토목기사 필기 토질 및 기초 최근 10년 빈출 문제집 50

점착력항은 12×18=216 kPa, 근입깊이항은 19×1.2×8=182.4 kPa, 폭항은 0.5×19×1.8×6=102.6 kPa이다. 합계는 216+182.4+102.6=501.0 kPa이다. ②의 399 kPa는 폭항을 누락한 398.4 kPa를 반올림한 값이다. ③의 604 kPa는 폭항 102.6 kPa를 한 번 더 더해 603.6 kPa로 만든 값이고, ④의 717 kPa는 점착력항 216 kPa를 한 번 더 더한 값이다. 따라서 ①이 맞다.

굴착체적은 30×20×8=4,800 m³이고 제거토 중량은 4,800×18=86,400 kN=86.4 MN이다. 구조물 하중에서 제거토 중량을 빼면 순증가하중은 90-86.4=3.6 MN이므로 ③이 정답이다. ①은 차를 절반으로 줄였고, ②는 제거토 중량 자체이며, ④는 두 하중을 더해 보상효과를 반대로 처리했다. 완전보상은 구조물 하중과 제거토 중량이 같아 순증가가 0에 가까운 경우이다.

직사각형 기초에서 접지압이 전 저면에 압축으로만 분포하려면 편심이 중간 1/3핵 안, 즉 e≤B/6이어야 한다. B/6=2.4/6=0.40 m인데 e=0.45 m로 더 크므로 선형 전면접촉 계산에서는 한쪽에 인장응력이 나타난다. 따라서 ④가 정답이다. ①은 두 수치가 같다고 오인했고, ②는 부등호 방향이 반대다. ③은 e와 B가 모두 길이이므로 비교 가능하며, 실제 흙은 인장을 전달하지 못해 접촉면 재평가가 필요하다.

재압축 구간과 정규압밀 구간을 나눈다. 괄호 안은 0.04log10(1.5)+0.24log10(2)=0.07929이고 H/(1+e0)=4/1.8이다. 따라서 S=0.176 m이다. 선택지별 판단: ① 두 응력구간에 각각 Cs와 Cc를 적용한 정확한 결과이다. ② 괄호 안의 무차원 압축량만 제시하고 층두께 보정을 빠뜨렸다. ③ 양면배수라는 가정으로 침하량을 두 배 한 값이지만 배수조건은 최종침하량을 바꾸지 않는다. ④ 층두께와 간극비 보정을 중복 적용해 지나치게 크게 산정했다.

시간은 t=0.197×2.0²/(2.0×10^-7)=3.94×10^6초이다. 이를 86,400초/일로 나누면 45.6일이므로 ③이 정답이다. ①은 배수거리를 1 m로 잘못 사용해 제곱효과를 축소한 값이고, ②는 배수거리 제곱 또는 계수를 절반 반영했으며, ④는 압밀계수를 절반으로 오인한 값이다. 양면배수라고 해도 문제에서 이미 최대배수거리 Hdr를 주었으므로 층두께를 다시 절반으로 줄이지 않는다.

이차압밀침하량은 Ss=H·Cα/(1+ep)·log10(t2/t1)이다. 시간비가 10이므로 로그항은 1이고, Ss=4.0×0.020/(1+0.80)=0.04444 m=44.4 mm이다. 따라서 약 44 mm인 ④가 정답이다. ①과 ②는 두께 또는 Cα를 과소 적용했고, ③은 1+ep 분모를 임의로 2로 둔 값에 가깝다. 간극비 보정을 생략하면 안 된다.

τf=c+σ'tanφ에서 두 점의 기울기는 tanφ=(105-55)/(150-50)=50/100=0.5이므로 φ=tan^-1(0.5)=26.6°이다. 첫 점에 대입하면 c=55-50×0.5=30 kPa이다. ①은 절편을 잘못 구했고, ②는 마찰각을 과대평가했다. ④는 첫 시험의 전단응력 55 kPa를 점착력으로 오인했다. 따라서 ③이 맞다.

