1. 서 론

1.1 연구 배경 및 목적

2017년 11월 15일 규모 5.4의 포항 지진이 발생하여 저층 RC 필로티 건축물에 많은 피해가 발생하였다. 국내 저층 건축물에 주로 적용되는 필로티(Pilotis) 구조는 하부 골조, 상부 벽식 구조를 갖는 형식으로, 상부 벽식 구조에 비하여 하부 골조 구조의 강성 및 강도가 부족하고 횡력저항시스템이 수직적으로 불연속 되는 특징을 가진다. 특히 층 강성 및 강도가 수직으로 불균일한 비정형성이 증가할수록 지진시 연약층 효과(soft-weak story effect)에 의해 필로티 층에 과도한 비탄성 변형 및 응력이 집중되어 국부적 취성파괴가 발생할 가능성이 높다.

이와 같은 필로티 구조의 취약성을 극복하기 위해 국내 건축구조기준(KBC2016)에서는 필로티 설계시 특별지진하중(E_m)을 고려한 지진하중 조합을 사용하도록 한다. 특별지진하중은 취성파괴로 인해 비탄성 연성능력을 기대하기 어려운 부재를 상대적으로 더 큰 지진하중에 대해 설계하여 탄성 상태에서 하중을 지지할 수 있도록 한 것으로, 구조물의 불안정성으로 붕괴를 일으키거나 지진하중의 흐름을 급격히 변화시키는 부재 및 이를 지지하는 부재의 설계시에 적용하여야 한다. 하지만 특별지진하중을 적용해야 하는 부재의 판단 기준이 정량적으로 정의되지 않아 실무에서는 특별지진하중의 적용 여부를 엔지니어의 공학적 판단에 따르고 있는 실정이다.

국내 건축구조기준(KBC2016)의 0306.8.1.에 따르면 횡력저항시스템이 불연속되고 약층의 강도가 바로 위층 강도의 65 % 미만인 경우에 구조물의 높이가 2층 또는 9 m 이하로 제한하고 있는데, 상부구조가 벽식구조인 국내 필로티 건축물의 대부분이 이에 해당한다. 따라서 3층 이상 또는 9 m 이상 높이의 필로티 건축물을 설계하기 위해서는 지진하중에 시스템초과강도계수(𝛺₀)를 곱한 특별지진하중을 적용하여 설계하여야 한다. 하지만 필로티 건물을 설계하기 위해 적용하고 있는 시스템초과강도계수와 높이를 제한하는 강도비 기준의 타당성이 검증되지 않았으며, 수직불연속의 개념도 정량적으로 정의되지 않아, 필로티 건축물의 설계기준에 대한 공학적 근거가 부족한 실정이다. 또한, 현재의 국내 구조기준은 필로티 건물의 과도한 층강도비 및 층강성비에 따른 동적 거동 및 손상 특성과 지반조건에 따른 보유 내진성능의 차이를 고려하지 못하기 때문에 경제적이고 합리적인 내진설계가 적용되기 어렵다고 할 수 있다.

본 연구에서는 저층 RC 필로티 건축물에 대한 합리적인 내진설계를 확립하기 위한 기초연구로서, 1경간의 5층 필로티 부분 구조물을 대상으로 지반조건, 층강도비, 층강성비에 따른 비선형지진응답해석을 수행하고 상기 변수에 따른 필로티 건축물의 응답 특성을 평가하여 필로티 구조물의 탄성거동을 확보하기 위한 주요 변수의 영향을 파악하고자 한다.

