i Heron et al. 1998a angiver 1,0 kJ/kg K som et godt estimat for kornenes varmekapacitet.

Vand har en varmekapacitet på 4,2 kJ/kg K og kræver således mere energi end kornene for at blive opvarmet. I den umættede zone træffes typisk vandindhold i jorden på 10-20 % afhængig af bl.a. kornstørrelsesfordeling og porøsitet. Dette giver samlede varmekapaciteter for intaktjord på 1,1-1,5 kJ/kg K svarende til et energiforbrug på opvarmning af 1 m³ fra 10 til 100 °C på 50-80 kWh.

Jords dårlige varmeledningsevne er et fænomen de fleste kender. Blot få meter nede i jorden er temperaturen stort set konstant over hele året til trods for store temperaturudsving ved overfladen. Jords varmeledningsevne varierer med vandindholdet (Heron 1999). I figur 2 er vist jords varmeledningstal som funktion af vandindholdet.

I selve meget tørre jorde er der normalt vandindhold på 5-10 %. Til sammenligning angiver Thøgersen 1992 varmeledningstal for diverse stentyper til 1,5-2,9 W/mK. Metaller der anses for meget varmeledende har

Varmeledningstallet for jord som funktion af vandindhold, data fra Heron 1999

varmeledningstal i størrelsen 100-400 W/mK og egentlige isolationsmaterialer i størrelsen 0,05-0,1 W/mK.

2.3 Damp og dampblandingers fysik-kemiske egenskaber

Damp er betegnelsen for vand på gasform. Ved mættet damp forstås gas hvor 100 % af indholdet er vand, tilsvarende umættet damp hvor vandindholdet er mindre end 100 % af indholdet. Typisk vil den del der ikke er vand bestå af atmosfærisk luft, eller ved oprensninger med vakuumekstraktion af jordluft. Mætninger på over 100 % kan ikke forekomme stabilt, da vandet så vil begynde at kondensere som frit vand. Faseovergangen mellem væske og gas kaldes fordampning og den modsatte vej kondensation. Faseovergangen fra væske til gas kræver energi og udløser tilsvarende energi når gas overgår til væskeform. Denne energi omtales som

Sammenhæng mellem temperatur og vands damptryk. Data fra Thøgersen 1992

fordampning/kondensationsenergi. I figur 3 er mætningskoncentrationen af vand i luft vist som funktion af temperaturen. Kurven kaldes også vandets damptrykskurve, da der er en umiddelbar sammenhæng mellem tryk og koncentration. Det ses, at ved kogepunktet (100 °C) er damptrykket svarende til atmosfæretrykket, indholdet af vand i luften er ca. 0,6 kg/m³. Hvis vandindholdet i en gasblanding er mindre end hvad der kan aflæses af damptrykskurven ved en givet temperatur tales om overhedet eller tør damp.

Ved damp/luft blandinger bruges begrebet relativ fugtighed. Relativ fugtighed er givet ved forholdet mellem det aktuelle vandindhold og det højeste vandindhold ved den givne temperatur. En luft blanding med temperatur 60 °C og relativ fugtighed på 80 % har eksempelvis et indhold på 0,1 kg/m³.

Dugpunktet (temperatur) for en blanding af vanddamp og luft er givet ved den temperatur hvor vanddampens tryk lige præcis svarer til damptrykskurven. Eksempelvis vil ovennævnte blandings dugpunktstemperatur være 48 °C.

Hvis damp blandes med luft vil en del af energien i dampen gå til opvarmning af denne. Der vil så opstå en blanding der er undermættet mht. vand. Afhængig af mængden af luft der indblandes og temperaturen af denne opnås forskellige temperaturer i blandingen. Den resulterende temperatur kan udregnes fra et såkaldt HX diagram, Thøgersen 1992.

I appendiks 1 er samlet en række tabeller for damp over vandindhold, massefylde, energiindhold mv.

Energiindholdet i damp og damp/luft blandinger består af fire komponenter: Vandets fordampningsenergi, vandets varmefylde (som væske og damp) og luftens varmefylde. Ved sammenligning af energiindhold i forskellige strømme anvendes en referencetemperatur, eksempelvis 0 °C. Det er på denne baggrund derfor muligt at udregne det eksakte energiindhold i en givet gasstrøm.

Fordampningsenergien afhænger af temperaturen, således at fordampningsenergien er størst ved lave temperaturer. Ved 100 °C skal der bruges 2260 kJ/kg til fordampning, Thøgersen 1992. Denne værdi kan anvendes ved beregning af energiindhold i damp.

Varmefylden for tør luft varierer kun ganske svagt som funktion af temperaturen og kan for alle beregninger sættes til 1,0 kJ/kg K, Thøgersen 1992.

Varmefylden for vanddamp varierer også som funktion af temperaturen (Thøgersen 1992), for praktiske tryk og temperaturer der anvendes ved dampinjektion, kan der anvendes en værdi på 1,9 kJ/kg K.

I tabel 1 er det samlede energiindhold beregnet for 1 m³ damp ved 120 °C beregnet med en reference temperatur på 10 °C, svarende til jordtemperaturen.

Det ses tydeligt af tabel 1, at den helt dominerende energiafgivende proces er kondensationen. Ved indblanding med luft vil det stadig ved alle relevante luft/damp forhold være kondensationen af dampen, der er den helt dominerende energiafgivende proces. Dette skyldes lufts lave masse- og varmefylde.

I figur 4 er vist energiindholdet pr. m³ gas ved afkøling til 10 °C for ligevægtsblandinger mellem damp og luft som funktion af mængden af luft, udgangstrykket er sat til 1,0 bar.

Det ses, at ved indblanding af luft falder energiindholdet kraftigt i starten. I forholdet 1:1 (w/w) er energiindholdet ca. 60 % af ren damps, tilsvarende er temperaturen 87 °C.

Energiindhold og temperatur af damp/luft blandinger

Ved 100 °C er det samlede energiindhold i dampen set i forhold til en referencetemperatur på 10 °C i størrelsen 2640 kJ/kg eller 0,73 kWh/kg.