DSS는 얇은 시료의 수평면에 단순전단 변형을 가하고 수직응력 조건을 제어하여 토층이 수평면에서 받는 반복 또는 단조 전단거동을 모사한다. 선택지별 판단: ① 전단이 핵심이다. ② 삼축시험 설명에 가깝다. ③ 시험변형과 활용을 정확히 설명한다. ④ 입도시험이 아니라 응력-변형 거동시험이다.

Mohr-Coulomb 식 τ=c+σtanφ에서 두 시험점 사이 기울기가 tanφ이다. tanφ=(125-75)/(200-100)=50/100=0.50이므로 φ=tan⁻¹0.50=26.565°, 약 26.6°인 ②가 정답이다. ①은 응력차를 잘못 사용했고, ③은 첫 시험의 τ/σ=0.75 등을 기울기로 오인했다. ④는 기울기를 1로 본 값이다. 절편은 75-100×0.50=25 kPa로 두 점 모두와 일치한다.

개별 말뚝 허용지지력 합은 4×500=2,000 kN이다. 군효율 η=0.80을 적용하면 군말뚝 허용지지력은 0.80×2,000=1,600 kN이다. ①은 효율을 두 번 적용한 것과 유사하고, ②는 말뚝 2본만 합한 값, ③은 말뚝 수나 효율을 잘못 반영한 값이다. 문제에서 별도의 블록파괴 지지력이 주어지지 않았으므로 제시한 군효율 방식의 정답은 ④이다.

모래지반의 항타는 주변을 조밀하게 해 유리할 수 있지만 말뚝이 가까우면 응력영역이 겹치고 시공순서·지반 융기·관입성 변화도 생길 수 있다. 따라서 간격과 공법을 반영해 개별말뚝 합과 군 전체 거동을 비교한다는 ②가 정답이다. ①은 지반과 배치를 무시했고, ③은 간격이 사라져도 독립거동이 유지된다고 잘못 가정한다. ④는 구조·지반 변수와 무관한 외관정보를 지지력 판단에 사용했다.

블록 한 변은 두 간격과 한 지름의 합 2×1.2+0.4=2.8 m이다. 둘레는 11.2 m, 저면적은 7.84 m²이므로 주면저항은 11.2×15×35=5,880 kN, 선단저항은 7.84×500=3,920 kN이다. 합계는 9,800 kN으로 ③이 정답이다. ①은 주면만, ②는 저면적 수치를 지지력처럼 혼동했고, ④는 둘레나 저면항을 과대 적용했다.

배관에 대한 안전율은 저항을 나타내는 한계동수경사를 작용 출구동수경사로 나눈다. FS=1.00/0.62=1.61이다. 1보다 크지만 요구 안전율 충족 여부는 별도 기준으로 판단한다. 선택지별 판단: ① 작용값을 저항값으로 나눈 비로, 안전율의 분자와 분모를 뒤집었다. ② 한계동수경사를 출구동수경사로 나눈 정확한 계산값이다. ③ 두 동수경사를 더하거나 임의 보정을 한 값으로 정의와 맞지 않는다. ④ 0.62를 백분율처럼 잘못 변환한 값이다.

등방성 흐름망의 단위폭당 침투유량은 q=kH(Nf/Nd)이다. Nf/Nd=4/12=1/3이므로 q=3.0×10^-5×8.0×1/3=8.0×10^-5 m³/(s·m)이다. 따라서 ③이 정답이다. ①은 수두차나 유로 수를 축소 적용했고, ②는 Nf/Nd를 1/6으로 잘못 보았다. ④는 유로 수와 등수두강하 수의 비를 누락해 kH만 사용한 값이다.

보일링의 임계동수경사는 ic=(Gs-1)/(1+e)이다. ic=(2.65-1)/(1+0.70)=1.65/1.70=0.9706이다. 안전율은 Fs=ic/i=0.9706/0.42=2.31이므로 ①이 정답이다. ②는 분모에서 간극비를 누락하거나 잘못 더한 값이고, ③과 ④는 임계경사와 실제경사의 비를 정확히 취하지 않은 값이다.

