volclay, system VOLCLAY, WATERSTOP RX, BENTOMAT, bentomat

Typowe zastosowania: Voltex przeznaczony jest do izolowania przeciwwodnego podziemnych części budynków i budowli podziemnych. Zwykle instalowany jest pod płytą fundamentową, na zewnętrznych ścianach fundamentowych bądź na stałych obudowach wykopów fundamentowych, takich jak ścianki z grodzic stalowych, ścianki berlińskie, palisady z pali wierconych, czy ścianki szczelinowe, stanowiące jednocześnie zewnętrzne deskowanie tracone izolowanej konstrukcji.

Skład: Voltex jest hydroizolacyjną matą złożoną z bentonitu Volclay umieszczonego pomiędzy tkaniną i włókniną polipropylenową. Zespolenia w jednorodny wyrób dokonuje się techniką igłowania, które polega na zaczepianiu specjalnymi igłami włókien ze spodniej włókniny i przeciąganiu ich przez warstwę bentonitu poza tkaninę, przez co osiąga się wzajemne powiązanie geotekstyliów oraz zamknięcie, osłonięcie i ściśnięcie bentonitu. Wystające ze strony tkaninowej Voltexu końcówki tych włókien po zalaniu betonem zapewniają przyczepność izolacji do konstrukcji i trwałe mechaniczne powiązanie z betonem.

Wymiary i opakowanie: standardowe pasma, zwinięte w rolki, mają wymiary 1,15 x 5,00 m, zafoliowane na palecie po 30 szt.

Ograniczenia: Voltex nie powinien być układany w stojącej wodzie. W przypadkach stwierdzenia, że woda gruntowa jest roztworem o znacznym stężeniu elektrolitów, pobrane próbki takiej wody należy przesłać do producenta maty w celu przeprowadzenia testów zgodności. Wykonanie analiz pozwoli na określenie stopnia zanieczyszczenia chemicznego, oraz jego wpływu na standardowy bentonit i ewentualną potrzebę stosowania Voltexu CR.

Volclay to handlowa nazwa naturalnego bentonitu sodowego, który jest przetworzoną skałą osadową zawierającą głównie minerał ilasty - montmorillonit sodowy.
Wysoka pojemność wymiany kationowej tego minerału oraz sodowy charakter kompleksu sorpcyjnego decyduje o jego unikalnych właściwościach fizycznych, z których najważniejsze to: wysoki stopień dyspersji (wysoka zawartość frakcji < 2ľm), duża wartość granicy płynności, wskaźnika plastyczności, kohezji, chłonności wody i pęcznienia, natomiast bardzo niskie wartości współczynnika wodoprzepuszczalności.
Pod wpływem wody suchy bentonit przeobraża się w silnie pęczniejący żel. Pęczniejąc swobodnie może zwiększyć swoją objętość nawet 15-krotnie. Dla właściwego funkcjonowania hydroizolacje z bentonitu wymagają ograniczenia swobody pęcznienia przez dociśnięcie do izolowanej powierzchni.
Wysokie ciśnienie pęcznienia bentonitu Volclay powoduje samoczynne zasklepianie przebić izolacji, jeśli po zainstalowaniu nastąpi z jakiegoś powodu jej uszkodzenie. Konsekwencją silnego pęcznienia jest również zdolność do uszczelniania nieznacznych zarysowań izolowanego betonu, spowodowanych np. osiadaniem podłoża, ruchami sejsmicznymi, czy skurczem betonu.

Bentonit sodowy Volclay - minerał pozyskiwany z miejsca naturalnego występowania, modyfikowany dla zwiększenia efektywności działania i przetwarzany do postaci szeregu materiałów hydroizolacyjnych, zapewnia izolowanej nim konstrukcji nieograniczoną w czasie osłonę przed działaniem wody gruntowej.

