钢渣是炼钢业的主要固废产物，具有强碱（pH>12）、高盐(含有大量Ca2+)的特点. 根据国家统计局2019年的数据，我国粗钢年产量超过1.0×108 t，但钢渣综合利用率仅为29.5%[1]. 堆填的钢渣在雨水浸润下会产生大量碱性高盐废水[2]，污染土壤与地下水. 封场覆盖是实现钢渣堆场无害化处理与生态恢复的重要技术，大量钢渣堆填场亟须进行覆盖防渗处理. 传统的覆盖防渗层常采用压实黏土来降低雨水渗漏量和减少渗滤液产量[3]. 钢渣堆填场占地面积大，面临取土难、成本高的问题. 就地利用钢渣建设覆盖防渗层，具有显著的经济与生态效益. 钢渣颗粒较粗（平均粒径d50≈4 mm），具有高渗透性, 难以满足防渗层材料的饱和渗透系数ks≤1.0×10−9 m/s的规范要求[4]，因此须对钢渣进行改性处理. Herrmann等[5]利用细粒钢渣（粒径ds≤0.075 mm）与电弧渣混合物的化学胶凝特性研发防渗材料，其饱和渗透系数低至1.0×10−11 m/s，但钢渣堆填场中细粒钢渣非常少，限制了该方法的应用. 膨润土的膨胀性和低渗透性良好，常用于研发新型防渗材料. Kenney等[6-7]将少量的膨润土掺入砂中以填充砂骨料的孔隙通道，使得砂-膨润土混合材料具有良好的抗渗性能，为利用钢渣作为防渗材料提供了参考依据. 盐分会显著抑制膨润土的水化膨胀[8-9]. Kenney等[6-7,10]的研究表明，当以单一盐溶液（如NaCl、CaCl2）取代纯净水作为渗透液时，砂-膨润土混合材料的渗透系数增大2~5倍. 这为研发钢渣-膨润土防渗材料带来挑战. 虽然耐碱耐盐的聚合物改性膨润土[11-12]与聚合物[9]可以降低混合材料的渗透系数，但是其价格远高于我国常见的钠化钙基膨润土. 因此，用钠化钙基膨润土研发钢渣-膨润土防渗材料不仅具有重要工程价值，也有助于打破我国对进口天然钠基膨润土与聚合物改性膨润土的依赖.
本研究以钢渣作为防渗材料骨架，少量国产钠化钙基膨润土用于填充钢渣粒间孔隙，研发适用于覆盖层的新型防渗材料. 采用柔性壁渗透试验，研究不同因素对压实钢渣-膨润土混合材料的防渗性能影响. 同时结合压汞法（MIP）、X射线衍射（XRD）和扫描电镜（SEM）技术，分析试样微观孔隙结构、膨润土中蒙脱石矿物微观结构和形态，对混合材料饱和渗透特性的影响机理.
1. 试验材料和方法
1.1. 试验材料
钢渣取自江西省新余市某钢渣堆填场，膨润土为我国常见的钠化钙基膨润土（sodium-activated calcium bentonite, SACB）和进口的怀俄明膨润土（Wyoming bentonite, 天然钠基膨润土）. 如表1所示为钢渣与膨润土的基本物理化学特性. 表中，钢渣与膨润土的相对密度Gs、塑限ωP、液限ωL按照文献[13]测得；钢渣及膨润土的主要矿物质量分数wB按照文献[14]由X射线衍射试验测得；膨润土膨胀指数SI按照文献[15]测得. 如图1所示为测量的钢渣和膨润土的颗分曲线. 图中，we为小于某一粒径的土质量分数，ds为粒径. 由于现场堆放的钢渣以1 mm以上粗颗粒为主，不适合作为防渗材料，采用筛分出的不超过1 mm粒组内的2种级配钢渣开展试验，其中PD I级配钢渣的不均匀系数Cu=1.45，曲率系数Cc=0.96，属于不良级配砂；PD Ⅱ级配钢渣的Cu=7.6，Cc=1.3，属于良好级配砂.