2.4 Strømning af damp og dampblandinger i jord

Ved injektion af ren damp eller damp/luft blandinger i jorden i den umættede zone vil gassen der forlader filteret have et tryk større end omgivelsernes (større end atmosfæren). Vandindholdet i gassen vil kondensere når betingelserne er tilstede (tryk, temperatur) og bevirke en opvarmning af kornskelet og porevand i jorden. Der er altså tale om komplekse sammenhænge med koblede reaktioner af energi og massetransport. I et sådant system optræder der mindst tre bevægelige faser: luft, vandamp, vand. I visse tilfælde ved tilstrækkelig høj koncentration af forurening vil der yderligere optræde en væskefase af forureningsstofferne. Bevægelsen af de enkelte faser styres af de relative permeabiliteter for de enkelte faser og trykgradienterne.

Faseovergange styres af tryk og temperatur i mediet. Der findes komplekse matematiske modeller, der kan beskrive dette (T2VOC), men disse kræver relativt mange input. Man kan i stedet anvende en række mere simple matematiske beskrivelser til vurdering af varme og luft fordelingen i jorden i den umættede zone.

For de enkelte faser gælder, at de følger Darcys lov for strømningen, dvs. at strømningen for de enkelte faser kan beskrives ved:

Q_i er flowet af fase i (damp, luft, vand, fri fase opløsningsmiddel) (m³/s)
A er strømningsarealet (m²)
k er den ægte permeabilitet knyttet til jordens egenskaber (m²)
k_i,rel den relative permeabilitet for fase i (-)
k•k_i,rel er den effektive permeabilitet for fase i (m²)
m _i er viskositeten for fase i (kg/ms)
¶ P_i/¶ x er trykgradienten af fase i i retning x. (Pa/m)

Summen af den relative permeabiliteter for samtlige
faser kan ikke overstige værdien 1, men godt være
mindre end 1.

2.4.1 Trykforhold, umættet zone

Ethvert filter hvori der foretages en injektion yder en modstand mod strømningen. Denne modstand består dels af modstanden mod strømningen gennem selve filteret og dels modstanden fra jordmatricen hvori der injiceres. I princippet er der en lineær sammenhæng mellem tryk og flow igennem et filter op til en vis grænse, dvs.

(2) D P_filter = a • Q_gas
D P_filter er tryktabet over filteret (Pa)
a er filterets specifikke ydelse (m³/s Pa)
Q er flowet (m³/s)

Dette betyder, at trykket udenfor filteret i jorden stiger proportionalt med gasflowet. Ved tryk der overstiger jordens statiske tryk er der en risiko for at jorden kan sprække således, at gassen der injiceres strømmer langs den dannede sprække, typisk til overfladen. Dette indebærer, at der er en grænse for hvor hurtigt det er muligt at opvarme jorden pga. modstanden mod transporten af gasser.

I tabel 2 er vist sammenhængen mellem det maksimale teoretiske tryk der kan injiceres med som funktion af dybden til top af filteret i umættet zone.

Det ses,at det relevante område for injektionstrykket normalt vil svare til 500-2000 hPa overtryk, svarende til en temperatur ved ren damp på 110-130 °C.

Ved strømning af ikke kondenserbare gasser i jord gælder Darcys lov ved normale gashastigheder (laminar strømning). En simpel beskrivelse af strømningen omkring boringer (radial), hvori der injiceres eller ekstraheres gasser kan beskrives ved:

Hvor P’ er differenstrykket i forhold til omgivelserne (Pa)
Q er gasflowet (m³/s),
b er filterhøjden (m)
k er den horisontale gaspermeabilitet (m²),
m er gassens viskositet (kg/ms),
r er radial afstand fra boringen (m),
e er den luftfyldte porøsitet (-),
t er tiden fra strømningen starter (s),
P_atm er atmosfæretrykket (Pa),
k_v er den vertikale gaspermeabilitet i jorden over
filteret (m²),
b_v dybden til top af filter (m).

Denne ligning kan løses relativt simpelt numerisk, så der i en regnearksmodel kan udregnes trykfordeling for flow på baggrund af viden om gaspermeabiliteterne i jorden.

Hvis der ikke er udveksling med overfladen kan en mere simpel model anvendes, idet strømningen da kan beskrives ved:

(4)

Hvor P’ er differenstrykket i forhold til omgivelserne (Pa)
Q er gasflowet (m³/s),
b er filterhøjden (m),
k er den horisontale gaspermeabilitet (m²),
m er gassens viskositet (kg/ms),
r er radial afstand fra boringen (m)
r₀ er maksimal påvirkningsafstand fra boringen (m)

Ligning 3 og 4 gælder for inerte gasser, dvs. hvor der ikke er kondensation af vand. Ved injektion af mættede dampe vil gassen når den møder temperaturer under dugpunktet for gassen kondensere. Dette betyder to ting i forhold til de antagelser der gøres ved anvendelse af ligning 3 og 4.

Ved injektion af ren damp dannes der en vandmængde der skubbes foran gassen, alternativt ved injektion af luft/damp blanding at noget af porevolumenet i den forreste del af fronten har et højere vandindhold. Da kondensatfronten imidlertid bevæger sig meget langsommere end gassen, giver den kun et insignifikant bidrag til trykket.

Samtidig kan anføres, at (3) og (4) gælder ved strømning af gasser i hele strømningslængden, dvs. at bidraget til tryktabet fra strømningen på ydersiden af dampfronten enten er mindre end antaget ved anvendelse af ligningerne eller ikke eksisterende afhængig af om der injiceres en damp/luft blanding eller en ren dampblanding. Dette betyder samlet, at beregningen af trykket vil være konservativ, forstået på den måde at for et givet injektionsflow vil trykket overestimeres ved anvendelse af (3) og (4).

Hvis man ønsker at beregne trykket som funktion af afstanden til dampfronten (dvs. ikke den fulde strømningslængde), kan dette gøres ved at anvende afstanden hvor kondensatfronten er nået til, se afsnit 2.4.3 for beregning af denne. Af ligning (4) ses umiddelbart, at desto længere fronten er fra injektionsboringen desto større injektionstryk er nødvendig for at drive samme flow ud.

Som et indledende estimat på trykfordelingen kan (3) og (4) dog godt anvendes, idet den rumlige permeabilitetsfordeling typisk giver usikkerheder, der er større end det der introduceres på grund af den stigende modstand for injektionen.