지하수위 아래 총수평압력은 흙 골격이 부담하는 유효연직응력에 토압계수를 적용한 유효토압과 물이 부담하는 정수압의 합이다. 유효연직응력 증가율에는 수중단위중량을 쓴다. 선택지별 판단: ① 유효응력 원리와 압력합성이 맞다. ② 골격저항을 누락했다. ③ 포화중량과 수압을 혼합해 이중계산할 수 있다. ④ 물과 흙의 압력이 실제로 작용한다.

흙 자중에 의한 삼각형 토압 합력은 Paγ=KaγH²/2=0.333×18×25/2=74.925 kN/m이다. 상재하중에 의한 직사각형 토압 합력은 Paq=KaqH=0.333×20×5=33.30 kN/m이다. 합계는 108.225 kN/m, 약 108.2 kN/m이므로 ④가 정답이다. ①은 상재하중을 누락했고, ②와 ③은 qH 항이나 1/2 계수를 잘못 적용했다.

삼각형 토압의 작용점은 저면에서 H/3=1.5 m이고 직사각형 토압의 작용점은 H/2=2.25 m이다. 합력 위치는 모멘트 평형으로 y=(90×1.5+45×2.25)/(90+45)=236.25/135=1.75 m이다. 따라서 ②가 정답이다. ①은 상재하중 토압의 모멘트를 누락했고, ③은 두 작용점의 단순평균에 가깝다. ④는 직사각형 토압의 작용점만 사용해 더 큰 삼각형 합력을 무시한 값이다.

층에 수직인 흐름에서는 각 층을 같은 유량이 직렬로 통과하므로 kv=ΣH/Σ(H_i/k_i)를 쓴다. kv=4/[1/(10^-4)+3/(10^-5)]=4/310000=1.29×10^-5 m/s이다. 선택지별 판단: ① 두 투수계수의 단순 가중평균에 가까운 값으로 직렬 흐름 조건을 반영하지 못한다. ② 총두께를 각 층의 H/k 합으로 나눈 조화평균이므로 정답이다. ③ 층과 평행한 흐름에 쓰는 산술가중평균을 적용한 값이다. ④ 저투수층의 큰 수두손실을 무시하여 지나치게 크게 산정한 값이다.

정수위 시험의 Darcy 식은 Q=kA(h/L)t이므로 k=QL/(Aht)이다. 주어진 값을 대입하면 k=900×15/(50×30×300)=13500/450000=0.030 cm/s이다. 따라서 ③이 정답이다. ①은 시료길이나 시간 중 하나를 세 배로 적용했고, ②는 수두경사를 잘못 산정했으며, ④는 수두차 또는 시험시간을 절반으로 사용한 값이다. 모든 길이·체적 단위를 cm계로 통일했으므로 결과는 cm/s이다.

정수위 투수시험에서 Darcy 법칙은 q=kA(Δh/L)이므로 k=qL/(AΔh)이다. 수치를 대입하면 k=(1.8×10^-5×0.30)/(0.004×0.45)=5.4×10^-6/1.8×10^-3=3.0×10^-3 m/s이므로 ②가 정답이다. ①은 길이를 절반만 반영한 값이고, ③은 수두차를 길이와 혼동한 값이며, ④는 단면적 또는 수두경사를 빠뜨린 과대값이다. 차원은 유량에 길이를 곱하고 면적과 수두로 나누므로 m/s가 된다.

깊이 6 m의 전응력은 지하수위 위 2 m에서 18×2=36 kPa, 아래 4 m에서 20×4=80 kPa이므로 총 116 kPa이다. 간극수압은 수면 아래 4 m에 대해 u=10×4=40 kPa이다. 따라서 유효응력 σ'=116-40=76 kPa이다. ①은 수면 아래 유효깊이를 4 m가 아닌 2 m로 잘못 적용해 36+(20-10)×2=56 kPa로 계산한 값이고, ③은 수압을 절반만 뺀 값, ④는 전응력 자체이므로 정답은 ②이다.