表 1 钢渣与膨润土基本物理化学性质
Tab.1
| 试验材料 | Gs | ωL/% | ωP/% | 土的类别 | wB/% | SI/(mL·2g−1) | |||
| 硅酸二钙 | 氢氧化钙 | 方镁石 | 蒙脱石 | ||||||
| 钢渣 | 3.59 | — | — | 级配良好砾（GW） | 33.1 | 26.8 | 26.8 | — | — |
| 钠化钙基膨润土 | 2.56 | 258.1 | 31.1 | 高液限黏土（CH） | — | — | — | 68.2 | 20.5 |
| 怀俄明膨润土 | 2.58 | 255.1 | 21.2 | 高液限黏土（CH） | — | — | — | 71.4 | 36.2 |
图 1
根据文献[13]，控制钢渣与去离子水的质量比为1∶5，浸泡钢渣24 h后，制备钢渣浸出液，测得钢渣浸出液的pH=12.97，电导率
1.2. 钢渣-膨润土混合材料的击实特性
将干燥的钢渣与一定量的膨润土混合，配置成膨润土掺量wp（膨润土与混合材料的干重百分比）分别为5%、10%和15%的混合材料. 根据文献[13]开展标准击实试验，测定不同膨润土掺量下混合材料的最大干密度ρd,max和最优含水量ωopt（水重量与土干重的百分比）. 如图2所示，ρd,max随着wp增大而上升，表明膨润土能够有效填充在钢渣骨料形成的大孔隙中，实现利用膨润土填充钢渣大孔隙的理想效果. 最优含水量随着wp增加而减小，原因是相较于钢渣，膨润土具有较强的吸水膨胀性，随着wp增加，混合材料吸水膨胀体变增加，不利于击实. 采用PD Ⅱ钢渣掺和10%钠化钙基膨润土，ρd,max=2.04g/cm3、ωopt=18.2%，说明改良级配后对混合材料压实特性影响不大.
图 2
图 2 钢渣-钠化钙基膨润土混合材料的击实特性（钢渣试验级配Ⅰ）
Fig.2 Compaction characteristics of steel slag-bentonite mixtures (steel slag of particle distribution Ⅰ)
1.3. 试验方案
如表2所示，共开展5组柔性壁渗透试验，分别研究不同因素对压实钢渣-膨润土混合材料饱和渗透特性的影响. 表中，ρd,act为试样试验后实测干密度；试样编号规则如下：最左侧数值为试验组编号；BS、Bw分别表示钠化钙基膨润土、怀俄明膨润土；居中的“5”“10”“15”分别对应wp=5%、10%、15%；尾部的字母表示混合试样采用的制样方法，其中“D”表示传统拌和制样，“P”表示预水化制样；“(a/b)”表示该试样设置平行试验试样a和b. 试验材料的干密度对其饱和渗透系数具有决定性作用，依据文献[4]，覆盖防渗层压实度不得小于90%. 结合标准击实试验结果，制样干密度ρd,ini=1.90 g/cm3. 试样开始进行渗透试验时，ρd,act=1.90~1.92 g/cm3（试样对应孔隙比为0.825±0.025），因此可以忽略干密度对饱和渗透特性的影响. 将试验组1作为参照组，试验组2~5研究的影响因素分别为试样制备方法与膨润土掺量、钢渣级配、膨润土种类及钢渣水洗处理.
表 2 柔性壁渗透试验方案
Tab.2
| 组号 | 试样编号 | 钢渣级配 | ρd,act/(g·cm−3) | 制样工艺 | 膨润土种类 | wp /% | 钢渣水洗处理 |
| 1 | 1BS5D | PD Ⅰ | 1.90 | 传统拌和 | 钠化钙基膨润土 | 5 | × |
| 1BS10D(a/b) | 1.91 | 10 | |||||
| 1BS15D | 1.91 | 15 | |||||
| 2 | 2BS5P | PD Ⅰ | 1.90 | 预水化制样 | 钠化钙基膨润土 | 5 | × |
| 2BS10P(a/b) | 1.90 | 10 | |||||
| 2BS15P | 1.91 | 15 | |||||
| 3 | 3BS10D(a/b) | PD Ⅱ | 1.91 | 传统拌和 | 钠化钙基膨润土 | 10 | × |
| 4 | 4BW5D | PD Ⅰ | 1.90 | 传统拌和 | 怀俄明膨润土 | 5 | × |
| 4BW10D | 1.91 | 10 | |||||
| 4BW15D | 1.92 | 15 | |||||
| 4BW10P | 1.91 | 预水化制样 | 10 | ||||
| 5 | 5BS10P(a/b) | PD Ⅰ | 1.91 | 预水化制样 | 钠化钙基膨润土 | 10 | √ |
| 5BW10P | 1.91 | 怀俄明膨润土 | 10 |
渗透试验完成后，对试样1BS10Da、3BS10Da和试样4BW10D开展压汞试验，测量试样的微观孔隙分布，仪器采用麦克公司AutoPoreⅣ 9510压汞仪，最小测试孔隙直径为3 nm. 采用扫描电镜分析试样2BS10Pa、5BS10Pa中蒙脱石的微观形态，揭示钢渣水洗处理对蒙脱石微观形态的影响，仪器采用FEI公司Quanta x50 FEG650扫描电镜，最高分辨率不超过1 nm. 对试样1BS10Da、4BW10D和2BS10 Pa、5BS10 Pa进行研磨过筛（不超过0.075 mm），开展X射线衍射试验，对比纯钠化钙基膨润土和怀俄明膨润土测试蒙脱石矿物层间距d001，仪器采用德国Bruker D8 Advance X射线衍射仪，并使用Jade软件对扫描结果进行数据处理.