1.2 기존 연구 고찰

연약층인 하부구조와 상부구조의 수평 강도비 및 강성비가 건물의 동적거동 및 내진성능에 미치는 영향은 다수 연구된 바 있다. Satrajit and James(2003)는 필로티 층의 높이가 높아질수록 강성비와 강도비가 감소하며, 이에 따른 비탄성변형이 증가함을 파악하였다. Chintanapakdee and Chopra(2004)는 강성 및 강도 비정형의 경우 정형에 비해 층간 변형각이 증가함을 파악하였으며, 비정형이 아래층에 존재할수록 다른 층의 요구 변형각이 증가함을 파악하였다. Thuat(2013)은 긴 스팬을 갖는 비정형층은 기둥의 손상을 증가시키며, 층강도 여유비(보유강도/설계강도)가 증가함에 따라 층파괴 메커니즘의 발생 가능성이 감소함을 파악하였다.

국내에서는 Kim et al.(2016)가 저층 RC 필로티가 비정형성에 의한 여유도의 확보가 이루어지지 않아 인명 보호를 위한 최소 성능인 25 %의 붕괴확률에도 미달함을 파악하였다. Baek(2015)은 필로티 건축물의 수직 및 수평 비정형 정도에 따른 동적거동 및 손상 특징을 분석하여 비정형성이 증가할수록 1층의 변형 및 손상이 증가함을 파악하였다. Kwon et al.(2017)는 층간 강성비 및 강도비에 따른 소성률, 변위 집중률에 관해 연구하여 강성비에 따른 1층의 변위 집중률은 큰 변화가 없으며, 2층의 강도가 1층 강도의 2배 이상부터 1층이 항복하여 비탄성변형이 집중됨을 파악하였다. Kwon and Kim(2005)은 10층~35층의 필로티 건축물에 대하여 성능기반해석법을 통한 내진성능 평가를 수행하여 필로티의 존재가 성능지수의 감소성향을 크게 함을 확인하였다. Lee and Lee(2008)은 저층 필로티 건축물에서 대하여 내진성능평가를 수행하여 선형 해석법을 통한 해석보다 비선형 동적해석법에 의한 해석을 통하여 정확한 건물의 거동 특성을 파악해할 필요가 있음을 확인하였다.

이들 기존 연구에서는 주로 RC 필로티 건축물이 갖는 수직비정형에 따른 내진성능을 비교 평가하였지만, 지반조건에 따른 건축물의 보유 내진성능은 고려하지 못하였다. 또한 필로티 구조의 연약층이 탄성으로 거동하기 위한 조건으로서 층강도비 및 층강성비를 평가하지는 않았다.

1.3 연구 범위 및 방법

본 연구는 지반조건, 하부층과 상부층의 강성비 및 강도비에 따른 필로티 건축물의 지진응답특성을 파악하기 위한 기초연구로서 해석 대상은 Fig. 1과 같은 5층 필로티 건축물의 외각 필로티 부분을 대상으로 한다. 필로티는 수직 및 수평 비정형을 모두 갖는 건축물로서, 필로티에 대한 해석시 비틀림에 의한 거동도 중요하지만 필로티는 지진력저항시스템이 불연속이기 때문에 필로티 층이 연약층을 형성하여 비탄성 변형 및 응력이 집중되어 취성파괴가 나타난다는 점이 필로티의 근본적인 구조적 문제점이다. 따라서 본 연구에서는 편심에 의한 비틀림을 고려하기에 앞서 연약층, 즉 수직 강성 및 강도 비정형에 대한 거동 및 탄성요건을 검토하고자 한다. 해석 대상모델은 지반조건과 특별지진하중의 적용 유무에 따라 구조설계 프로그램인 MIDAS(2010)로 설계한 다음, 설계모델에 대하여 비선형 해석프로그램인 CANNY(2009)로 동적해석을 수행하여 필로티층 기둥의 거동 및 응답 변위 등을 분석한 후 특별지진하중을 미적용한 지반별 해석모델에 대하여 2층에 대한 1층의 강도비 및 강성비를 변화시키며 변수에 따른 1층 기둥의 응답을 분석한다.