På baggrund af injektionsdybden og permeabilitetsforholdene er det derfor muligt ud af ligning 1,2 ,3 og 4 at bestemme det maksimale gasflow, der kan tilføres en boring, og derved også det maksimale energiinput der kan tilføres jorden.

2.4.2 Varmeafgivelse, kondensation

En gas med et givet vandindhold der møder en flade med temperatur lavere end dugpunktet vil blive afkølet til denne og herefter begynde at kondensere. Energien der udløses ved denne proces bruges til at opvarme fladen/kornene hvor gassen strømmer forbi. Ved de strømningshastigheder der optræder ved dampinjektion kan denne energioverførsel anses for at være momentan, i de dele af jorden hvor gassen strømmer. Dette skyldes de enkelte korns meget begrænsede størrelse, dvs. at temperaturen med god tilnærmelse er ens i de enkelte jordkorn. I figur 5 er vist en beregning for varmetransport ind i et enkelt sandkorn. Det ses af figuren at efter kontakt med damp i brøkdele af sekunder opvarmer kornet til 100 °C.

Teoretisk scenarie med dampinjektion i inhomogene jordlag

Varmeoverføringen fra damp til kornskelet kan også med god tilnærmelse antages at ske over en meget kort afstand i strømningsretningen pga. stor kontaktareal og relativt lille strømningshastighed.

2.4.3 Varmetransport/temperaturudbredelse

Typiske injektionsrater for damp er 10-200 kg damp/h meter filter, afhængig af acceptabelt tryk og jordens permeabilitet. Med en massefylde i området 0,6 kg/m³ for ren damp svarer dette til gasflowrater på 15-300 m³/m h.

Ved eksempelvis en rate på 50 kg/h m svarer dampens strømningshastighed til 40-1000 m/d afhængig af afstanden fra injektionsboringen. Hastigheden af kondensationsfronten, hvor varmeoverføringen sker, er derimod kun 0,2-1,5 m/d. Med mindre man er meget tæt på filteret svarer dette til fronthastigheder på under 1 mm/s, hvilket understøtter antagelsen om momentan varmeoverføring til kornene. Hvis der ikke regnes med tab til omgivelserne kan der opstilles en simpel varmebalance for varmeudbredelsen:

q er injektionshastigheden af damp (kW)
t er tiden (timer)
r er afstanden til kondensationsfronten (m)
h er højden af filteret (m)
Udgangstemperaturen er sat til 10 °C. For en omregning af injektionshastighederne mellem damp og energi kan der regnes med at 1000 kg damp/time svarer til 733 kW.

Figur 6 6

Teoretisk scenarie med dampinjektion i inhomogene jordlag

Pga. forskelle i permeabiliteten vil fronten ikke fremstå som en helt lodret væg. I figur 6 er vist et teoretisk scenarie med sand omkring en lerlinse. På grund af forskellene i permeabiliteterne i de to jordlag strømmer der mere gas og dermed energi ud i sandlagene end i lerlaget, med de beskrevne permeabiliteter 99,7 % i sandet og 0,3 % i leren (findes ved forholdsregning). Af denne grund vil temperaturudbredelsen gå væsentligt hurtigere i sandet end i leren. Hvis der set bort fra varmeledningen mellem lagene ville man få nogle udbredelsesforløb som skitseret i figur 7, hvor der er regnet på scenariet vist i figur 6. Der er påtrykt et dampflow på 50 kg/h på filteret og der er regnet med et varmekrav på 80 kWh/m³ jf. Heron et al. 1998a til opvarmningen.

Kondensatfrontens teoretiske tykkelse kan også beregnes på baggrund af den injicerede vandmængde. Ved anvendelse af eksempelvis 55 kWh/m³ jord til opvarmningen svarer dette til en dampmængde på ca. 75 kg damp/m³.


Figur 7

Udbredelse af dampfront i scenarie vist på figur 6, IKKE korrigeret for varmeledning internt

Figur 8. Temperaturudbredelse i 25 cm linse omkranset af 105 °C sand

Hvis fronten der skubbes foran dampzonen er totalt vandmættet fås front tykkelser i størrelsen 5-10 % af udbredelsesafstanden afhængig af varmekapacitet og porøsitet af jorden.

Der vil i virkeligheden foregå en varmeledning ind i lerlinser pga. temperaturgradienten. I figur 8 er vist den teoretiske varmefordeling i en linse som på figur 6 som følge af varmeledning.

Der er anvendt en varmekapacitet på 1,2 kJ/kg K, en varmeledning på 2,8 W/mK og en massefylde på 1800 kg/m. Selve beregningsmetoden kan ses i appendiks 2. Det ses at i linser af begrænset tykkelse sker opvarmningen inden for nogle timer. Fra Heron et al. 1998a, er det angivet at linser op til ca. 3 meter kan opvarmes med varmeledning. I figur 9 er vist varmefordelingen i en 3 meter tyk linse som følge af varmeledning. Det ses, at der skal være varme på i størrelsesordenen én måned før opvarmning til kogepunktet opnås i hele linsen ved ren varmeledning.

Temperaturudbredelse i 3 m tyk linse som følge af varmeledning

Figur 10
Udbredelse af dampfront ved kombination af strømning og varmeledning, beregnet på scenariet i figur 6

Energien til opvarmningen ved varmeledning skal hentes i dampstrømmen. I eksemplet vist i figur 6 kan en revideret dampudbredelse beregnes på baggrund af energitransport ind i lerlinsen. Den reviderede udbredelse som funktion af tiden er vist i figur 10. Ved sammenligning med figur 6 ses en meget mere homogen udbredelse af temperaturfronterne uden at der skabes en helt skarp lodret front. Det er faktisk kun helt tæt på injektionspunktet, at dampfrontens hastighed er så stor, at varmeoverføringen ikke kan nå at ske med tilstrækkelig hastighed så en stor forskel i fronthastigheden kan observeres.

2.4.4 Varmetab til overfladen/nedad

Varmeledningen i jorden sker desværre ikke kun til linser der skal opvarmes. Der vil være et tab ud af systemet, både nedadtil ogop mod atmosfæren, ligesom tabtil opvarmning af tilstrømmende vand kan reducere udbredelsen af dampzonen. Dette vand kan både komme som nedsivende regnvand og som indtrængende grundvand.