Bentomat
W rozważaniach tych dokonano kilku założe.
Po pierwsze przyjęto, że oba typy uszczelnie. uosabiaja przepływ Darcy, inaczej mowiac:
prawo Darcy ma zastosowanie do przewidywania ilości przecieku
przez obie wykładziny. Rozległe studia wielu badaczy potwierdziły to
założenie, pod warunkiem jednak, że wykładziny sa jednorodne pod
względem spoistoEci oraz nie zawieraja żadnych spęka. czy innych tego
rodzaju .Ecieżek ułatwionego przepływu. Warunek ten z pewnoEcia
spełniany jest przez Bentomat, ktory składa się z pęczniejacego iłu
(bentonitu sodowego), tworzacego po uwodnieniu spojna i jednorodna
barierę hydrauliczna. Wysokie ciEnienie pęcznienia bentonitu wyklucza
możliwoEc powstania jakichkolwiek spęka..
Badania polowych realizacji przepon z gliniastego gruntu wykazuja
istnienie w nich siatki .Ecieżek ułatwionego przepływu, spowodowanych
nie tylko spękaniem przy wysychaniu lecz rownież słabymi połaczeniami
pomiędzy ich poszczegolnymi warstwami składowymi. Wyst
ępowanie sieci poziomych i pionowych Ecieżek przepływu powoduje,
że przepuszczalnoEc polowa ekranow glinowych ma wartoEc dużo
wyższa, niż wynikałoby z oblicze. przy użyciu prawa Darcy, ktore wymaga
przesiakliwoEci jednolitej na całej powierzchni. Rownież dlatego
czas przenikania przecieku przez warstwy gliny jest znacznie krotszy,
niż w ujęciu matematycznym. VOLTEX
Na użytek tej analizy przyjęto jednak, że przepona z gliniastego gruntu
nie zawiera żadnych Ecieżek ułatwionego przepływu oraz, że jej charakterystyki
hydrauliczne sa całkowicie jednorodne, mimo studiow badawczych
(Anderson, Daniel, Rogowski) przytaczajacych dowody, że
jest to warunek niemożliwy do spełnienia w realizacjach polowych.
Przyjęto, że wykładziny będa zastosowane jako uszczelnienie dna
czaszy składowiska, wyposażonego w taki system zbierania odcieku,
że max. słup wody nad uszczelnieniem wynosi 0,3 m. Założono dalej,
że łaczna grubość warstw gliny wynosi 0,9 m i charakteryzuje się przepuszczalnością
1 x 10-7 cm/s, a grubość zhydratyzowanego Bentomatu
wynosi 1,0 cm i wykazuje przepuszczalnoEc 1 x 10-9 cm/s.
EfektywnoEc hydrauliczna wykładzin jest charakteryzowana poprzez
całkowita wielkość przecieku oraz czas przesiakania. Całkowita wiel-

koEc przecieku jest ilością cieczy infiltrujacej przez wykładzinę w jednostce
czasu, a czas przesiakania przedziałem czasu, w ktorym ciecz
przenika przez wykładzinę. Natężenie przepływu przez wykładzinę
okreElane jest przy użyciu prawa Darcy, podczas gdy czas przesiakania
może byc oszacowany jedynie za pomoca szeregu modeli numerycznych.
O ile prawo Darcy stanowi ważne narzędzie przewidywania
wielkośći przecieku, to . jak dotad . matematyczne ujęcia czasu przesiakania
sa często zupełnie niedokładne, m.in. dlatego, że ścisłe, matematyczne
okreElenie charakterystyk wykładzin, nie do końca jest możliwe.
Zostawmy to: i tak przyznac trzeba, że czas przesiakania ma znacznie
mniejsza wagę, niż całkowita wielkość strat filtracyjnych.
IloEc cieczy infiltrujacej przez wykładziny wynika z zasady przepływu
cieczy w gruntach, okreElanej prawem Darcy. Przedstawione obliczenia
pozwalaja oszacowac iloEci przesiakajacej przez obydwie wykładziny
cieczy. WATERSTOP RX
Według prawa Darcy całkowity przeciek przez wykładzinę jest
okreElony wzorem:
Q = k x i x A
gdzie:
Q = wydatek przepływu przez wykładzinę w m3/dobę
k = wspołczynnik filtracji: 1 x 10-9 cm/s = 8,64 x 10-7 m/dobę
i = (wysokoEc słupa wody + grubość wykładziny)/grubość
wykładziny = (0,3 + 0,1)/0,01 = 31
A = 1 ha = 10000 m2
Q = 8,64 x 10-7 x 31 x 10000 = 0,27 m3/ha/dobę
Jak poprzednio:
Q = k x i x A
gdzie: volclay
Q = wydatek przepływu przez wykładzinę, w m3/dobę
k = wspołczynnik filtracji: 1 x 10-7 cm/s = 8,64 x 10-5 m/dobę
i = (wysokoEc słupa wody + grubość wykładziny)/grubość
wykładziny = (0,3 + 0,9)/0,09 = 1,33
A = 1 ha = 10000 m2
Q = 8,64 x 10-5 x 1,33 x 10000 = 1,15 m3/ha/dobę
Analiza ta dowodzi, że niższa przepuszczalnoEc Bentomatu, powodujaca
ponad 4 krotnie mniejsza wielkość przecieku, ma większe znaczenie
niż efekty wyższego gradientu hydraulicznego w przypadku
grubszej warstwy gliny. Analiza taka powtarzana dla rożnych gradien-