2. 해석 방법

2.1 해석 대상

해석 모델은 대상 건축물의 외곽에 있는 부분 구조로, 지반조건(5종류) 및 특별지진하중의 적용 유무(2종류)에 따른 총 10개 모델을 MIDAS 프로그램을 이용하여 구조설계하며, 설계 조건은 Table 1에 나타낸다.

Table 1 Design condition

Category	Design condition
Use	Residence
Height of floor	1 F	3.5 m
	2 F ~ 5 F	2.8 m/F
Load	Dead load	7.0 kN/m2
	Live load	2.0 kN/m2
Seismic resistance system	Reinforced concrete shear wall structure
Importance factor	IE =1.2
Zone	Zone factor 1 (S = 0.22)
Ground condition	SA ~ SE ground

설계시 휨거동 및 축방향에 대한 설계 강도비(소요강도/설계강도)는 0.8 이상으로 경제성을 고려하고, 전단의 경우 최소 배근 등을 고려하여 0.3정도로 설계한다. 보는 기둥과 동일하게 설계강도비를 휨에 대하여 0.8정도로, 전단에 대하여 0.3정도로 설계한다.

벽체 두께는 150 mm로 하며, 최소 철근비로 배근한다. 사용된 재료강도는 콘크리트 f_ck = 24 MPa, 철근 f_y = 400 MPa로 하며, 설계 결과는 Table 2에 나타낸다.

Table 2 Details of sections

Member		Non special seismic load		Special seismic load
		Size(mm)	Detail	Size (mm)	Detail
Beam	End	500 × 700	Long.(Top/Bottom): 3-D22 / 2-D22, Hoop : 2-D13@150	500 × 700	Long.(Top/Bottom): 4-D22 / 2-D22, Hoop: 2-D13@150
	Center		Long.(Top/Bottom): 2-D22 / 3-D22, Hoop : 2-D13@300		Long.(Top/Bottom): 2-D22 / 4-D22, Hoop: 2-D13@300
Wall		150 × 7000	Vert.: D13@300, Horiz.: D10@300	150 × 7000	Vert.: D13@300, Horiz.: D10@300
Column* (ground)	SA	390 × 390	Long.: 8-3-D22, Hoop: 2-D10@250	470 × 470	Long.: 16-5-D22, Hoop: 2-D16@150
	SB	410 × 410	Long.: 8-3-D22, Hoop: 2-D13@250	500 × 500	Long.: 24-7-D19, Hoop: 2-D16@150
	SC	470 × 470	Long.: 8-3-D22, Hoop: 2-D13@150	570 × 570	Long.: 20-6-D22, Hoop: 2-D16@100
	SD	510 × 510	Long.: 8-3-D22, Hoop: 2-D13@150	660 × 660	Long.: 16-5-D25, Hoop: 2-D16@100
	SE	540 × 540	Long.: 12-4-D22, Hoop: 2-D16@150	720 × 720	Long.: 24-7-D25, Hoop: 2-D16@70

Note. Column(Long.)* : total No. - arrangement No. - rebar size

총 10개 해석 모델의 2층에 대한 1층의 강성비 및 강도비를 Table 3에 나타내며, 각 층의 층강도 및 층강성은 기둥 부재의 강도 및 강성으로 다음 식에 의하여 계산한다.

Table 3 Stiffness ratio and strength ratio of designed structures by ground type

Ground type	Non special seismic load		Special seismic load
	Stiffness ratio	Strength ratio	Stiffness ratio	Strength ratio
SA	0.010	0.116	0.023	0.269
SB	0.013	0.124	0.029	0.318
SC	0.021	0.149	0.048	0.434
SD	0.029	0.165	0.083	0.539
SE	0.037	0.240	0.120	0.873

$$K_{Story}=\Sigma K_i$$

(1)

$$K_i=\frac1{{\displaystyle\frac1{{}_iK_f}}+{\displaystyle\frac1{{}_iK_s}}}$$

(2)

$${}_iK_f=\frac{12EI}{h^3},\;{}_iK_s=\frac{GA}h$$

(3)

$$V_{Story}={\textstyle\sum_i}V_y,\;{}_iV_y=min({}_iV_f,\;{}_iV_s)$$

(4)

여기서, K_Story는 층 수평 강성, K_i는 부재별 수평 강성, _iK_f는 부재의 휨 강성, _iK_s는 부재의 전단 강성, V_story는 층 수평 내력, _iV_y는 부재의 항복 내력, _iV_s는 부재 단면의 전단 강도, _iV_f는 휨 모멘트에 의한 전단강도이다.