Varmeledning nedad

Varmetab nedad til som følge af varmeledning kan beregnes udfra samme grundligninger som anvendt for beregning af indtrængning i linser. Denne beregning bygger på løsning af ligninger for ikke stationære forhold, se appendiks 2. Den mere simple stationære ligning for varmeflux er også vist appendiks 2. Det er nærliggende at anvende den stationære beskrivelse, men den vil i mange tilfælde undervurdere tabet til omgivelserne. I figur 11 er vist fluxen ud af en 8 meter tyk jordpakke med en fastholdt temperatur på 10 °C ved grænsefladen (eksempelvis et grundvandsmagasin). Som det ses falder energifluxen asymptotisk mod et fast værdi svarende til den flux der kan udregnes for det stationære tilfælde. I figuren er yderligere vist hvor stor fejl på energimængden der begås, hvis der regnes med stationære forhold. Da normale driftstider er i størrelsen 1-6 mdr., kan det som der ses, begås betydelige fejl. Ved 6 mdr. underestimeres tabet eksempelvis med 100 %.

Figur 11

Energiflux igennem en 8 meter tyk jordpakke til en konstant temperatur som funktion af opvarmningstiden. Afvigelse i forhold til fluxberegning under stationære forhold er også afbildet.

svarende til, at tabet er dobbelt så stort som beregnet med den simple metode.

Ved en boring hvor dampen er ude i en radius af 10 m er der et areal på ca. 300 m², hvor der kan opstå et tab igennem. Med de tab der er illustreret i figur 11 svarer det til, at der skal tilføres en effekt på 90 W/m² efter en 3 mdr. driftsperiode eller 28 kW for hele arealet. Dette korresponderer til et dampforbrug på knap 40 kg/h alene til tab.

Varmetab til overfladen kan beregnes analogt til tabet nedadtil. Typisk er der ikke så store lagtykkelser, så antagelsen om stationære forhold gælder oftere ved beregning af tab til overfladen. Ligeledes vil det ofte være et krav, at der varmes op tæt på overfladen pga. forureningsspredningen. Ved eksempel vis 2 meters afstand til overfladen og en fastholdt overfladetemperatur på 8 °C (dansk årsnormal) underestimeres tabet ca. 20 % ved en 3 mdr. periode ved anvendelse af den stationære model.

Vand der falder på overfladen og siver ned i dampzonen bidrager også til tab af energi, da det skal varmes op til 100 °C. Hvis der tages udgangspunkt i eksemplet med en dampzone med radius 10 m kan den samlede energimængde der bruges til opvarmningen estimeres. Der tages udgangspunkt i en 3 mdr. periode med nedbør svarende til ¼ af årsnedbøren svarende til 50-150 mm. Denne mængde giver anledning til et tab på 1700-5000 kWh i perioden. Sammenlignet med strålingstabet er det dog uden særlig betydning, i dette eksempel svarer det til maksimalt 5 % af det samlede energitab op ad.

2.4.5 Maksimal udbredelse af dampzonen

Da der er tab ud af systemet, er der en teoretisk maksimal udbredelse af dampzonen uanset hvor længe man fortsætter med injektionen. Den maksimale dampudbredelse nås når injektionen af energi lige netop dækker tabene af energi ud af systemet, det vil primært sige tabet til atmosfære og nedad i systemet og i en lille grad tab pga. opvarmning af regnvand. Ved opstilling af varmebalancen kan den teoretiske udbredelse beregnes som funktion af injektionstiden.

2.5 Klorerede opløsningsmidlers fysisk-kemiske egenskaber/forhold under dampstripning

Ved opvarmning ændres de fysisk-kemiske egenskaber for både vand og de stoffer man ønsker at fjerne. I disse afsnit ses primært på effekten på de klorerede forbindelser, men de generelle tendenser gælder for de organiske stoffer som helhed.

2.5.1 Damptryk

Et stofs damptryk udtrykker mængden af stoffet i gasfasen (målt som et tryk) over en fri flydende eller fast fase af stoffet. Generelt gælder, at damptrykket for organiske stoffer falder med stigende molekylestørrelse og kogepunkt.

Damptryk er stærkt temperaturafhængige, se figur 3 for vands damptryk, og antager værdien 1013 hPa ved kogning af stoffet under atmosfæreforhold. Bemærk at kogning først indtræder ved højere temperaturer jo dybere under grundvandsspejlet man kommer på grund af stigning i det samlede tryk.

Normalt anvendes Clausius-Clapeyron ligningen til beskrivelse af damptrykkets afhængighed af temperaturen. Ligningen har formen:

P er damptrykket (Pa)
T er temperaturen (K)
D H_v er fordampningsentalpien (J/mol)
R er gaskonstanten (J/mol K)
D Z er kompressionsfaktoren (-).

D Z er givet ved:

D V er forskellen i molarvolumen mellem væske og dampfase (m³/mol).

Den mest simple form ligningen (6) kan få ved integration er givet ved:

hvor A, B og C er konstanter, se eksempelvis Lyman et al. 1990 og NIST 1999.

I tabel 3 er angivet værdier af A, B og C for de mere almindelige klorerede opløsningsmidler. Lyman et al. 1990 angiver usikkerheden 3-6 % i trykintervallet 0,01-1 atm ved estimationsmetoden.

Usikkerheden ligger bl.a i, at D H_v ikke er konstant, men afhænger svagt af temperaturen.

Ved tilstedeværelse af porevand i jorden, hvilket der altid er i danske jorde, vil vandets damptryk bidrage til det samlede tryk. Dette gælder ligeledes under grundvandsspejlet. I overgangen mellem den fri fase og vandet vil trykket, der svarer til atmosfæretrykket derfor opnås ved lavere temperatur end kogepunktet for både vand og opløsningsmiddel. I tabel 4 er vist kogepunktet for blandinger af forskellige opløsningsmidler og vand. Ved energitilførsel til en sådan blanding vil temperaturen være konstant indtil den ene af faserne er totalt fordampet. Da vand normalt findes i langt større mængder end opløsningsmidler, og samtidig har lavere damptryk vil opløsningsmiddelfasen fordampe først og efterlade vandet med en opløst fraktion.