tow wykazałaby, że Bentomat będzie zawsze bardziej efektywny, z wyjatkiem
przypadkow bardzo niskich spadkow hydraulicznych.
Zważywszy, że poprzednia analiza wykazała tak zdecydowana przewag
ę Bentomatu pod względem całkowitej iloEci przecieku, porownywanie
czasow przesiakania wydaje się miec znaczenie drugorzędne.
Zamiast dokonywania w tym względzie skomplikowanych i trudnych
do zweryfikowania oblicze. matematycznych, przyjmuje się zwykle hipotez
ę, a następnie bada wpływ takiego ujęcia na całkowita wielkość
przecieku. I tak zakłada się tutaj, że czas przesiakania Bentomatu jest
natychmiastowy, tzn. że ciecz przepływa przez Bentomat momentalnie.
Tak się oczywiEcie w rzeczywistości nie dzieje lecz jest najbardziej
niekorzystnym założeniem jakiego można dokonac. W przypadku gliny
zakłada się natomiast, że przesiaknięcie następuje dopiero po 5 latach.
Jest to z kolei szacunek bardzo na wyrost, bo rzeczywisty czas
przesiaknięcia jest znacznie krotszy (por. Goode). volclay
Przy wyżej założonych warunkach całkowity, przeciek przez obydwie
wykładziny w funkcji czasu, przedstawiony został na wykresie:
Wynika z niego, że mimo krotszego czasu przesiakania, ogolna iloEc
przecieku jest dużo mniejsza przy uszczelnieniu Bentomatem, z wyjatkiem
. jedynie . samego poczatku eksploatacji systemu wykładzinowego.
Przepona z gliniastego gruntu byłaby preferowana tylko wtedy,
gdyby okres funkcjonowania składowiska był krotszy niż 5 lat.

Przedstawione tu dane wykazuja, że efektywnoEc hydrauliczna Bentomatu
jest dużo wyższa niż uszczelnienia z gliniastego gruntu nawet
w przypadku przyjęcia wybitnie zachowawczego założenia dotyczacego
jednorodności gliny. Trzeba rownież zauważyc, że przy porownywaniu
projektow z użyciem obu wykładzin, rozważac należy też i inne
czynniki. PracochłonnoEc, szybkoEc wykonania, koszty, kontrola jakoEci,
statecznoEc zboczy, odpornoEc na cykliczne zmiany temperatury
i wilgotnoEci, sa tylko niektorymi zagadnieniami projektowymi, ktore
powinny byc wnikliwie rozważone przy wyborze sposobu uszczelnienia.
Anderson, David C., et al., Factors Controlling Minimum Soil Liner Thickness, EPA/600/S2-
-91/008, August 1991.
Daniel, David E., et al., Rate of Flow of Leachate Through Clay Soil Liners, EPA/600/S2-91/021,
July 1991.
Daniel, David E., Earthen Liners for Land Disposal Facilities. Proceedings, Geotechnical Practice
for Waste Disposal, ASCE Specialty Conference, University of Michigan, Ann Arbor, Michigan,
June 15-17, 1987. volclay
Goode, Daniel J., Evaluation of Simplified Techniques for Predicting Moisture Breakthrough of
Soil Liners, .HMCRI Monograph Series, Barrier and Waste Fixation Technology, Volume II, Silver
Spring, Maryland.
Rogowski A.S., Relationship of Laboratory and Field-Determined Hydraulic Conductivity in Compacted
Clay Layers, EPA/600/S2-90/025, September 1990. volclay