식 (3)에서 기둥의 휨 강성 $\frac{12EI}{h^3}$은 골조에 있어서 보의 강성이 무한대 즉, 강보(rigid beam)에 해당하는 경우로서 보의 강성이 기둥에 비하여 충분히 크도록 적용하여 1층 휨강성이 기둥에 의하여 결정되도록 한다.

특별지진하중을 미적용한 경우 모든 지반에 대해 1층의 강성비는 5 % 미만, 강도비는 25 % 미만으로 강성 및 강도 비정형으로 분류된다. 특별지진하중을 적용한 경우는 미적용한 모델에 비하여 강성비는 2.2 ~ 3.2배 정도, 강도비는 2.3 ~ 3.6배 정도 증가한다. 하지만 S_A ~ S_D지반 모델은 여전히 강성 및 강도 비정형에 해당하며, S_E지반 모델은 강성 비정형으로 분류된다.

2.2 해석 모델

해석 모델 작성 및 지진응답해석은 비선형 해석 프로그램인 CANNY를 사용한다. CANNY의 비선형 이력 모델 및 해석 방법의 타당성은 다수의 연구를 통해 검증되었으며, 국내외에서 실무 및 연구용으로 사용되고 있다.

해석모델의 각 부재는 비선형 거동을 나타내는 스프링(Spring)을 갖는 선형부재로 모델화한다. 각 부재 양단부에서 휨 스프링에 의하여 휨거동을 하며, 부재 중앙부에서 전단 및 축 스프링에 의하여 전단 및 축 거동을 하는 것으로 가정한다. 거동을 나타내기 위하여 사용된 이력모델은 Fig. 2와 같다. 각 이력모델에 따른 계수 값은 Kwon et al.(2017)의 기존 연구를 참고하여 Table 4와 같이 적용한다. 각 거동별 골격곡선 및 이력곡선의 Table 4에 나타낸 거동 특성을 나타내는 계수에 의해 산정되며 자세한 산정방법은 CANNY Manual(2009)을 참조할 수 있다.

Table 4 Coefficient factors of hysteresis models

Hysteresis model		Column / Wall				Beam
		Flexural	Axial		Shear	Flexural
			Comp.	Tens.
Stiffness	𝛼	0.2	1.0	0.5	0.2
	𝛽	0.001	1.0	0.01	0.001
	𝜃	0.7			1	0
	𝜉	1.0			0.1	1.0
	𝜅	-			0.001
Pinching	𝜆	0.5			0.6
	𝛿	-			0.5
Energy	𝜀	-			0.05
Ductility	𝜇	-			0.2

2.3 해석 변수 및 방법

필로티층의 강성비 및 강도비에 따른 1층 기둥의 거동을 분석하고, 지진시 탄성상태를 유지하기 위한 최소 강성 비 및 강도비를 평가하기 위하여 변수해석을 수행한다.

해석변수는 특별지진하중을 미적용한 지반별 설계모델의 강성비와 강도비를 기준으로 하여 2층 강성 및 강도는 고정시키며, 1층 초기강성을 1, 2, 4, 8배 증가시키며, 1층 항복강도를 1, 2, 3, 4배 증가시켜 각 지반별 설계모델에 대하여 16개의 변수를 갖도록 하여 해석을 수행한다. 여기서 강성의 증가는 항복변위(𝛿_y)의 감소를, 강도의 증가는 항복변위(𝛿_y)가 증가하게 된다. 이에 따라 건축물의 전체 거동인 응답변위, 소성률 등에 영향을 미치게 된다.

