2.1 모르타르 미장

시멘트 모르타르 미장(바름) 시공은 현행 조적 기준에 명시된 표준 절차에 따라 수행되었다. ASTM C926-22c (2022)에서는 3회 바름 시 16 mm, 2회 바름 시 12.5 mm의 미장 두께를 권장하며, 벽돌의 흡수 특성에 따라 배합 설계를 조정하도록 규정하고 있다. 이와 유사하게 NZS 4251 (2007)에서는 마감 질감을 분류하고 포틀랜드 시멘트, 석회, 모래, 박리 질석(exfoliated vermiculite) 및 팽창 진주암(expanded perlite)을 포함하는 부피 기준의 배합비를 규정하고 있다. 권장되는 미장 두께는 선택된 질감 유형에 따라 14 mm에서 22 mm 범위이다. KCS 41 46 02 (2021)에서는 내벽의 경우 18 mm, 외벽의 경우 24 mm의 바름 두께를 규정하고 있으며, 줄눈 모르타르의 표준 용적 배합비(시멘트:모래)는 1:3으로 명시하고 있다.

본 연구에서는 이러한 국내외 기준을 바탕으로 미장 두께를 10 mm와 20 mm로 선정하였다. 10 mm 두께의 미장은 앞서 검토한 기준들이 제시하는 권장 두께 범위(12.5∼24 mm)보다 얇은 조건으로, 실제 현장에서 관찰되는 얇은 미장 시공 사례나 시공 오차로 인해 기준값에 미달하는 경우를 반영하기 위해 하한 조건으로 선정하였다. 20 mm 두께의 미장은 KCS 41 46 02 (2021) 시방 지침에 따라 10 mm씩 2회에 걸쳐 연속으로 시공되었다. 또한, 모든 시험체는 2회 바름 방식으로 제작되었다. 초벌 바름(첫 번째 바름)은 조적 표면과의 적절한 부착 성능을 확보하기 위한 바탕층 역할을 하며, 정벌 바름(두 번째 바름)은 보강에 필요한 구조적 두께를 형성한다. 이러한 시공 방식은 일반적인 건축 시공 관행을 반영하고 부착 성능을 향상시키기 위해 채택되었다.

2.2 시험체 상세

비보강 조적 벽체의 대각 인장 성능을 평가하기 위해 ASTM E519/E519M (2010)에 의거하여 총 24개의 조적 벽체 패널에 대한 대각 압축 시험을 수행하였으며, 실험의 신뢰성을 확보하기 위해 각 변수별로 3개씩 시험체를 제작하였다. 시험체의 상세 형상은 Fig. 2에 나타내었으며, 전체 실험 계획은 Table 1에 요약하였다. 본 연구의 실험 변수는 미장면(단면/양면), 미장 두께(10 mm/20 mm), 모르타르 배합비(1:3/1:5)의 조합으로 구성되었다. 다만 양면 미장⋅10 mm 두께 조건(DF3P1, DF5P1)은 실험 범위에서 제외하였는데, 이는 양면 미장의 경우 두 미장층이 동시에 벽체 거동에 기여하므로 상대적으로 얇은 두께 조건보다 20 mm 두께 조건에서의 보강 효과를 규명하는 것이 실무적으로 더 유의미하다고 판단하였기 때문이다. 시험체 제작에는 KS F 4004 (2015) 기준을 만족하는 규격 190 mm × 57 mm × 90 mm (길이 × 높이 × 두께)의 콘크리트 벽돌을 사용하였다.

Fig. 2 Details of test specimens

비보강 조적(URM) 벽체 패널의 크기는 790 mm × 794 mm × 90 mm (길이 × 높이 × 두께)이며, 줄눈 모르타르의 두께는 10 mm로 설정하였다. 모든 벽체는 길이쌓기(running bond pattern) 방식으로 시공되었다. 모르타르 미장이 대각 인장 강도에 미치는 영향을 평가하기 위해 벽체의 한쪽 면(단면) 또는 양쪽 면(양면)에 미장을 시공하였다. 미장 두께는 10 mm와 20 mm를 적용하였으며, 20 mm 두께의 경우 앞서 언급한 바와 같이 2회에 걸쳐 나누어 시공하였다. 이때 미장용 모르타르의 배합은 줄눈 모르타르와 동일하게 구성하였다.