It is often assumed that Bentomat swells upon hydration in much
the same way as does loose bentonite. This is not correct, however,
because the needlepunched bond between Bentomat's two geotextiles
effectively resists the swell pressure exerted as Bentomat absorbs water.
The opposite is true with glued GCLs, which allow uncontrolled expansion
of the bentonite as hydration occurs.
This graph was adapted from experimental work performed at the
Geosynthetic Research Institute (GRI). It illustrates the hydration and
swelling behavior of Bentomat, when immeresed in distilled water at
various confining stresses. The graph demonstrates several fundamental
concepts about Bentomat. First, note that the maximum amount of swell
is only about 0.2 inches. Whereas the maximum swell of glued GCLs is
approximately 0.6 inches, the swell of Bentomat is significantly restricted
by the needlepunched fibers holding it together. As a result, Bentomat
can withstand unconfined hydration without losing its structural integrity.
Second, it is known that the permeability of bentonite increases as it swells.
Under low confining stress applications such as a landfill caps or secondary
containment liners, excess swelling will cause the permeability of glued
GCLs to be higher than that of Bentomat. Lastly, the graph shows that
the complete hydration of Bentomat (i.e., the time at which expansion
has stopped) requires approximately 100 hours, or over 4 days. This is
important to recognize when certain laboratory tests (such as direct shear
tests) are to be conducted on „hydrated” Bentomat specimens. Submerging
Bentomat in water for an hour is not representative of „fully
hydrated” conditions., volclay

