To predict the failure plane, it wa

To predict the failure plane, it was assumed that δw = 3/4φ. The failure planes observed
for the cantilever-type, gravity-type, and reinforced soil, Type 1 model walls in
the shaking table tests, and the failure planes for the reinforced soil, Type 1 model walls
with a surcharge of 1.0 kN/m2 in the tilt table tests were steeper than the predicted failure
planes. For the shaking table tests, the difference was greater for the reinforced soil,
Type 1 model wall than for the cantilever- and gravity-type model walls. Also, for the
tilt table tests on the reinforced soil, Type 1 model wall with a larger surcharge, the observed
failure plane was steeper than the predicted failure plane, although the difference
is marginal.
It should be noted that the predicted failure plane angle decreases as the seismic coefficient
increases (Figure 16). On the other hand, the shaking acceleration or the tilting
angle could be increased further, even after slight movement of the wall, without causing
an abrupt ultimate failure. The failure plane developed further during the increase of
shaking acceleration/tilting angle, as typically seen from Figure 5 forthe reinforced soil,
Type 1 model wall. It is important to note, however, that no multiple failure planes in the
backfill were observed in the models, except for the reinforced soil, Type 2 model wall.
The active earth pressure coefficient, Ka , was calculated for δw = 3/4φ by the trial
wedge method assuming a vertical interface between the backfill and the wall. In Figure
17, the results are plotted versus the angle of the direction of the bottom failure plane
of the trial wedge, ζ. For simplicity, the seismic coefficient kh was set to 0, 0.2, and 0.4
in Cases 1, 2, and 3, respectively. In these cases, the shear resistance angle φ was set
to 51_, which corresponds to the peak resistance of the backfill, as was the case with
the aforementioned prediction of wall stability (Section 3). On the other hand, for Case
4, the value of φ was reduced to 34_, which approximately corresponds to the residual
angle of friction, φres , while keeping kh = 0.4. Similarly, the value of δ for Cases 3 and
4 was reduced to 29_ by assuming the residual condition for this interface friction angle ([φss]res = arctan{sin[φss]}). The range of failure plane angles observed for the cantilever-type,
gravity-type, and reinforced soil, Type 1 model walls during shaking are also
shown in Figure 17. Based on Figure 17, the formation of a single failure plane during
shaking may be outlined in the following steps:

結果 (繁體中文) 1:

為了預測故障飛機，它假定那 δ w = 3/4φ。觀察到的故障飛機懸臂型、 重力型和加筋的土，類型 1 模型牆體加筋土，類型 1 模型牆失敗平面與振動臺試驗，與燃油附加費 1.0 kN/m2 傾斜表中測試了陡比預測失敗飛機。振動臺試驗，為的差異便大為加筋土，類型 1 模型牆比懸臂型和重力模型牆。此外，為傾斜式加筋土，與較大的附加費，被觀察物件類型 1 模型牆表測試破壞面那條陡比預測的失敗平面中，雖然差異是邊際。應該指出的是，預測的失敗平面角隨地震影響係數增加 (圖 16)。在另一隻手，振動加速度或傾斜角度可進一步增加，甚至後輕微運動的牆上，而不會導致突然的最終失敗。破壞面進一步開發期間的增加振動加速度/傾斜角度，如通常從角度來看圖 5 加筋土，1 型模型牆。它是重要的但是請注意，沒有多個故障飛機在回填觀察在模型中，除了加筋土，類型 2 模型牆。主動土壓力係數 Ka，計算為 δ w = 3/4φ 的審判楔形體法假設回填土與牆之間的垂直介面。在圖中17，結果被繪製的底失敗平面方向的角度審判的楔子，ζ。為簡單起見，地震影響係數 kh 被設置為 0，0.2，0.4在例 1、 2 和 3，分別。在這些情況下，剪切阻力角 φ 成立到 51_，對應于峰值電阻的回填土，如為例上述預測牆穩定性 (3 節)。另一方面，為案例4，φ 值減少到 34_，大約對應殘差φres，摩擦角同時保持 kh = 0.4。同樣，例 3 δ 值和4 被削減至 29_，假設這個介面摩擦角的殘餘條件 ([φss] res = arctan{sin[φss]})。失敗平面角度觀察到的懸臂型範圍重力型和加筋的土類型 1 模型牆振動過程中也是圖 17 所示。基於圖 17，形成的單點故障飛機內震動可能會在下面的步驟概述︰