1.4. 试样制备方法
为了研究试样制备方法对钢渣-膨润土混合材料饱和渗透系数的影响，设置传统拌和制样和预水化制样2种制备方法. 试样的直径为70 mm，高度为50 mm. 试样制样干密度ρd,ini=1.90 g/cm3，对应的压实度≥90%. Tong等[7]的研究表明，在最优含水量湿侧压实试样，有利于降低试样的饱和渗透系数，因此本研究的制样含水量ωc控制在最优含水量湿侧1%~2%.
1）传统拌和制样. 根据试样尺寸、膨润土掺量和初始压实干密度，选用适量的干燥钢渣和膨润土，并搅拌均匀. 逐次喷洒去离子水至目标值，在喷水的同时，充分拌和混合材料. 材料拌和均匀后，将团块破碎过2 mm筛，过筛后无筛余，避免压实后大尺寸团聚体（直径>2 mm）间形成的大孔隙对ks的影响. 将过筛后的混合材料密封保存至少24 h，保证水分均匀分布. 采用三瓣膜模具分2层压实制样，将压实的试样真空饱和至少24 h.
1.5. 柔性壁渗透试验方法
试验采用GDS全自动柔性壁渗透仪，由压力室、GDS厂家研制的STDDPC V2型压力/体积控制器与数据采集系统组成. 压力/体积控制器可以精确施加压力（输出压力为0~1.0 MPa，精度为1.0 kPa），记录腔体水量变化，测量试样体积变化（体积测量精度为1.0 mm3）. 按照文献[18]的方法A（常水头法）测量饱和渗透系数. 试样安装后，控制试样在20.0 kPa的有效应力下，逐级增大反压和围压进行反压饱和，当测量的孔压系数B≥0.95时，认为试样达到饱和状态. 考虑到在工程实际中，防渗层上覆土层厚约2 m，且钢渣比重较大（Gs=3.59），试样的固结有效应力控制为50.0 kPa，并打开排水阀，记录试样固结排水的体积. 固结完成后，计算试样的实际干密度（如表2所示）. 试样固结稳定后，采用去离子水作为渗透液，开始渗透试验. 根据文献[18]，基于试样ks确定渗透阶段施加的水力坡度i：1）当ks=1.0×10−7~1.0×10−8 m/s时，i=10；2）当ks=1.0×10−8 ~1.0×10−9 m/s时，i=20；3）当ks<1.0×10−9 m/s时，i=30. 试样的饱和渗透系数计算式为
式中：
2. 试验结果与分析
2.1. 试样制备方法对混合材料饱和渗透系数的影响
如图3所示，无论是传统拌和还是预水化制样，试样的饱和渗透系数都随着膨润土掺量增加而显著下降，这与Tong等[7,19]的研究结论一致. 当wp=5%时，试样的饱和渗透系数不满足卫生填埋场规范对覆盖防渗层的饱和渗透系数要求（ks≤1×10−9 m/s）[4]，说明5%掺量的钠化钙基膨润土不足以填充钢渣颗粒间的孔隙. 随着wp增加，钢渣间的孔隙逐渐被填充，ks显著下降. 根据规范对防渗层的要求，钠化钙基膨润土的掺量必须大于10%. 对比2种试样制备方法，发现预水化制样的饱和渗透系数低于相同掺量下的传统拌和试样，且二者的差异随着wp增加而减小. 当wp=10%时，预水化试样的ks约为传统拌和试样的1/2. 表明用预水化的膨润土泥浆代替去离子水进行拌和，有利于膨润土水化膨胀阻塞钢渣骨料孔隙. 因此，在实际工程中，推荐使用预水化制样方法增强混合材料的防渗性能. 当wp=15%时，钢渣骨料形成的孔隙基本被膨润土填充，试样的渗透系数基本由钢渣孔隙间的膨润土决定[6]，导致试样制备方法对ks的影响减小.