모관포화대에서 게이지 간극수압은 u=γw h=-9.81×1.5=-14.715 kPa이다. 유효응력 원리 σ'=σ-u에 따라 σ'=28.0-(-14.715)=42.715 kPa, 약 42.7 kPa이다. 선택지별 판단: ① 음의 간극수압을 총응력에서 다시 빼지 않고 반대방향으로 처리했다. ② 모관흡입을 무시했다. ③ 간극수압의 절댓값만 제시했다. ④ 부호를 포함해 유효응력식을 올바르게 적용했다.

압력수두가 선형으로 6 m에서 0 m까지 감소하므로 평균 압력수두는 (6+0)/2=3 m이다. 평균 양압력은 γw h=9.81×3=29.43 kPa이고 바닥면적은 12×5=60 m²이다. 합력은 29.43×60=1,765.8 kN이므로 ③ 약 1,766 kN이 정답이다. ①·②는 평균수두나 폭을 일부만 반영했고, ④는 상류 최대수두를 전 면적에 적용했다.

수축한계는 ws=[(습윤질량-건조질량)-(습윤체적-건조체적)ρw]/건조질량×100이다. 따라서 [(160-100)-(90-60)×1]/100×100=30%이다. 선택지별 판단: ① 질량 감소 60 g 중 체적 감소에 해당하는 물 30 g을 제외하면 30 g이므로 정답이다. ② 체적 감소량만 건조질량으로 나눈 값과 혼동한 결과이다. ③ 전체 건조 전 수분 60 g을 그대로 사용해 체적수축 보정을 누락했다. ④ 습윤체적 90 cm³를 백분율 수치로 잘못 옮긴 값이다.

삼상관계식 S e=w Gs에서 함수비는 w=Se/Gs이다. 포화도 75%는 0.75로 대입해야 하므로 w=0.75×0.65/2.70=0.18056, 즉 18.1%이다. 따라서 ①이 정답이다. ②는 간극비 또는 포화도를 축소 적용했고, ③은 비중으로 나누는 대신 다른 비를 사용했으며, ④는 함수비를 소수와 백분율 사이에서 잘못 환산한 값이다. 함수비는 물 질량과 흙입자 질량의 비이다.

상대밀도는 Dr=(emax-e)/(emax-emin)이다. 분자는 0.92-0.59=0.33, 분모는 0.92-0.48=0.44이므로 Dr=0.33/0.44=0.75, 즉 75%여서 ③이 정답이다. ①은 현장간극비와 최소값 차이를 사용했고, ②는 두 차이를 임의로 절반 처리한 값이다. ④는 분자와 분모를 뒤집어 1을 초과한 값이다. 정상적인 현장간극비가 두 극한값 사이에 있으므로 상대밀도는 0~100% 범위에 있어야 한다.

유동지수는 함수비 차를 타격횟수 비의 상용로그로 나눈 기울기 크기이다. 함수비 차는 48-42=6이고 log10(30/15)=log10(2)=0.3010이므로 If=6/0.3010=19.93, 약 19.9이다. 선택지별 판단: ① 유동곡선 정의에 정확히 대입한 값이다. ② 함수비 차만 취해 로그 보정을 빠뜨렸다. ③ log10 2의 역수만 제시했다. ④ 자연로그와 임의 비율을 혼합한 값으로 정의와 맞지 않는다.

No.200체 통과율이 50%보다 크므로 세립토 분류를 적용한다. LL=42%는 50% 미만이어서 저소성 L이고, A선의 PI는 0.73(42-20)=16.06이다. 실제 PI=20이 A선보다 충분히 위에 있으므로 점토 C에 해당해 CL이며 ③이 정답이다. ①은 A선 아래의 저소성 실트일 때, ②는 A선 부근의 경계조건일 때 검토하며, ④는 LL이 50% 이상인 고소성 점토에 해당한다. 유기질 조건이 없으므로 무기질 분류기호를 사용한다.