2.5.2 Opløselighed

Opløselighedens afhængighed af temperaturen er ikke direkte undersøgt for mange klorerede forbindelser i intervallet op til 100 °C. Heron et al. 1998b angiver, at opløseligheden af TCE stiger fra ca. 1300 til 1500 mg/l i temperaturintervallet 10-70 °C. Standardafvigelserne på målingerne var i størrelsesordenen 100 mg/l.

Pankow & Cherry 1996 angiver opløseligheden for en lang række af klorerede opløsningsmidler i intervallet 5-30 °C. For TCEs vedkommende oplyses opløseligheden at variere fra 1300-1600 mg/l i dette interval.

I Lyman et al. 1990 er angivet metoder til estimation af opløseligheder som funktion af temperaturen, baseret enten på betragtninger over Gibbs fri energi for blandingsprocessen eller ud fra UNIFAQ metoden, der er udarbejdet på baggrund af studier indenfor den teknisk kemiske sektor.

Det overordnede billede er, at effekten på opløseligheden af temperaturen ikke er stor sammenholdt med effekten på damptrykket, normalt mindre end 50 % ved 100 °C i forhold til opløseligheden ved 20 °C.

2.5.3 Henrys lov

Henrys lov konstanten udtrykker fordelingen mellem opløst fase og gasfase. Konstanten (H) kan dimensionsløst udtrykkes ved formlen:

C_g er gasfase koncentrationen (g/m³ luft)
C_v er vandkoncentrationen (g/m³ vand).

Konstanten (k⁰_h , (Pa)) opgives også i nogle opslagsværker ved formlen

P er damptrykket (Pa) X er molbrøken (opløseligheden)
af komponenten i vandfasen (-).

Ved hjælp af idealgasloven kan man omregne mellem de forskellige enheder. Som allerede beskrevet afhænger damptrykket kraftigt af temperaturen, hvorimod opløseligheden er mindre påvirket. Dette betyder, at H derfor afhænger meget af temperaturen, tilnærmelsesvis med samme størrelsesorden som ændringen i damptrykket.

For de klorerede opløsningsmidler har Heron et al. 1998b udført en undersøgelse af temperaturens indflydelse på Henrys lovkonstanten for TCE. I undersøgelsen findes, at H stiger fra ca. 0,3 (-) ved 10 °C til 4,5 ved 95 °C. Ved anvendelse af en fastholdt opløselighed på 1400 mg/l og anvendelse af damptrykskurven baseret på tabel 1 estimeres H til mellem 0,2 og 4,0.

Det er således muligt at lave rimelige estimater af H baseret på fastholdt opløselighed og variabelt damptryk. Mere præcise værdier kan opnås ved direkte bestemmelse på baggrund af forsøg.

2.5.4 Viskositet og densitet

Viskositeten udtrykker et stofs evne til bevægelse under påtrykning af en kraft, eksempelvis tyngdekraften. Jo mindre viskositeten er desto mindre kraft skal stoffet udsættes for før det bevæger sig. De klorerede opløsningsmidlers viskositet og densitet ved 25 °C kan ses i tabel 5.

Vand har til sammenligning en viskositet på 8,9•10^-4 kg/ms og en densitet på 997 kg/m³ ved 25 °C.

Det ses, at de klorerede opløsningsmidler i tabel 5 undtaget vinylklorid har massefylde større end vands, dvs. der er en potentiel risiko for nedsynkning af fri fase under vandspejlet.

Temperatureffekter på densitet og viskositet af de klorerede stoffer kan estimeres.

Lyman et al. 1990 angiver at viskositeten for et stof (væske) afhænger af temperaturen udfra følgende formel:

hvor m_l er viskositeten for stoffet som væske (index l) (kg/ms)
A og B er konstanter
T er den absolutte temperatur (K).

Da A og B normalt ikke er kendte kræver det kendskab til viskositeten ved to temperaturer før et forløb kan fastlægges. Lyman et al. 1990 angiver tillige, at viskositeten for organiske væsker kan estimeres til ca. 2-3•10^-4 kg/ms ved kogepunktet, heriblandt klorerede opløsningsmidler. Heron et al. 1998a, angiver TCEs viskositet ved kogepunktet til ca. 3•10^-4 kg/ms. Datagrundlaget er uoplyst.

Alt i alt kan det konkluderes, at viskositeten aftager med temperaturen, typisk reduceres den med en faktor 2-3 i intervallet 10 °C til stoffets kogepunkt, svarende til at stoffet bliver mere og mere letflydende.

Densitetens afhængighed af temperaturen hænger sammen med varmeudvidelsen af stofferne. Lyman et al. 1990 angiver følgende udtryk til beskrivelse af de klorerede stoffers densitet som funktion af temperaturen:

r _l er densiteten (kg/m³) af væsken (index l) til temperaturen T (K)
M_w er molvægten (kg/mol)
r _lb er densiteten ved kogepunktet svarende til det inverse molvolumen af stoffet (mol/m³)
T_b er kogepunktet (K).

Ud af (12) kan det beregnes, at reduktionen i densiteten for de klorerede opløsningsmidler typisk ligger i størrelsen 10 % i intervallet 10 °C til kogepunktet for stoffet.

2.5.5 Stabilitetsforhold for udsynkning af fri fase

Den typiske forureningssituation i forbindelse med afværge af klorerede opløsningsmidler er, at spildet er sket måneder-år før oprydningen iværksættes. Spredningen af den fri fase må som oftest således forventes at være standset og et semi stationært system er opnået inden oprensningen starter, se eksempelvis Kjeldsen og Christensen 1996 samt kilder citeret heri.

Mætningen af de klorerede opløsningsmidler på den meget lokale skala må stadig forventes at være høj, selv efter spredningen.

En opvarmning vil jf. afsnit 2.5.4 medføre ændringer i densitet og viskositet. Forholdet mellem densitet og viskositet indgår i beregningen af Darcy hastigheden for transport af fluider. I figur 12 er vist den relative ændring i forholdet mellem densitet og viskositet som funktion af temperaturen

Figur 12

Relativ effekt på forholdet densitet /viskositet for div. klorerede opløsningsmidler

sammenlignet med vand for en række klorerede opløsningsmidler, baseret på estimationsteknikkerne i Lyman et al., 1990.