미장을 하지 않은 비보강 조적 벽체는 기준 시험체로 설정하였으며, 이는 C3 및 C5 시리즈에 해당한다. 시험체의 명칭은 실험 변수를 반영하도록 구성되었다. 먼저, C3와 C5의 경우, C는 기준시험체(Control specimens)를, 숫자는 배합비(1:3 및 1:5)를 나타낸다. SF와 DF는 각각 단면(Single-faced) 및 양면(Double-faced) 미장을 나타내며, 숫자 3과 5는 모르타르의 용적 배합비(1:3 및 1:5)를 의미한다. P는 미장(Plastering) 여부를, 마지막 숫자 1 또는 2는 각각 미장두께 10 mm와 20 mm를 나타낸다. 실험의 일관성과 제작 품질을 유지하기 위해 모든 시험체는 숙련된 조적공에 의해 제작되었다. 조적 벽체는 시공 후 28일간 양생하였으며, 이후 모르타르 미장을 시공하고 추가로 28일간 양생한 후 대각 압축 시험을 수행하였다.

2.3 재료 특성

본 실험에 사용된 콘크리트 벽돌, 모르타르 및 조적 프리즘의 역학적 특성을 평가하기 위해 압축 시험을 수행하였다. 모든 시험체는 실험실 대기 조건(온도 약 20∼25°C, 상대습도 50∼70%)에서 28일간 양생 후 시험을 수행하였다. 측정된 재료 특성의 시험 결과 요약은 Table 2와 같다. KS F 4004 (2015)에 의거하여 총 6개의 콘크리트 벽돌을 테스트한 결과, 평균 압축 강도(f_b)는 17.9 MPa, 변동계수(COV)는 0.16으로 나타났다. 모르타르 압축 시험의 경우, ASTM C39/C39M-21 (2021)에 따라 원주형 시험체($\phi 100 \times 200$ mm)를 제작하여 평가를 진행하였다. 줄눈 및 미장용 모르타르는 KCS 41 46 02 (2021) 시방 기준에 명시된 시멘트 대 모래의 용적 배합비 1:3을 기준으로 정하였다. 아울러 건설 현장의 시공 여건상 발생 가능한 배합비를 모사하기 위해, 모래 함량이 더 높은 1:5 배합 조건도 함께 검토하였다. 모든 배합에는 포틀랜드 시멘트가 사용되었으며, 목표 플로우(flow) 값인 200 mm를 만족하도록 사전 배합 시험을 통해 물-시멘트 비(W/C)를 결정하였다. 이에 따라 결정된 물-시멘트 비는 1:3 배합의 경우 0.73, 1:5 배합의 경우 1.08이다.

Fig. 3은 모르타르의 응력-변형률 관계를 보여준다. 시험 결과, 모르타르의 평균 압축 강도(f_j)는 1:3 배합에서 44.2 MPa (COV = 0.06), 1:5 배합에서 21.5 MPa (COV = 0.02)로 측정되었다. 압축 변형률은 2개의 스트레인 게이지를 부착하여 측정하였으며, 탄성계수(E_j)는 ASTM C469/C469M-14 (2021)에 따라 최대 응력의 5%와 40% 사이 구간의 기울기로 산정하였다. 그 결과 탄성계수는 1:3 배합에서 19,156 MPa, 1:5 배합에서 15,135 MPa로 나타났다.

Fig. 3 Stress-strain relationship of mortar

추가적으로, 조적 프리즘 압축실험은 ASTM C1314 (2012)에 따라 수행하였다. 프리즘 실험체는 줄눈 모르타르 두께 10 mm를 포함하여 190 mm × 191 mm × 90 mm (길이 × 높이 × 두께) 크기로 제작되었다 [Fig. 4(a)]. 프리즘 시험체는 각 배합비 조건별로 3개씩 제작되었다. 변위는 시험체의 전면과 후면에 게이지 길이 134 mm로 설치된 2개의 변위계(LVDT)를 이용하여 기록하였다 [Fig. 4(b)]. 압축 변형률은 측정된 변위량을 게이지 길이로 나누어 산정하였다.

실험결과, 조적 프리즘의 평균 압축 강도(f_m)는 1:3 배합에서 14.1 MPa (COV = 0.12), 1:5 배합에서 11.7 MPa (COV = 0.17)로 나타났다 [Figs. 4(c) and 4(d)]. 프리즘의 탄성계수(E_m)는 NZSEE (2015) 기준에 따라 원점에서부터 최대 응력의 40%에 해당하는 지점까지의 기울기로 정의하여 산정하였다. 그 결과 탄성계수는 1:3 배합에서 11,305 MPa, 1:5 배합에서 13,816 MPa로 나타났다.