지진응답해석을 위한 입력지진파로 총 3가지 지진파 El-Centro NS(1940), Taft EW(1952), 지반별 인공지진파를 사용한다. 인공지진파는 지반별 설계응답스펙트럼에 부합하도록 생성하며, 세 가지 입력지진파에 대한 응답을 단순 비교하기 위하여 최대가속도 크기를 지반별 설계스펙 트럼의 영주기가속도(S_DS/2.5)와 동일하도록 배율을 적용하여 사용한다. 입력한 세 가지 지진파에 의한 최대응답 결과만을 이용하여 변수에 따른 결과를 분석한다. 설계응답스펙트럼을 Fig. 3에, 지반별 설계스펙트럼의 영주기가속도 및 적용 배율을 Table 5에 나타낸다.

Table 5 PGA of seismic waves

		SA	SB	SC	SD	SE
Zero period acceleration (cm/sec2)		117	147	173	199	261
Scale	El-Centro NS (1940)	0.34	0.42	0.50	0.57	0.75
	Taft EW (1952)	0.65	0.82	0.97	1.11	1.46

3. 특별지진하중 적용 유무에 따른 거동

3.1 특별지진하중 적용시 필로티 기둥의 거동

특별지진하중을 고려한 경우 지반조건별 연약층의 최대 밑면전단력과 최대 층간변형각, 필로티 기둥의 소성률을 평가하였다. 특별지진하중을 산정하기 위한 시스템초과강도계수는 필로티 구조의 상부 벽식구조를 고려하여 내력벽시스템의 2.5를 적용하였다. Table 6에 특별지진하중을 적용한 지반별 해석모델의 최대 응답 해석결과를 나타내고, Fig. 4에 대표적으로 S_A, S_C, S_E지반의 기둥 및 2층 벽체의 거동 그래프를 나타낸다.

Table 6 Comparison of structural responses subjected to special seismic load by ground type

Ground type	Maximum story shear force by analysis (kN)		Maximum story drift by analysis (rad)		Ductility ratio
	1F	2F	1F	2F
SA	392.0	298.9	0.0072	0.0001	0.8054
SB	558.0	425.2	0.0083	0.0002	0.9860
SC	727.6	562.5	0.0065	0.0002	0.9416
SD	697.2	533.2	0.0032	0.0001	0.6953
SE	929.9	750.6	0.0030	0.0002	0.5600

S_A지반에서 벽체의 층간변형각이 0.0001로 변형이 거의 없지만, 기둥은 0.0072까지 변형하였으며, S_E지반의 경우에서도 벽체의 층간변형각은 0.0002이지만 기둥은 0.0030까지 변형하였다. 모든 지반에 대하여 2층 벽체에는 변형이 거의 발생하지 않았으며 대부분의 변형이 1층 기둥에 집중되었고, 최대 층간변형각은 0.015이내로 허용층간변위 기준을 만족하였다. 또한 모든 지반조건에서 기둥이 탄성상태로 거동하였으며, S_E지반의 경우 0.56, S_B지반의 경우 거의 항복에 가까운 0.98의 소성률을 나타내었다. 하지만 지반조건에 따른 내진성능의 차이를 고려하지 않은 채 특별지진하중을 모든 지반에 동일하게 적용하였기 때문에 지반별로 소성률(𝜇𝛿_max/𝛿_y, 𝛿_max=최대변위, 𝛿_y=항복변위)이 다소 큰 편차를 보였다.