图 3
图 3 不同钠化钙基膨润土掺量下试样制备方法对压实钢渣-膨润土试样饱和渗透系数的影响
Fig.3 Effects of specimen preparation method on saturated hydraulic conductivity of compacted steel slag-bentonite specimens at different sodium-activated calcium bentonite contents
2.2. 钢渣颗粒级配对混合材料饱和渗透系数的影响
如图4所示为分别采用不良级配PD Ⅰ和良好级配PD Ⅱ钢渣试样的饱和渗透系数对比. 图中，t为渗透时间. 当wp=10%时，采用良好级配PD Ⅱ钢渣的重复性试样的饱和渗透系数分别为2.0×10−10、2.6×10−10 m/s，约为采用不良级配PD Ⅰ试样的20%. 如图5所示为采用PD Ⅰ和PD Ⅱ钢渣的混合材料试样的孔径分布情况. 图中，Vi为注入孔隙体积，ds为孔径. 采用Hashemi等[20]提出的孔隙分级标准，其中小孔隙的孔径为0~3.0×103 nm；中孔隙的孔径为3.0×103~3.0×104 nm；大孔隙的孔径超过3.0×104 nm. 试样的孔隙分布曲线显示，当采用 PD II钢渣时，试样的大孔数量明显下降，中孔数量上升，表明大孔主要由钢渣的颗粒间孔隙组成. 根据哈根-泊肃叶定律，圆柱孔道内水的体积流量与孔径的四次方成正比. 因此，可以认为大孔数量影响试样饱和渗透系数大小. 采用PD Ⅱ钢渣后，大孔数量下降导致压实钢渣-膨润土混合材料的饱和渗透系数大大减小. 在工程实践中，良好的钢渣级配可以减小颗粒间的孔隙，有利于膨润土发挥膨胀性以堵塞孔道，增强混合材料的防渗性能. 同时大孔数量减少，可以减少膨润土掺量，降低经济成本. 同时，细粒土（膨润土）比粗粒土（钢渣）具有更大的干缩体变[21]，因此较低的膨润土掺量还可以减少干燥过程中混合材料的干缩体变，减少干湿循环诱导的裂缝产生，避免形成裂隙优势流，提升长期防渗性能.
图 4
图 4 钢渣级配对压实钢渣-膨润土试样饱和渗透系数的影响
Fig.4 Effects of steel slag gradation on saturated hydraulic conductivity of compacted steel slag-bentonite specimens
图 5
图 5 钢渣级配对压实钢渣-膨润土试样孔径分布的影响
Fig.5 Effects of steel slag gradation on pore size distribution of compacted steel slag-bentonite specimens
2.3. 膨润土种类对混合材料饱和渗透系数的影响
膨润土的膨胀性能是土-膨润土混合材料抗渗性能的控制因素[22]. 如图6所示，掺入5%、10%、15%怀俄明膨润土的试样的渗透系数分别是同掺量钠化钙基膨润土的80%、40%和70%，两者相差不大. 杨孔立等[23]发现，由于怀俄明膨润土比高庙子膨润土（SI=8 mL/2 g，蒙脱石的wB=63.8%）的膨胀性能好，导致采用怀俄明膨润土时，土-膨润土混合材料的饱和渗透系数比采用高庙子膨润土工况的低约2个数量级. 试验现象的差异是由于膨润土的水化膨胀程度取决于水溶液的离子强度和矿物表面的阳离子集合[9, 22]，钠基膨润土蒙脱石晶层间Na+容易和溶液中的高价阳离子发生交换，导致蒙脱石晶层上的结合水膜厚度减小，使膨润土的抗渗性能减弱[24]. 由于钢渣浸出液中含有大量的Ca2+，浓度可以达到571.63 mg/L，阳离子交换作用效果明显，导致本研究中不同膨润土对混合材料饱和渗透系数的影响较小.