B | Bentomat | 11, volclay
BENTOMAT VS. COMPACTED CLAY:
HYDRAULIC PERFORMANCE COMPARISON
Purpose
Because geosynthetic clay liners (GCLs) such as Bentomat are frequently
used in lieu of compacted clay liners (CCLs), it is useful to compare
the hydraulic performance of each liner in order to demonstrate that
Bentomat is may be considered a viable substitute for a CCL with respect
to overall leakage.
Assumptions
Several simplifying assumptions are made in this analysis. First, it is
assumed that both types of liner exhibit Darcian flow; in other words,
Darcy's Law is applicable to predict the leakage rates from the liners.
Extensive study by many researchers has corroborated this assumption
under the condition that the liners are uniform in consistency and do not
contain any cracks or other such preferential. flow pathways. This is a
valid assumption for Bentomat, because it consists of a swelling clay (sodium
bentonite) which hydrates to form a dense and uniform hydraulic
barner that resists cracking in its hydrated state due to its substantial swell
forces.
CCLs, conversely, have been shown to contain a network of preferential
flow pathways due not only to desiccation cracking but also to
poor bonding between individual lifts. The result is a network of horizontal
and vertical flow pathways that frequently lead to field permeability
values far higher than what would be mathematically predicted by Darcy's
Law. Therefore, the time to "breakthrough" of leakage would also be
much shorter than mathematically predicted. For purposes of this comparison,
it is assumed that the CCL contains no such preferential flow
pathways and that its hydraulic characteristics are completely uniform.
Previous research (Anderson, Daniel, Rogowski) has shown that it is unlikely
these conditions would be met in the field.
It is also assumed in this analysis that the liners are to be used as
bottom liners in a landfill which contains a leachate collection system such
that the maximum hydraulic head on the liners is one foot. It is further
assumed that the CCL is 3 feet in thickness and has a permeability of 1 x
10-7 cm/sec, and that the GCL is 0.4 inches in thickness with a permeability
of 1 x 10-9 cm/sec.
Performance Parameters
The hydraulic performance of liners is often evaluated through their
total leakage and their breakthrough time. Total leakage is very simply defined
as the volume of leachate that passes through the liner in a given
time period. Breakthrough time is defined as the length of time required
before leachate passes through the liner. Total leakage is calculated using
B | Bentomat | 12, VOLCLAY
Darcy's Law, while breakthrough time may be estimated using several
numerical models. Although Darcy's Law appears to be a valid leakage
prediction tool, research has shown that mathematical predictions of the
breakthrough time are often quite inaccurate, because the liner characteristics
which control flow are difficult to quantify. Regardless, modern-day
designers recognize that breakthrough time is secondary in importance
to total leakage. Obviously, the function of a liner is to maximize containment,
not the theoretical breakthrough time.
Leakage Comparison
The following Darcy's Law comparison presents estimated leak rates
from two hyothetical liner designs to illustrate this point.
Leakage Through Bentomat
Darcy's Law states that leakage may be expressed as Q = k i A,
where:
Q = total liner leakage in gal/day k = 1 x 10-9 cm/sec
i = (hydraulic head + liner thickness)/liner thickness = (1 + 0.033)/
0.033 = 31.3
A = 1 acre
9.225 x 108 = conversion factor from cm/sec to gal/acre-day
Q = (1 x 10-9)(31.3)(1)(9.225 x 108) = 29 gal/acre/day
Leakage Through Clay Liner
Again, Q = k i A, where:
Q = total liner leakage in gal/day
k = 1 x l0-7 cm/sec
i = (hydraulic head + liner thickness)/liner thickness = (1 + 3)/3 =
1.33
A = 1 acre
9.225 x 108 = conversion factor from cm/sec to gal/acre-day
Q = (1 x l0-7)(1.33)(1)(9.225 x 108) = 123 gal/acre/day
This idealized analysis shows that, relative to CCLs, the lower permeability
of Bentomat outweighs the effects of a higher hydraulic gradient,
resulting in appproximately four times less leakage. This analysis
can be repeated at various gradients to demonstrate that Bentomat will
always provide superior performance except at very low CCL gradients.
Breakthrough Time
Because the previous analysis has shown that the total leakage from
Bentomat is so much less than through the CCL, a comparison of breakthrough
times is fairly irrelevant. Rather than perform complex mathematical
calculations which are difficult to verify, it is more appropriate to
simply make some conservative assumptions and then to investigate the
influence of breakthrough time on total leakage. First, it is assumed that
the time to breakthrough for Bentomat is instantaneous; in other words,
leakage penetrates through Bentomat immediately. This, of course, is
not the case but is the most conservative assumption that can be made.
For the CCL, it is assumed that breakthrough occurs after 5 years. This
again is a very conservative estimate, and the actual breakthrough time is
likely to be shorter (Goode).
Under the conditions already described, the total cumulative leakage
from each liner as a function of time is represented graphically below.
From the standpoint of minimizing leakage, it is clear that (although
the breakthrough time for Bentomat is shorter than for a CCL) the overall
leakage is much less except at the very beginning of the life of the liner
system. A CCL would be preferred only if the design life of the facility
were to be less than 5 years.
Conclusions
The data and information presented herein demonstrate convincingly
that the hydraulic performance of Bentomat is superior to that of a
CCL, even when extremely conservative assumptions regarding the uniformity
of CCLs are made. It should be noted, however, that there are
other factors to consider when comparing liner designs containing GCLs
and CCLs. Chemical compatibility, quality assurance/quality control, slope
stability, and protective cover are just a few of the design issues that
must be addressed. CETCO will provide additional information on these
issues as requested.
B | Bentomat | 13

REFERENCES
Anderson, David C., et al. "Factors Controlling Minimum Soil Liner
Thickness." EPA/600/S291/008, August 1991.
Daniel, David E., et al. "Rate of Flow of Leachate Through Clay Soil
Liners." EPA/600/S291/021, July 1991.
Daniel, David E. "Earthen Liners for Land Disposal Facilities." Proceedings,
Geotechnical Practice for Waste Disposal, ASCE Specialty Conference,
University of Michigan, Ann Arbor, Michigan, June 15-17, 1987.
Goode, Daniel J. "Evaluation of Simplified Techniques for Predicting
Moisture Breakthrough of Soil Liners." HMCRI Monograph Series, Barrier
and Waste Fixation Technology, Volume II, Silver Spring, Maryland.
Rogowski, A.S. "Relationship of Laboratory and Field-Determined
Hydraulic Conductivity in Compacted Clay Layers." EPA/600/S2-90/025,
September 1990.