Det bemærkes, at de fleste stoffer udviser en øget mobilitet ved opvarmning, for TCE og PCE 3-3,5 gange ved stoffernes kogepunkt sammen med vand. For TCM ses en kraftigere effekt, helt op til en 6 gange forøgelse af mobiliteten. Vands mobilitet øges også med ca. en faktor 3,5-4 i det relevante område.

Tab i dampfronten

Ved tilsætning af damp som opvarmningskilde vil opløsningsmiddel, der er tilstede bag dampfronten blive fordampet i takt med, at energien overføres til stoffet. På grund af dampens store gashastighed transporteres stoffet frem til kondensationsfronten. Stoffet afsættes her sammen med vandet ved kondensation, når varmen afsættes i kornskelettet. Vandets temperatur og opløsningsmidlets vil her aftage fra 100 °C og ned til 10 °C henover fronten. Opløsningsmidlet vil kondensere hvor tryk og temperaturforholdet svarer til vand/opløsningsmidlets samlede kogepunkt. Dette bevirker, at den relative andel af opløsningsmidlet stiger, sammenlignet med andelen i det gennemstrømmede volumen. Herved øges den relative permeabilitet for opløsningsmidlet. Hvorvidt det bevirker en lodret transport i praksis, afhænger af en række forhold, som mætningen med opløsningsmiddel i det område der dampstrippes, kornstørrelsesfordelingen i jorden (permeabilitet og kapillartrykskurve), hastigheden af fronten mm.

Ved laboratorieforsøg er det dokumenteret, at fænomenet kan forekomme (Schmidt et al., 1998). De udførte forsøg med mesitylen og diklorbenzen, hvor udgangskoncentrationen var 20-30.000 mg/kg, svarende til en mætning på ca. 8 % af porevolumenet. Her blev det dokumenteret, at en udsynkning kan ske som følge af opkoncentrering i kondensatfronten.

Heron et al., 1998c beskriver, at udsynkningen af dråberne er styret af kapillarkræfter og tyngdekraften. Da vands densitet ikke falder så meget med temperaturen som PCE’s densitet og kapillartrykket er stort set konstant over temperaturen ræsonnerer Heron et al., 1998c, at der er mindre drivende kraft for udsynkning ved højere temperaturer.

Residualmætningen for PCE er undersøgt i forbindelse med forsøg omtalt i Kjeldsen og Christensen 1996. Her blev der konstateret residualmætninger på 0,1-9 % af jordvolumenet afhængig af spildhastigheden og geologien. Dette svarer til mætninger af porevolumenet på ca. 0,5 %-25 %. De største mætninger blev opnået ved langsomme spild. Residualmætningen svarer til koncentrationer på 1.000-100.000 mg/kg TS.

I praksis er det svært på forhånd at vurdere hvorvidt en udsynkning vil ske. Gennemgangen af de fysisk kemiske parametre indikerer dog, at en række forhold kan være kritiske. Disse er listet herunder:

• Jo større udgangskoncentration i jorden der er, desto større risko for udsynkning. Ved eksempelvis en udgangskoncentration på 10 mg/kg TS PCE vil hele indholdet kunne holdes opløst i kondensatfronten. Ved 500 mg/kg PCE vil det relative indhold i fronten være < 1 %, hviket giver en meget lille relativ permeabilitet for den fri fase PCE. Ved 10.000 mg/kg PCE er det relative indhold 10-15 % af kondensatfronten og en resulterende nedadrettet transport er meget sandsynlig.
• For stofferne TCE, PCE og TCA reduceres mobiliteten i forhold til vand og dermed risikoen for udsynkning ved opvarmningen. Kun ved meget høje udgangskoncentrationer er der sandsynligvis problemer.
• For stofferne DCE og TCM øges mobiliteten i forhold til vand, her kræves lavere koncentrationer end for TCE og PCE før en vertikal transport indtræder.

• Omtrentlige opkoncentreringsfaktorer for klorerede opløsningsmidler i kondensatfronten, i forhold til startindholdet i jorden ligger på et forhold på ca. 4. Dette betyder, at den relative andel af porevolumenet af stoffet i kondensatfronten øges med en faktor 4 i forhold til den jord der renses. For PCE, TCE og TCA betyder det omtrentligt, at hvis ikke udgangskoncentrationen er større end ¹/₄ af den lokale residualmætning vil stoffet ikke mobiliseres. For TCM bør udgangskoncentrationen formentlig maksimalt antage ¹/₈ af residualmætningen.

2.5.6 Udsynkning af kondensatfronten

Det er ikke kun fri fase af opløsningsmidlerne, der har mulighed for at synke ned mod underliggende jord eller grundvandsmagasiner. Det vand der kondenseres har også en mulighed for at migrere lodret. Jf. afsnit 2.5.4 øges mobiliteten af vand med en faktor op til 4 inden kogepunktet.

Ved kondensationen etableres ved ren dampinjektion en vertikal væg af vand der bevæger sig fremad. Væggen er ikke nødvendigvis lodret, men vil være kontinuert. Dette bevirker, at der vil være tale om en mættet strømning i lodret plan, og at gradienten tilnærmelsesvis er 1 afhængig af hvor lodret væggen er.

Afhængig af den vertikale permeabilitet kan nedsivningen være større eller mindre. Som eksempel antages en horisontal permeabilitet på 20 Darcy. En typisk lodret permeabilitet vil være 1/10 af den lodrette i samme aflejring. Dette svarer til en vertikal hydraulisk ledningsevne på knap 2•10^-5 m/s. Ved eksempelvis en injektion af 1000 kg damp/h over en uges varighed i et 10 m højt filter er den samlede injicerede vandmængde 168 m³. Et samlet areal af kondensatfronten vil typisk være ca. 50 m² (inden udsynkning). Ved anvendelse af Darcys lov på dette scenarie svarer det til en initiel nedsivningshastighed på 3,5 m³/h, eller mere end der injiceres.

Dette indikerer problemets størrelse. Det skal derfor særdeles kraftigt anbefales, at oppumpe nedsivende vand fra kondensatfronten, da der kan transporteres signifikante mængder opløste opløsningsmidler ned på denne måde.