누적 잔류율은 180/600×100=30%이고, 통과율은 전체 100%에서 누적 잔류율을 뺀 70%이다. 따라서 ③이 정답이다. ①은 누적 잔류율을 그대로 답으로 고른 것이고, ②는 잔류질량과 전체질량의 차를 비율로 잘못 환산한 값이다. ④는 전체질량 또는 잔류질량을 다르게 적용한 값에 가깝다. 체 통과량은 600-180=420 g이며 420/600=0.70으로도 동일하게 확인된다.

일정한 다짐에너지에서 물은 낮은 함수비 구간의 입자 재배열을 돕지만, 최적함수비를 지나면 추가 물이 건조토가 차지할 공간을 줄여 건조단위중량이 감소한다. 따라서 다짐곡선의 꼭짓점이 최적함수비와 최대건조단위중량을 나타낸다. ②는 습윤측 감소를 무시했고, ③은 영공기간극선에 도달한다고 오해한 설명이며, ④는 다짐에너지 증가가 곡선을 변화시키는 사실과 반대이므로 정답은 ①이다.

습윤밀도는 2.70/0.00150=1,800 kg/m³이다. 함수비 w=0.125이므로 건조밀도는 ρd=ρt/(1+w)=1800/1.125=1,600 kg/m³이며 ①이 정답이다. ②는 습윤밀도에서 함수비 비율을 직접 공제한 1800×(1-0.125)=1575 kg/m³이고, ③은 습윤밀도 자체이며, ④는 습윤밀도에 1+w를 곱해 반대로 보정한 값이다. 다짐도 비교에는 수분을 제외한 건조밀도를 사용한다.

유효응력 전단강도는 c'+(σ-u)tanφ'로 표현된다. 활동면에 양의 간극수압이 작용하면 같은 총수직력에서도 유효수직력이 줄고 마찰저항이 감소하므로 안전율이 낮아질 수 있어 ④가 정답이다. ①은 토립자 비중과 무관하고, ②는 자중 방향을 바꾸지 않는다. ③도 활동면 기하를 없애는 것이 아니라 그 면의 유효응력을 낮추는 작용이다.

점착력이 없고 건조한 무한사면의 안전율은 F=tanφ/tanβ이다. tan32°=0.6249, tan20°=0.3640이므로 F=0.6249/0.3640=1.717, 약 1.72인 ③이 정답이다. ①과 ②는 마찰각이나 사면각의 탄젠트를 부정확하게 적용했고, ④는 각도 자체의 비를 사용하거나 분모를 과소 산정한 값이다. 마찰각이 사면각보다 크므로 안전율이 1보다 큰 결과도 물리적으로 타당하다.

단계성토 사이에 과잉간극수압이 소산되면 유효응력이 증가하고 비배수전단강도도 발달할 수 있다. 이를 계측으로 확인한 뒤 다음 하중을 올려 활동이나 저면파괴 위험을 관리한다. 선택지별 판단: ① 단계성토는 배수거리를 늘리는 공법이 아니며 압밀 지연이 주목적도 아니다. ② 강도증가를 기다리며 다음 단계 안정성을 확보한다는 핵심을 정확히 설명한다. ③ 성토재 자체의 단위중량은 대기시간 때문에 감소하지 않는다. ④ 압밀 과정이 투수계수를 0으로 만드는 것은 아니며 그런 설계목표도 없다.

석회는 점토표면의 양이온교환과 응집·플록화를 촉진해 소성 및 끈적임을 줄이고 다짐 작업성을 개선할 수 있으며, 시간이 지나면 포졸란 반응으로 강도가 증가할 수 있다. 따라서 ③이 정답이다. ①은 토립자 자체를 없애는 과정이 아니고, ②는 완전 차수를 보장하지 않는다. ④도 흙의 광물조성·유기물·함수비와 배합에 따라 효과가 달라진다는 조건을 무시한다.