Bentomat

BENTOMAT AS A LANDFlLL LlNER lN
„SElSMlC lMPACT ZONES”
The shearing forces produced on a landfill liner system during an
earthquake could be sufficient to threaten the stability of sloped areas and
to thereby initiate a sliding failure on sloped areas of the liner. In recognition
of this potential scenario, US EPA's recently promulgated solid waste
landfill regulations contain certain design requirements for instances in which a new landfill is to be located in a „seismic impact zone”. This technical reference examines these federal requirements and how they could be applied to a landfill design in which Bentomat is included in part of the liner system. Section 258.14(a) of the the new landfill design requirements mandated under RCRA Subtitle D states that, „New MSWLF units shall not be located in seismic impact zones, unless the owner or operator demonstrates... that all containment structures, including liners...are designed to resist the maximum horizontal acceleration for the site.” Section 258.14(b) then defines „seismic impact zones” as areas with a 10 percent or greater probability that the maximum expected horizontal acceleration as depicted on a seismic hazard map will exceed 0.10 g in 250 years. Note that the design requirements in the new rules in no way prohibit or otherwise discourage the use of GCLs in landfills. Rather, the rules simply require the owner/operator to demonstrate that the maximum expected horizontal acceleration generated during an earthquake will not damage the liner system. The first step toward achieving compliance with this requirement is to identify whether a proposed landfill site lies within a seismic impact zone as defined above. The preamble to the new rules (1) references a U.S.G.S. report which contains maps showing acceleration isopleths for various return periods (2). CETCO maintains a copy of this report on file and can provide the relevant portions of it upon request. Assuming that the proposed landfill lies within a seismic impact zone, we next need to ask what effect, if any, would an earthquake have on the liner system. Answering this question requires many assumptions regarding the magnitude of the quake, the distance of its epicenter to the landfill site, the local geology of the landfill site, the degree of attenuation within the regional subsurface, and, finally, the translation of horizontal acceleration in the subsurface to a horizontal driving force within the liner system. One method of incorporating many of these assumptions is provided by Huang (3). In this method, a seismic coefficient is calculated and then added to the driving force in a simple „infinite slope” or „sliding block” stability analysis. It is thereafter a relatively straightforward matter to incorporate the seismic force into the factor of safety for the sloping liner system, which would decrease as the seismic coefficient increases. Of course, the engineer must carefully evaluate the appropriateness of the many assumptions made by this method. From a more general standpoint, it could be suggested that sodium bentonite itself is undesirable as a liner material due to its inherently low shear strength. This is not necessarily the case, however, if the bentonite is „reinforced”, as in the case of Bentomat. Bentomat's needlepunched construction provides it with literally thousands of fibers which connect the upper and lower geotextiles and thereby transmit shear forces through the bentonite layer. In this manner it is possible to safely utilize Bentomat for the design and construction a stable slope whose steepness exceeds the slope which would support a non-reinforced bentonite layer. Just as shear forces are transmitted downward in a typical design scenario,
so, too, would they be transmitted upward through the liner in the
event of an earthquake. In either case , the integrity of the liner is protected.
Bentomat is totally unique in this regard.
Direct shear testing performed on the „internal” interface of Bentomat
(i.e., the bentonite layer) indicates that it has an internal friction angle
of 26 degrees. This is the lowest value we have yet obtained during
testing of this interface. Others have obtained values as high as 39 degrees
under different test conditions, yet CETCO recommends that the 26
degree value be utilized in slope stability analyses in order to be as conservative
as possible. In comparison, the natural shear strength of bentonite
by itself in these conditions is only 6-9 degrees; thus, it is evident that the
needlepunched fibers in Bentomat adds significantly to its internal shear
strength.
Another potential concern is that any vibrational movement of the
subgrade during seismic activity could „mobilize” the hydrated bentonite
and allow it to migrate downslope. However, the needlepunched construction
of Bentomat not only transmits shear stresses but also serves to
effectively confine the bentonite and prevent its movement. Bentomat is
a three-dimensional matrix of bentonite and needlepunched fibers which
is highly resistant to this type of deformation under differential physical
stresses.
To summarize, the new federal rules regarding new landfills located
in seismic impact zones in no way restrict the use of GCLs such as Bentomat.
Therefore, Bentomat can be safely designed into a Subtitle Dcompliant landfill liner system, provided that the results of a seismic impact analysis and slope stability analysis do not indicate an unacceptable decrease in the factor of safety for the liner system.