Fig. 4 Compressive behavior of brick prisms

2.4 실험 셋업

비보강 조적 벽체 시험체의 면내 전단 거동을 평가하기 위해 ASTM E519/E519M (2010)에 의거하여 대각 압축 시험을 수행하였다. 구체적인 실험 셋업은 Fig. 5에 나타내었다. 하중 가력을 위해 1,000 kN 용량의 액추에이터를 사용하였으며, 1 mm/min의 일정한 속도로 하중을 가하는 변위제어 방식으로 실험을 진행하였다. 가력 지그(loading shoes)는 시험체의 상하부 꼭짓점에 45° 기울어진 상태로 배치되었으며, 각 가력 슈의 길이는 158 mm이다. 시험체의 변위를 측정하기 위해 각 시험체의 후면에 수직 및 수평 방향으로 각각 1개씩 총 2개의 변위계(LVDT)를 설치하였다. 단면(SF) 미장 시험체의 경우, 본 연구의 주요 관심 대상인 미장면에서의 균열 발생 및 진전 양상을 육안 관찰 및 사진 기록하기 위하여, LVDT는 비미장면에 설치하였다. 이때 변위 측정을 위한 게이지 길이는 수직 및 수평방향 모두 820 mm로 설정하였다.

Fig. 5 Diagonal compression tests of URM wall panels

3.1 파괴 모드

Fig. 6은 실험 종료 시 각 시험체의 파괴모드를 보여준다. 단, C5 시리즈는 당초 3개의 시편으로 계획되었으나, 이 중 2개의 시편[C5(1)과 C5(2)]은 운반 및 실험체 설치 과정에서 파손되어 실험을 수행하지 못하였다. 따라서 해당 시리즈의 결과는 실험이 완료된 1개 시편 C5(3)의 결과를 바탕으로 제시하였다.

Fig. 6에 나타낸 바와 같이, 모든 조적 벽체 시험체는 대각 전단 파괴(diagonal shear failure) 양상을 보였다. 실험 과정에서 전단 미끄러짐(sliding), 단부 압축 파괴(toe crushing), 또는 전단 마찰(shear friction) 등 다른 파괴 메커니즘은 관찰되지 않았다. 다만 C3(2), C5(3), SF3P1(3), SF5P1(2), DF5P2(1), DF5P2(2)를 포함한 일부 시험체에서는 대각선 균열이 수직축에서 약 10° 정도 벗어나는 경향을 보였는데, 이는 균열 진전 과정에서 미세한 비대칭성이 발생했음을 시사한다. 이러한 관찰 결과는 모든 시험체 조건에서 대각 압축 하중 작용 시 대각 전단 파괴가 지배적인 파괴 모드로 작용했음을 보여준다.

Fig. 6 Damage and crack patterns of each specimen at the end of the tests

3.2 전단 응력-전단 변형률 관계

전단 응력과 전단 변형률의 관계는 ASTM E519/E519M (2010)에 의거하여 평가하였다. 전단 응력(τ_s)은 가력된 하중과 시험체의 순단면적을 이용하여 다음과 같이 산정된다.

여기서 P는 가력된 하중(N), L과 H는 각각 조적 벽체 패널의 길이(mm)와 높이(mm), t_w는 미장층을 포함한 벽체의 전체 두께(mm)이다. LVDT를 통해 측정된 수평 및 수직 변위로부터 산정된 전단 변형률(γ)은 다음과 같다.

여기서 $\Delta V$와 $\Delta H$는 LVDT로 측정한 수직 및 수평 변위량(mm)이며, g는 수직 방향의 게이지 측정거리(mm)이다.

Fig. 7에 나타낸 바와 같이, 전단 응력-변형률 곡선은 전형적인 비선형 거동 특성을 보였다. 전단 응력은 최대 강도에 도달할 때까지 변형률의 증가와 함께 상승한 후 급격히 감소하는 양상을 나타냈다. 모르타르 미장 마감이 적용된 시험체들은 비보강 조적 벽체와 비교하여 상대적으로 더 연성적인 거동을 보였다. 미장층의 존재는 대각선 축을 따라 균열이 안정적으로 진전되도록 기여하였으며, 갑작스러운 조기 파괴를 완화하는 효과를 나타냈다. 전체 실험 결과에 대한 요약은 Table 3에 정리하여 제시하였다.