結果 (繁體中文) 2:

預測破壞面，它被假定ΔW= 3 /4φ。失敗的平面觀察
為懸臂式，重力式，和增強土壤中，1型模型壁
的振動台測試，和用於加筋土故障飛機，1型模型壁
與1.0千牛頓/ m 2的在一個收費傾斜台試驗均高於預測的故障陡峭
面。對於振動台試驗，所不同的是更大的加筋土，
比對cantilever-和重力式模型牆壁類型1模型牆。此外，對於
上加筋土傾斜台試驗，具有較大的收費類型1模型壁，所觀察到的
破壞面，比預測的破壞面陡，但差異
是有限的。
應當指出的是，預測的破壞面角減小作為地震係數
增加（圖16）。另一方面，在搖動加速度或傾斜
角度可以進一步連壁的輕微運動後增加，而不會引起
突然最終失敗。增加中進一步發展的破壞面
晃動的加速度/傾角，因為一般從圖5可見歡喜加筋土，
1型模型牆。然而要注意的是，在沒有多損壞面是非常重要的
回填在模型中觀察到，除加筋土，2型模型壁。
該主動土壓力係數，嘉，通過計算ΔW= 3 /4φ試用
楔方法假定回填和壁之間的垂直界面。在圖
17中，結果被作圖底部破壞面的方向的角度
審楔，ζ的。為簡單起見，地震係數KH設定為0，0.2和0.4
在例1，2和3，分別 在這些情況 ​​下，剪切阻力角φ被設定
到51_，其對應於回填的峰值阻力，因為是與盒
壁的穩定性（第3節）的上述預測。另一方面，對於案例
4，φ的值降低到34_，這大約對應於殘留的
摩擦，φRES的角度，同時保持KH = 0.4。同樣，δ為例3和的值
4被假定為這個接口摩擦角殘餘條件降低到29_（[φss]解析度=反正切{犯罪[φss]}）。範圍為懸臂式，觀察破壞面的角度的
重力式，和加筋土，型振盪期間1模型壁也
在圖17基於圖17中所示，一個單一的破壞面的過程中形成
搖動可能在下面的步驟中概述：

結果 (繁體中文) 3:

預測失敗的飛機，它是假設δW = 3 / 4φ。觀察到的失效平面對於懸臂型、重力式和加筋土，1型模型牆振動臺試驗，加筋土的破壞面，1型模型牆一堆1千牛/平方米在傾斜試驗均大於預測失敗飛機。對於振動臺試驗，加筋土的差异更大，1型模型牆比的懸臂和重力式模型牆。此外，為傾斜試驗對加筋土，1型模型牆有較大的附加費，所觀察到的故障平面是陡峭的比預測的故障平面，雖然差异是邊際。應注意的是，預測的故障平面角减小的地震係數新增（圖16）。另一方面，振動加速度或傾斜角度可以進一步新增，即使是輕微的牆壁運動後，不造成突然的最終失敗。在新增的過程中，故障平面的進一步發展振動加速度/傾斜角度，如圖5所示為鋼筋土，1型模型牆。重要的是要注意的是，但是，沒有多個故障的飛機在回填的模型中觀察到的，除了加固土，2型模型牆。主動土壓力係數，Ka，進行δW = 3 / 4φ受審判假設回填與牆體間垂直介面的楔形法。圖17，結果繪製與底部的故障平面的方向上的角度審判的楔形，ζ。為簡單起見，地震係數KH被設定為0，0.2，和0.4在情况下，1，2和3，分別。在這些情况下，抗剪角φ成立對51_，對應於回填的峰值效能，就是這種情況上述預測的壁穩定性（第3節）。另一方面，為例4、對φ值降低到34_，大致對應於剩餘摩擦角，φ分辯率，同時保持KH = 0.4。同樣，對δ為例3的價值4减少到29_假設這個介面摩擦角的殘留狀況（[φSS ]分辯率= arctan {罪[φSS ] }）。懸臂型的故障平面角的範圍內，重力式，加筋土，1型模型牆在晃動過程中也如圖17所示。基於圖17，在一個單一的故障平面的形成搖動可在下列步驟中概述：