B | Bentomat | 39 BENTOMAT AS A LANDFlLL LlNER lN „SElSMlC lMPACT ZONES” The shearing forces produced on a landfill liner system during an earthquake could be sufficient to threaten the stability of sloped areas and to thereby initiate a sliding failure on sloped areas of the liner. In recognition of this potential scenario, US EPA's recently promulgated solid waste landfill regulations contain certain design requirements for instances in which a new landfill is to be located in a „seismic impact zone”. This technical reference examines these federal requirements and how they could be applied to a landfill design in which Bentomat is included in part of the liner system. Section 258.14(a) of the the new landfill design requirements mandated under RCRA Subtitle D states that, „New MSWLF units shall not be located in seismic impact zones, unless the owner or operator demonstrates... that all containment structures, including liners...are designed to resist the maximum horizontal acceleration for the site.” Section 258.14(b) then defines „seismic impact zones” as areas with a 10 percent or greater probability that the maximum expected horizontal acceleration as depicted on a seismic hazard map will exceed 0.10 g in 250 years. Note that the design requirements in the new rules in no way prohibit or otherwise discourage the use of GCLs in landfills. Rather, the rules simply require the owner/operator to demonstrate that the maximum expected horizontal acceleration generated during an earthquake will not damage the liner system. The first step toward achieving compliance with this requirement is to identify whether a proposed landfill site lies within a seismic impact zone as defined above. The preamble to the new rules (1) references a U.S.G.S. report which contains maps showing acceleration isopleths for various return periods (2). CETCO maintains a copy of this report on file and can provide the relevant portions of it upon request. Assuming that the proposed landfill lies within a seismic impact zone, we next need to ask what effect, if any, would an earthquake have on the liner system. Answering this question requires many assumptions regarding the magnitude of the quake, the distance of its epicenter to the landfill site, the local geology of the landfill site, the degree of attenuation within the regional subsurface, and, finally, the translation of horizontal acceleration in the subsurface to a horizontal driving force within the liner system. One method of incorporating many of these assumptions is provided by Huang (3). In this method, a seismic coefficient is calculated and then added to the driving force in a simple „infinite slope” or „sliding block” stability analysis. It is thereafter a relatively straightforward matter to incorporate the seismic force into the factor of safety for the sloping liner system, which would decrease as the seismic coefficient increases. Of course, the engineer must carefully evaluate the appropriateness of the many assumptions made by this method. From a more general standpoint, it could be suggested that sodium bentonite itself is undesirable as a liner material due to its inherently low shear strength. This is not necessarily the case, however, if the bentonite is „reinforced”, as in the case of Bentomat. Bentomat's needlepunched construction provides it with literally thousands of fibers which connect the upper and lower geotextiles and thereby transmit shear forces through the bentonite layer. In this manner it is possible to safely utilize Bentomat for the design and construction a stable slope whose steepness exceeds the slope which would support a non-reinforced bentonite layer. Just as shear forces are transmitted downward in a typical design scenario, so, too, would they be transmitted upward through the liner in the event of an earthquake. In either case , the integrity of the liner is protected. Bentomat is totally unique in this regard. Direct shear testing performed on the „internal” interface of Bentomat (i.e., the bentonite layer) indicates that it has an internal friction angle of 26 degrees. This is the lowest value we have yet obtained during testing of this interface. Others have obtained values as high as 39 degrees under different test conditions, yet CETCO recommends that the 26 degree value be utilized in slope stability analyses in order to be as conservative as possible. In comparison, the natural shear strength of bentonite by itself in these conditions is only 6-9 degrees; thus, it is evident that the needlepunched fibers in Bentomat adds significantly to its internal shear strength. Another potential concern is that any vibrational movement of the subgrade during seismic activity could „mobilize” the hydrated bentonite and allow it to migrate downslope. However, the needlepunched construction of Bentomat not only transmits shear stresses but also serves to effectively confine the bentonite and prevent its movement. Bentomat is a three-dimensional matrix of bentonite and needlepunched fibers which is highly resistant to this type of deformation under differential physical stresses. To summarize, the new federal rules regarding new landfills located in seismic impact zones in no way restrict the use of GCLs such as Bentomat. Therefore, Bentomat can be safely designed into a Subtitle Dcompliant landfill liner system, provided that the results of a seismic impact analysis and slope stability analysis do not indicate an unacceptable decrease in the factor of safety for the liner system.