2.5.7 Mulighed for forhindring af udsynkning af fri fase og opløst stof

Opvarmning under forureningen

Hvis man ønsker optimal sikkerhed mod udsynkning til dybere jordlag er der to muligheder for at sikre sig imod dette. Hvis ren jord med en tilstrækkelig permeabilitet underlejrer forureningen kan denne med stor fordel varmes op til damptemperatur inden der opvarmes i det overliggende forurenede område. Ved udsynkning af forurening ovenfra vil stoffet ramme en varm zone og blive båret frem mod ekstraktionsboringer i gasfasen. Dette forudsætter selvfølgelig at dampzonen er totalt udbredt mellem dampinjektions- og ekstraktionsboringerne.

Luftblandet damp

Den anden metode der kan anvendes, er iblanding af luft i dampen inden injektionen. Ved iblanding af luft opnås en lavere temperatur jf. afsnit 2.3.1, dette bevirker at fordampningen fra jorden sker langsommere bag kondensatfronten, men herudover virker luften også som bæregas for forureningen ud af kondensatfronten. Hvilke luftmængde der er nødvendig afhænger af udgangskoncentrationen. Alt andet lige kræves der mere luft ved højere udgangskoncentrationer end ved lave. Betz el al. 1998 demonstrerede effekten af damp/luft blandinger i forhold til ren dampinjektion. De udførte et forsøg med mesitylen i en pilot skala laboratorieopstilling. Startkoncentrationen var ca. 1500 mg/kg i en umættet zone med en højde på 3,7 m. Herunder var der et uforurenet grundvandslag på 0,8 m. Ved injektion af ren damp i den umættede zone blev det konstateret, at den største del af forureningen blev tabt til det underliggende grundvand, hvorfra det så kunne fjernes dels som fri fase og dels opløst (mesitylen har lavere densitet end vand). I tabel 6 er vist fjernelsen via de forskellige faser for henholdsvis ren damp og damp/luft blandingen (60 °C).

Det ses af tabellen, at den samlede fysiske fjernelse er større ved anvendelse af luft/damp blandingen. Dette kan skyldes, at jorden er gennemskyllet af flere porevolumener ved anvendelse af damp/luft blandingen. Herudover bør det observeres, at ved injektionen af ren damp fås ca. 90 % af den samlede massefjernelse op som væskefase, dvs. som opløst i grundvandet pga. den nedsynkende kondensatfront eller som fri fase der flyder ovenpå. For damp/luft blandingen ses det modsatte forhold. Ved denne metode kommer 90 % af den fjernede masse op i gasform og mængden der er overgået til grundvandsfasen er kun ca. ¼ af mængden, der er opløst ved injektion af ren damp. Det ses af disse tal hvilket potentiale denne metode har til nedsættelse af risikoen for tab til underliggende strukturer.

Nødvendig lufttilsætning

Hvis der tages udgangspunkt i, at der ikke skal ske en ophobning af stof i kondensat fronten kan der opstilles en simpel balance for hvor meget luft der skal iblandes for at forhindre en ophobning. Den injicerede mængde luft skal kunne fjerne den ophobede mængde opløsningsmiddel i kondensationsfronten. Ved at opstille en sådan balance og regne med ligevægt i fronten, dvs. at den luft der fjernes ud af fronten er mættet med opløsningsmiddeldampe ved 10 °C kan man opstille tabel 7.

Tabel 7 viser det nødvendige luft/damp forhold der er nødvendigt for at fjerne massen fra fronten. Der er regnet med total massefjernelse baseret på damptrykket. Der er to forudsætninger for tabellen, der sandsynligvis ikke er tilstede i jorden:

1. Der er regnet med total fjernelse, inkl. det opløste stof i vandet. I praksis strippes kun en del af stoffet ud af vandet. Luftmængden er derfor overestimeret i forhold til dette.
2. Der er regnet med ligevægt ved faseovergangen. I praksis er dette sandsynligvis ikke korrekt. Dette betyder at luftmængden estimeres for lille.

Tallene i tabel 7 vurderes dog, at kunne give gode tommelfingerregler, men er ikke eksakte værdier.

Det ses af tabellen, at med mindre man har meget høje udgangskoncentrationer i jorden vil selv iblanding af mindre mængder luft eksempelvis i forholdet 1:1 (w/w) være tilstrækkeligt til at fjerne risikoen for udsynkning. En forudsætning for at forureningen ikke bare spredes ved anvendelse af luftinjektion er selvfølgelig, at vakuumekstraktionen fanger den injicerede luft.

2.6 Cyklisk dampinjektion

Det har vist sig at skiftesvis injektion og vakuumekstraktion i jorden, efter at den frie fase er fjernet, kan have en meget gavnlig effekt på varmefordelingen i jorden, samt på de niveauer der er opløst i porevandet, dels i dampfronten og dels i det residuale porevand.

Når der skiftes fra injektion til ekstraktion opstår der områder af jorden der har temperaturer over kogepunktet. Der dannes herved damp lokalt i disse områder som bevæger sig i forskellig retning afhængig af tryk og permeabilitetsforhold. Denne damp afsætter sin energi, hvis den møder koldere områder, hvorved en mere homogen fordelingen af varmen opnås i de mindre permeable dele af jorden.

Injektionen af damp foregår ved et tryk større end atmosfæretrykket, dvs. dampen har en temperatur større end 100 °C jf. kap. 2.3. Temperaturen i dampzonen kan eksempelvis være 105 °C ved injektionspunktet faldende til 100°C i kondensatfronten. Ved omkobling til vakuum sænkes trykket svarende til at vandets kogepunkt sænkes til 95-100 °C. Den vandmængde der er fanget i dampzonen vil herpå begynde at koge samtidig med, at kornskelettet afkøles ned til temperaturen der svarer til kogepunktet ved det givne tryk. Ved fordampningen øges volumenet kraftigt (1 liter væske = 1700 liter gasfase),og samtidig er Henrys lov konstant meget høj ved temperaturer omkring 100 °C. Dette betyder, at betydelig masse kan fjernes fra den opløste fase ved denne metode. Udell & Itamura 1998 angiver en metode til beregning af fjernelsen. En række forudsætninger skal dog være opfyldt for at disse beregninger er korrekte. Injektionen af ren damp efterfølger vakuumekstraktionen og kornskelet og porevand opvarmes igen til 100-105 °C. Herefter gentages ekstraktionen. Denne cyklus fortsættes indtil den opløste koncentration er reduceret tilstrækkeligt i forhold til oprensningskriteriet. Frekvensen mellem injektion og ekstraktion afhænger af afstanden mellem boringer og permeabilitetsfordelingen i jorden, men er typisk i timer til få døgn.