저변형률 건전도시험은 말뚝머리를 소형 해머로 타격해 낮은 변형 수준의 응력파를 만들고, 말뚝 선단이나 임피던스가 달라지는 단면변화·불연속부에서 돌아오는 반사파를 분석한다. 따라서 길이와 건전성 이상 가능성을 평가하되 정적재하시험처럼 지반의 극한지지력을 직접 결정하지 않는다는 ④가 정답이다. ①은 정적재하시험, ②는 간극수압·균열 직접계측과 혼동했고, ③은 시험의 파동 전달 원리를 부정한다.

파동방정식 해석은 해머 충격이 쿠션과 말뚝을 따라 응력파로 전달되고 지반저항과 상호작용하는 과정을 모사한다. 이를 통해 적정 해머 선정, 예상 타격횟수, 과도한 인장·압축응력과 관입 가능성을 검토하므로 ②가 정답이다. ①은 재료강도시험을 대체할 수 없고, ③은 침투해석, ④는 토압해석의 내용이다. 해석 입력값은 현장 항타기록과 동재하시험 등으로 보정할 수 있다.

외경 제곱은 76²=5,776 mm², 내경 제곱은 72²=5,184 mm²이다. 따라서 Ar=(5,776-5,184)/5,184×100=11.42%, 약 11.4%이다. 면적비는 채취관 입구에서 흙이 밀려나야 하는 상대 면적을 나타내므로 다른 조건이 같다면 작을수록 시료 교란을 줄이는 데 유리하다. ②의 5.6%는 지름 차만 내경으로 나눈 값이고, ③은 정확한 값을 두 배로 한 데다 교란 관계도 틀렸다. ④의 89.7%는 Di²/Do²에 가까우며 두꺼운 관벽이 항상 유리하다는 해석도 반대다. 따라서 ①이 맞다.

에너지 기준 보정은 N60=N×ER/60%이며 ER은 백분율의 비로 사용한다. N60=24×75/60=30이므로 ④가 정답이다. ①은 N에 0.75만 곱해 기준에 대한 나눗셈을 누락했고, ②는 에너지 보정을 전혀 하지 않은 원 N값이다. ③은 전달률 차이 15%를 단순 가산한 값에 가깝다. 실제 에너지 전달률이 기준 60%보다 높으므로 보정 N60은 현장 N보다 커져야 한다.

붕괴성 흙은 느슨한 입자골격이 모관흡수력, 점토분 또는 염류의 약한 결합 등에 의존해 준안정 상태를 유지할 수 있다. 상재하중이 작용하는 동안 침수되면 흡수력이 줄고 결합이 약화되어 입자가 더 조밀한 배열로 급격히 이동하므로 ②가 정답이다. ①은 토립자 자체의 질량과 비중이 사라진다는 잘못된 설명이다. ③은 대표적인 붕괴침하 방향과 반대이며, ④는 관찰된 흙의 추가 체적변화를 설명하지 못한다.

순총응력은 σ-ua=90 kPa이고 모관흡수력은 ua-uw=0-(-40)=40 kPa이다. 흡수력 기여분은 χ×40=0.50×40=20 kPa이므로 σ'=90+20=110 kPa, 즉 ④가 정답이다. ①은 음의 물압을 총응력에서 직접 빼는 오류, ②는 흡수력 기여분의 부호 오류, ③은 불포화 흡수력 기여를 무시한 값이다. χ는 포화도와 흙의 상태에 관련된 계수이므로 문제에서 준 값을 사용해야 한다.

관찰법은 합리적인 초기 설계와 함께 예상 범위, 경보·중지 기준, 사전 준비된 대응책을 설정한다. 시공 중 변위·하중·수압을 관측하고 실제 거동에 따라 지보나 공정을 조정한다. 선택지별 판단: ① 무설계·즉흥 대응은 체계적 관찰법이 아니며 위험하다. ② 계측결과를 의사결정에 쓰지 않으면 관찰법의 핵심이 사라진다. ③ 사전 기준과 실시간 계측, 준비된 조치가 결합된 올바른 설명이다. ④ 시공 중 피드백이 필요하므로 준공 후 일회 계측만으로는 성립하지 않는다.