图 6
图 6 不同掺量下膨润土种类对压实钢渣-膨润土试样饱和渗透系数的影响
Fig.6 Effects of bentonite type on hydraulic conductivity of compacted steel slag-bentonite specimens under different bentonite contents
通过XRD试验验证钢渣浸出的Ca2+与蒙脱石矿物发生阳离子交换. 膨润土及渗透试样研磨过筛后粉末的XRD衍射图谱如图7所示. 图中，I为衍射强度，2θ为衍射角. 通过Jade软件分析标注蒙脱石矿物的第1衍射特征峰，其中怀俄明膨润土和钠化钙基膨润土的层间距d001=0.97、1.13 nm，含有怀俄明膨润土和钠化钙基膨润土的压实钢渣-膨润土渗透试样的层间距d001=1.36、1.37 nm. 试样经过饱和渗透后，怀俄明膨润土和钠化钙基膨润土的蒙脱石矿物层间距都明显增大，且二者的差别不大. 这说明钢渣浸出液中的Ca2+与蒙脱石矿物层间的Na+发生交换. 因为Ca2+的水化半径（约为0.41 nm）大于Na+（约为0.37 nm），所以压实钢渣-膨润土混合试样中的蒙脱石矿物层间距增大[25]. 蒙脱石矿物层间距增大，矿物层上结合水膜厚度减小[24]，导致膨润土的抗渗性能减弱，且掺和怀俄明膨润土和钠化钙基膨润土试样的饱和渗透系数差别不大.
图 7
如图8所示为采用钠化钙基膨润土和怀俄明膨润土试样的孔径分布情况. 两者的孔隙分布几乎完全相同，均以大孔隙和中孔隙为主，曲线均呈现双峰的特征. 这可能是由于干粉膨润土与强碱高盐的钢渣加水拌和后，膨润土未经水化，加剧了钢渣浸出盐分对膨润土水化膨胀的抑制作用，导致怀俄明膨润土优良的抗渗性能无法有效发挥. 因此，掺和怀俄明膨润土试样的饱和渗透系数仅略低于掺和钠化钙基膨润土试样的，且二者的微观孔隙特征几乎一致. Ruhl等[26]研究发现，当钠基膨润土防水毯（geosynthetic clay liner，GCL）预水化后，人工配制的模拟垃圾渗滤液只能使其渗透系数小幅度升高；如果GCL未经水化，模拟垃圾渗滤液则可以使其渗透系数升高将近4个数量级. 怀俄明膨润土的价格高于钠化钙基膨润土，在实际工程中建议采用钠化钙基膨润土作为钢渣-膨润土混合材料的掺和料.
图 8
图 8 膨润土种类对压实钢渣-膨润土试样孔径分布的影响
Fig.8 Effects of type of bentonite on pore size distribution of compacted steel slag-bentonite specimens
2.4. 钢渣水洗处理对混合材料饱和渗透系数的影响
如图9所示，钢渣经过水洗后，当wp=10%时，无论掺加的膨润土种类，试样的饱和渗透系数均显著下降约1个数量级. 其中掺加怀俄明膨润土时，钢渣水洗处理的影响更为显著，试样的饱和渗透系数从2.2×10−10 m/s下降至3.3×10−11 m/s. 原因是钢渣经过水洗后，浸出盐分的质量分数大大减少. 水洗7 d后的钢渣浸出液电导率值从484 ms/m下降至28 ms/m，Ca2+质量浓度从571.63 mg/L降低至24.80 mg/L，使得钢渣浸出盐分对膨润土水化膨胀的抑制作用减弱，膨润土能够充分水化膨胀，堵塞钢渣骨料形成的孔隙，从而大大降低试样的饱和渗透系数. 这也说明钢渣浸出的大量盐分是导致掺和怀俄明膨润土混合材料的防渗性能与掺和钠化钙基膨润土差别不大的主要因素. 如图10所示，压实水洗钢渣-钠化钙基膨润土试样中的蒙脱石矿物层间距d001=1.22 nm，较未水洗钢渣试样层间距明显减小. 说明钢渣浸出液中Ca2+浓度下降后，蒙脱石晶层间的阳离子交换量减少. 同时蒙脱石晶层上的结合水膜厚度增加[24]，晶层间水分运移困难，试样的抗渗性能提升.