3.2 특별지진하중 미적용시 거동

본 절에서는 특별지진하중을 적용하지 않은 경우 지반조건별 연약층의 응답 특성을 검토하였다. Table 7에 지반별 해석모델의 최대 응답 해석결과를 나타내고, Fig. 5에 대표적으로 S_A, S_C, S_E지반의 기둥 및 2층 벽체의 거동 그래프를 나타낸다. 특별지진하중 적용시와 동일하게 모든 지반조건에 대하여 2층 벽체는 층간변형각이 0.0001로 변형이 거의 발생하지 않았지만, 필로티 기둥은 층간변형각이 S_A지반에서는 0.0110까지, S_E지반은 0.0197까지 변형 하였으며, S_D지반부터는 허용층간변위를 초과하는 큰 변형이 발생하였다. 모든 지반에 대하여 2층 벽체에 비하여 1층의 기둥에 변형이 집중되었으며, 지반조건이 불리할수록 1층의 변형 집중 정도는 더욱 심화되었다. 기둥의 소성률은 S_A지반에서 1.33정도로 나타났으며 지반조건이 불리할수록 소성률이 증가하여, S_E지반에서는 기둥의 소성률이 4.33정도로 크게 나타났다.

Table 7 Comparison of structural responses subjected to non-special seismic load by ground type

Ground type	Maximum story shear force by analysis (kN)		Maximum story drift by analysis (rad)		Ductility ratio
	1F	2F	1F	2F
SA	206.8	161.0	0.0110	0.0001	1.3280
SB	221.9	174.6	0.0126	0.0001	1.7388
SC	266.6	214.1	0.0138	0.0001	2.8003
SD	296.7	237.1	0.0151	0.0001	3.8824
SE	432.2	354.7	0.0197	0.0001	4.3346

4. 해석변수에 따른 기둥의 거동

본 장에서는 특별지진하중 미적용 해석모델에 대하여 강성비 및 강도비를 증가시킨 변수해석을 수행하고, 변수에 따른 기둥의 거동을 분석하여, 특별지진하중을 적용하지 않고 필로티 층이 탄성거동하기 위한 지반별 최소 강도비 조건을 검토하고자 한다.

4.1 기둥의 최대 응답 변위

특별지진하중을 미적용한 해석모델에 대하여 강도비와 강성비에 따라 변수해석을 수행하여 각 변수에 따른 기둥 의 최대 층간변형각 응답을 Fig. 6에 나타낸다. 전반적으로 강도비와 강성비가 증가할수록 응답변위가 감소하는 경향을 보였으며, 일정 강도비 이상에서는 강도비의 변화에 따른 응답변위의 큰 변화가 발생하지 않았는데, 이는 기둥이 탄성거동하기 때문으로 판단된다.

S_A ~ S_C지반은 강도비 및 강성비의 변수에 관계없이 허용층간변위를 만족하였다. S_A지반의 강성비 0.010과 S_B지반의 강성비 0.013에서 강도비가 증가함에 따라 변위가 증가함을 보였다. 이는 S_A지반의 경우 휨항복 시 변위가 32.55 mm로, 항복강도를 2배로 증가시킬 경우 휨항복 변위가 허용층간변위 값인 52.2 mm를 초과하게 된다. 즉, 휨강성이 너무 작기 때문에 강도가 증가함에 따른 응답변위의 증가폭이 크기 때문이며, S_B지반도 동일한 이유일 것으로 판단된다.

S_D ~ S_E지반에서 설계모델의 경우 내진등급에 따른 허용층간변위 0.015를 만족하지 못하였지만, 강도비 및 강성비를 증가시켰을 때 허용층간변위를 만족하였다.

S_D지반에서 초기 강성비 0.029와 초기 강도비 0.165인 경우 허용층간변위를 만족하지 못하였지만, 강도비를 0.330 이상 증가시켰을 경우 만족하였으며, 강성비 0.058 이상에서는 강도비에 관계없이 만족하였다. S_E지반에서 초기 강성비 0.037은 유지하며 강도비를 0.480까지 증가시켰을 때 허용층간변위를 만족하지 못하였으며, 강성비 0.074 이상이며 강도비 0.480 이상에서는 만족하였으며, 강성비 0.148 이상에서는 강도비에 관계없이 만족하였다.