수동토압은 비교적 큰 벽체 변위와 안정된 전면 지반이 있어야 발휘된다. 장래 굴착, 세굴, 매설물 공사나 지반교란으로 전면 토사가 없어질 수 있다면 그 저항을 제외하거나 보수적으로 제한해야 하므로 ①이 정답이다. ②와 ③은 수동저항의 발휘조건을 무시한다. ④는 지하수 상승이 유효응력을 보통 감소시킨다는 점과 반대다. 설계에서는 실제 존치 가능한 지반 높이와 배수조건을 확인해야 한다.

지오텍스타일은 연약토와 입상재가 서로 섞이지 않도록 분리하고, 물은 통과시키면서 세립자 이동을 제한하는 여과 기능을 수행할 수 있다. 제품과 배치조건에 따라 평면배수와 인장 보강도 활용하므로 ④가 정답이다. ①은 토립자 비중을 바꾸거나 지하수를 완전히 없애는 재료가 아니고, ②는 모든 침하를 즉시 제거하는 화학고결재가 아니다. ③은 콘크리트·철근 기능과 무관하다.

EPS 지오폼은 토사보다 단위중량이 매우 작아 성토로 인한 연직응력과 연약지반 침하, 인접 구조물 측압을 줄일 수 있으므로 ④가 정답이다. ①과 ②는 경량화 목적과 반대이며, ③은 연직배수재 설명이 아니다. 재료가 가벼운 만큼 지하수 상승 시 부상 안정, 화재와 석유계 용제 노출, 허용압축응력·크리프, 포장하중 분산과 보호층을 함께 검토해야 한다.

깊이 z=4 m에서 2:1 분포법의 확대 폭은 B+z=2+4=6 m, 확대 길이는 L+z=3+4=7 m이다. 분포면적은 42 m²이고 Δσ=1,200/42=28.57 kN/m²=28.6 kPa이므로 ②가 정답이다. ①은 확대면적을 60 m²로 잘못 본 값이다. ③은 폭만 6 m로 확대하고 길이는 원래 3 m로 두어 1,200/(6×3)=66.7 kPa로 계산한 값이다. ④는 지표 기초면적 6 m²만 사용한 접지압이다.

주어진 탄성침하식에 대입하면 s=150×3.0×(1-0.30²)×1.10/30,000이다. 1-ν²=0.91이고 분자는 450×0.91×1.10=450.45이므로 s=0.015015 m=15.0 mm이다. 따라서 ④가 정답이다. ①·②는 폭 또는 영향계수를 과소 적용했고, ③은 포아송비 보정이나 단위환산이 부정확하다. 압력과 탄성계수 단위가 같아 소거되며 폭 단위 m가 침하 길이로 남는다.

포화 느슨한 모래가 지진의 반복전단을 받으면 입자골격이 수축하려 하지만 짧은 시간에 배수되지 못해 과잉간극수압이 증가한다. 전응력이 거의 같을 때 σ'=σ-u이므로 유효응력이 감소해 전단저항과 강성이 크게 저하되는 과정이 액상화이며 ②가 정답이다. ①은 간극수압과 유효응력의 변화를 반대로 설명했다. ③은 비중 변화가 원인이 아니고, ④는 발생조건을 조밀한 자갈로 잘못 한정한다.

공진주시험은 원주형 시료에 작은 진폭의 비틀림 또는 종방향 진동을 가하고 공진주파수와 진동감쇠를 측정한다. 여기서 전단파속도, 소변형 전단탄성계수와 감쇠비를 평가하므로 ③이 정답이다. ①은 링전단 등 대변위 시험, ②는 투수시험, ④는 Atterberg 한계시험에 해당한다. 변형률이 커지면 강성은 감소하고 감쇠는 증가할 수 있으므로 시험 변형률 범위도 함께 보아야 한다.