图 9
图 9 钢渣水洗处理对压实钢渣-膨润土试样饱和渗透系数的影响
Fig.9 Effect of water-washing treatment of steel slag on saturated hydraulic conductivity of compacted steel slag-bentonite specimens
图 10
图 10 钠化钙基膨润土试样的X射线衍射图谱
Fig.10 X-ray diffraction curves of sodium-activated calcium bentonite specimens
如图11所示，通过SEM观察试样微观形态，可以观察到钢渣表面及颗粒间附着大量膨润土水化后的蒙脱石矿物. 图11(a)的局部放大图中，蒙脱石片状较小，且片状蒙脱石在一点收缩聚集，形成团簇状结构[27]，由于这样不利于蒙脱石矿物阻断钢渣颗粒间的孔隙通道，发挥其防渗性能，导致未水洗钢渣-钠化钙基膨润土混合材料的饱和渗透系数较高. 钢渣经过水洗处理后，浸出的盐分浓度大大减小. 从图11(b)中可以观察到大量蒙脱石伸展的片状结构，这样有利于蒙脱石片状结构堵塞钢渣颗粒接触点，使钢渣颗粒间的孔隙通道无法连通，大大增强混合材料的抗渗性能. 钢渣经过水洗处理后，蒙脱石矿物微观形态发生变化，说明浸出液的盐分对膨润土水化的抑制作用减弱，有利于增强混合材料的抗渗性能. 但是水洗处理钢渣会产生大量含盐的碱性废水，在实际工程应用中，须注意避免高盐碱性废水对环境的污染. 此外，由于水洗后钢渣依然具有较强碱性(pH=11.34)且有含盐成分，为了避免钢渣-膨润土防渗层造成上覆植被层的盐碱化或者污染地表径流，应避免采用该材料建设单层覆盖层. 建议将钢渣-膨润土防渗层用于复合覆盖层结构中，如采用Ng等[28]提出的3层土质覆盖层结构，在钢渣-膨润土防渗层上依次建设碎石层、储水层与植被层，其中碎石层起排水作用并阻断毛细作用，隔绝盐分向地表运移.
图 11
图 11 压实钢渣-膨润土试样的扫描电镜图像
Fig.11 Scanning electron microscope images of compacted steel slag-bentonite specimens
3. 结 论
（1）预水化制样可以提升混合材料的防渗性能. 随着钠化钙基膨润土掺量增大，由于钢渣粒间孔隙被膨润土充分填充，试样制备方法对渗透系数影响逐渐减弱.
（2）采用良好级配钢渣制备试样的饱和渗透系数约为采用不良级配钢渣制备试样的20%. 原因是改良级配后，试样中的大孔隙数量下降，因此在实际工程中推荐使用级配良好的钢渣.
（3）掺和怀俄明膨润土混合材料的防渗性能和孔隙分布与钠化钙基膨润土混合材料的差别不大. 原因是钢渣高盐强碱的特性使得蒙脱石矿物发生阳离子交换、层间距增大、结合水膜厚度下降，导致膨润土防渗性能减弱.
（4）钢渣水洗处理显著降低钢渣-膨润土混合材料的饱和渗透系数. 原因是在未水洗钢渣试样中，蒙脱石矿物呈团簇收缩状，不利于阻塞孔隙通道. 钢渣水洗后，蒙脱石片状结构舒展更容易阻断孔隙通道，同时蒙脱石层间距减小，结合水膜增厚，膨润土抗渗性能提升.
（5）本研究通过测试压实钢渣-膨润土混合材料的饱和渗透系数得到混合材料的合理配方. 在覆盖层的实际工况中，干湿循环的气候条件容易导致混合材料产生裂隙，形成优势渗流通道，因此后续研究计划开展大尺寸模型试验或者现场试验，模拟干湿循环气候变化，优化材料配方.
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Swelling characteristics of Gaomiaozi Ca-bentonite saturated in alkaline solution and prediction
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Geosynthetic clay liners permeated with chemical solutions and leachates
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SUN D A, JIA D. Shear strength of GMZ07 bentonite and its mixture with sand saturated with saline solution
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Water infiltration into a new three-layer landfill cover system
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