4.2 기둥의 소성률

특별지진하중을 미적용한 해석모델에 대한 강도비와 강성비 변수 모델의 기둥 소성률을 Fig. 7에 나타낸다. 참고로, 특별지진하중을 적용한 기둥의 소성률과의 비교를 위하여 그래프에서 점선으로 나타낸다. 변수해석 결과, 강도비가 증가할수록 소성률은 감소하였으며 강성비는 증가할수록 소성률이 증가하였다. 또한 지반별로는 S_A지반에서 S_E지반으로 지반조건이 불리할수록 소성률이 증가하였다. 강성비가 증가할수록 소성률이 커지는 것은 강성비가 증가함에 따른 항복변형의 감소량이 최대변형의 감소량보다 크기 때문으로 판단된다.

모든 지반에 대하여 소성구간(µ≥1)에서는 강성비가 증가할수록 소성률이 증가하며, 탄성구간(µ<1)에서는 강성비에 따른 큰 변화가 없는 것으로 나타났다. 강도비를 만족하기 위한 과정에서 최대철근비를 초과하게 되면 철근비 만족을 위하여 단면의 증가, 즉 강성이 증가하게 된다. 하지만 기둥이 탄성거동하는 범위 내에서는 강성비에 의한 영향이 적으므로 일정 수준 강도비를 만족한다면 강성비에 관계없이 기둥이 탄성거동을 한다는 것으로 판단할 수 있다.

강성비에 관계없이 지반별로 강도비가 S_A지반에서는 약 0.30 이상, S_B지반에서는 약 0.35 이상, S_C지반에서는 약 0.45 이상, S_D지반에서는 약 0.55 이상, S_E지반에서는 약 0.70 이상일 경우 기둥이 탄성으로 거동하는 것을 확인할 수 있다.

5. 결 론

1경간 5층 RC 필로티 부분 구조물에 대하여 지반별 강도비와 강성비에 따른 비선형 동적해석을 수행한 결과, 다음과 같은 결론을 얻을 수 있었다.

1) 특별지진하중을 적용한 건축물은 지반의 종류에 관계없이 허용층간변위를 만족하며 탄성거동을 하였으나, 전반적으로 지반조건이 불리할수록 필로티 기둥의 탄성한계까지 큰 여유도를 가지는 것을 확인하였다. 반면, 특별지진하중을 미적용한 건축물은 모든 지반종류에서 필로티 기둥이 항복하였으며, 지반조건이 불리할수록 소성률이 증가하였다.

2) 특별지진하중을 적용하지 않은 필로티 구조에서 기둥의 응답변위는 층 강성비 및 강도비가 증가할수록 감소하였으며, 일정 강도비 이상에서는 강도비가 증가함에 따른 응답변위의 변화는 거의 없었다.

3) 기둥의 소성률은 강도비가 증가할수록 감소하였고, S_A지반에서 S_E지반으로 갈수록 증가하였으며, 강도비가 증가할수록 강성비의 영향이 작은 것으로 나타났다. 기둥이 탄성거동하기 위해 요구되어지는 최소 강도비는 지반별로 차이가 있음을 알 수 있었다.

본 논문에서는 1경간 5층 RC 필로티 부분구조를 대상으로 지반조건, 연약층의 강도비 및 강성비에 따라 지진응답해석을 수행하여 변수에 따른 경향을 파악한 기초연구로, 필로티 건물의 합리적 내진설계를 위해 지반조건, 강도비, 강성비의 영향을 고려할 필요가 있음을 확인하였다. 연구 결과의 실용성을 위하여 실제 형상의 필로티 건물을 대상으로 변수별 내진성능에 관한 추후 연구가 필요하다.