2.7 Vådoxidation (HPO)

Hydrous Pyrolysis Oxidation (HPO) er betegnelsen for kemisk vådoxidation på amerikansk. Vådoxidation er betegnelsen for en oxidativ proces hvor udgangsstoffet omsættes kemisk med ilt som elektronacceptor og det organiske stof som reduktant. Denne proces har igennem den seneste årrække været studeret af et forskerhold på det amerikanske Lawrence Livermore National Laboratory i forbindelse med forskellige dampinjektionsprojekter (Knaus et al. 1997, Leif et al. 1997, Newmark et al. 1998, Newmark et al. 1999).

For oxidationen af TCE med ilt kan der eksempelvis opskrives følgende overordnede reaktion:

2C₂Cl₃H(aq) + 30₂(aq) + 2H₂0 Þ 4CO_z(aq) + 6 H⁺ + 6Cl^- (aq)
Gibbs fri energi for reaktionen, D G = -467.9 kcal/mol.

Det ses at Gibbs fri energi er negativ, dvs. reaktionen er termodynamisk favorabel og i princippet derfor vil ske spontant. Imidlertid er aktiveringsenergien relativt høj. Dette betyder, at reaktionen foregår meget langsomt ved normalt forekommende jord/grundvandstemperaturer. Lignende reaktioner kan opskrives med Mn og Fe mineraler som elektronacceptorer, disse udviser samme termodynamiske egenskaber. Det er vigtigt at pointere, at reaktionen forløber i væskefasen.

Dette er i overensstemmelse med de observationer der normalt gøres ved forureninger med klorerede opløsningsmidler, nemlig at de generelt ikke er nedbrydelige under aerobe forhold.

Når temperaturen hæves til omkring 100 °C kan reaktionen imidlertid bringes til at forløbe spontant. Halveringstider i størrelsesordenen 5-10 dg er observeret for en lang række stoffer inkl. de klorerede opløsningsmidler, (Newmark et al., 1998) så længe ilt ikke optræder som begrænsende faktor. En halveringstid på 5 dg svarer til, at der kan omsættes i størrelsen 150 mg TCE/l d i vandfasen ved mætning af ilt og TCE.

Ved injektion af en lille smule luft (eller ilt) i dampen kan ilt koncentrationen holdes konstant i kondensatfronten. Hastigheden af fronten er typisk i størrelsen 0,1-1 m/d. Der kan således fjernes rimelige mængder af stof ved oxidation under frontudbredelsen. Hvis man eksempelvis har en gennemsnitlig fronthastighed på 0,5 m/d og en afstand fra injektion til ekstraktion på 10 m svarer dette til en opholdstid i størrelsesordenen 20 dg. Med den ovennævnte rate kan der således under transporten fjernes op til 3000 mg TCE/l vand under transporten, under forudsætning af at en tilstrækkelig opblanding finder sted.

Hvis man ønsker at favorisere oxidationen fremfor den fysiske proces, kan dette opnås ved en langsommere dampinjektion end hvis der satses på hurtig fysisk fjernelse.

2.8 Optimal boringsplacering

Boringernes horisontale placering såvel som den vertikale placering af ekstraktions og injektionsfiltre er bestemmende for, hvorvidt metoden kan anvendes med succes og uden større risiko for spredning. I afsnit 2.5.6 er risikoen for udsynkning vertikalt beskrevet. Hvis der ikke ønskes anvendt luftblanding af dampen, kan man med fordel filtersætte under det forurenede område og opvarme dette lag til damptemperatur, inden opvarmningen af det forurenede område startes.

I det horisontale plan kan der anvendes to principielt forskellige design. Disse er forsøgt illustreret i figur 12. Figur 12A viser forureningen samt 7 boringer placeret i og omkring det forurenede område. Det antages, at forureningen primært findes i den umættede zone.

Injektion fra rand

Figur 12B viser hvordan dampen principielt befinder sig efter injektion over en periode fra randen af forureningen, hvor de 6 yderste boringer anvendes til injektion og den midterste til ekstraktion. Det bemærkes af figuren at:

• Dampen injiceres udenfor den forurenede zone til at starte med
• Dampzonen bevæger sig ind mod en central ekstraktionsboring.
• Kondensationsfronten trykkes sammen mod en central ekstraktionsboring
• Det forurenede volumen i koncentrationsfronten reduceres som funktion af injektionstiden.
• Hvis der iblandes luft skal den centrale vakuumboring etablere vakuum helt ud til randen af forureningen for at forhindre tab via overfladen
• Der opvarmes et relativt stort areal udenfor forureningen

Injektion i forureningen

Figur 12C viser hvordan dampen principielt bevæger sig ved injektion indefra det forurenede område. Den centrale boring anvendes til injektion og de 6 periferiboringer til ekstraktion. Det bemærkes at:

• Dampen injiceres inde fra det forurenede område og ud mod ektraktionsboringerne
• Dampzonen ekspanderer ud mod ekstraktionsboringerne
• Det forurenede volumen i kondensationsfronten øges som funktion af injektionstiden
• Koncentrationen i kondensationsfronten øges med tiden indtil forureningens afgrænsning er nået, hvorefter koncentrationen reduceres.
• Det ikke er muligt at få kontrol over hele kondensationsfronten med vakuumboringerne i randen, hvis der injiceres ren damp.
• Hvis der anvendes iblandet luft skal påvirkningszonerne af ektraktionsboringerne overlappe hinanden for at stof ikke skal undslippe mellem boringerrne
• Der opvarmes kun det forurenede areal

På baggrund af disse forhold anbefales det at anvende dampinjektion fra ydersiden for at reducere muligheden for tab af forurening via vandfasen, hvis ikke der anvendes luftblandet damp til injektionen. Hvis der iblandes luft skal den centrale vakuumboring etablere vakuum helt ud til randen af forureningen for at forhindre tab via overfladen.

Figur 12

Forskellige borings lay-out, se tekst for yderligere forklaring