Fig. 7 Shear stress-shear strain relationship

모르타르 미장 시공은 조적 벽체의 전단 강도를 유의미하게 향상시켰다. Fig. 8은 기준 시험체 대비 미장된 시험체들의 전단 강도 비(shear strength ratios)를 나타낸 것이다. 높은 강도의 모르타르(시멘트:모래=1:3 배합)로 미장한 시험체의 경우, 기준 시험체인 C3와 비교하여 전단 강도가 각각 17% (SF3P1), 31% (SF3P2), 18% (DF3P2) 증가하였다. 반면, 낮은 강도의 모르타르(1:5 배합)로 미장한 시험체의 경우, 기준 시험체인 C5 대비 전단 강도가 각각 32% (SF5P2) 및 35% (DF5P2) 향상되었으나, SF5P1의 전단강도는 C5의 약 96% 수준으로 약 4% 정도의 감소를 보였다. 이러한 실험 결과는 미장 마감에 따른 보강 효과가 미장 두께에 선형적으로 비례하여 증가하지는 않는다는 점을 시사한다. 아울러 특정 조건 하에서는 강도가 낮은 모르타르 미장이 전단 성능 면에서 오히려 더 높은 상대적 강도 상승률을 나타낼 수 있음을 보여준다.

Fig. 8 Ratios of shear strength between each specimen and control specimens

양면 미장은 일반적으로 전단저항면 확대 및 균열 억제 효과를 통해 전단강도 향상에 기여할 것으로 예상된다. 그러나 본 연구에서는 고강도 모르타르 조건의 경우 양면 미장 시험체의 평균 전단강도(1.40 MPa)가 단면 미장 시험체(1.56 MPa)보다 다소 낮게 나타난 반면, 저강도 모르타르 조건에서는 양면 미장 시험체(1.32 MPa)가 단면 미장 시험체(1.29 MPa)보다 소폭 높게 나타나, 미장면 수에 따른 일관된 경향성은 확인되지 않았다. 이러한 결과는 미장면 수 자체의 영향이라기보다 조적체의 재료적 불균질성, 모르타르-조적체 계면 상태, 균열 발생 위치의 차이 및 실험적 변동성 등 복합적 요인에 기인한 것으로 판단된다. 특히 두 조건 간 강도 차이는 약 2∼10% 수준으로 크지 않으며, 본 연구에서 확인된 변동계수(COV)를 고려할 때 이는 통계적으로 유의미한 차이로 보기 어렵다. 따라서 양면 미장 여부에 따른 전단강도의 명확한 우열관계를 단정하기에는 한계가 있으며, 본 연구 결과는 미장면 수 자체보다 미장 두께, 모르타르 강도, 계면 거동 및 균열 전파 양상이 복합적으로 작용한 결과로 해석하는 것이 타당하다.

Fig. 8에서 확인할 수 있듯이, 낮은 강도와 높은 강도의 모르타르를 사용한 20 mm 단면 미장 시험체들은 서로 유사한 수준의 전단 강도 결과를 보였다. 이러한 결과는 20 mm 단면 미장 조건에서 모르타르 자체의 강도보다는 미장 두께가 벽체의 거동에 더 지배적인 역할을 하기 때문인 것으로 판단된다. 즉, 미장 두께가 20 mm에 이르면 미장층이 충분한 구속 효과와 강성을 제공하므로, 모르타르 강도가 미치는 영향이 상대적으로 감소할 수 있다. 또한, 미장 두께가 두꺼워질수록 미장층과 조적 기저면 사이의 계면 거동이 모르타르 강도 변화에 덜 민감해지는 경향이 있다.

동일한 모르타르 강도 조건에서 미장 두께의 영향을 살펴보면, 미장 두께를 10 mm에서 20 mm로 증가시켰을 때 전단강도는 고강도 모르타르 조건에서 1.39 MPa(SF3P1)에서 1.56 MPa(SF3P2)로 약 12% 증가하였으며, 저강도 모르타르 조건에서는 0.94 MPa(SF5P1)에서 1.29 MPa(SF5P2)로 약 37% 증가하였다. 반면, 동일한 20 mm 두께 조건에서 단면 미장과 양면 미장을 비교한 결과, 고강도 모르타르 조건에서는 1.56 MPa(SF3P2)와 1.40 MPa(DF3P2), 저강도 모르타르 조건에서는 1.29 MPa(SF5P2)와 1.32 MPa(DF5P2)로 나타나 미장면 수 증가에 따른 전단강도 변화는 상대적으로 크지 않았다. 이러한 결과는 본 연구 범위 내에서 전단강도 향상에 미치는 영향이 미장면 수보다 미장 두께에 의해 더욱 크게 좌우됨을 시사한다. 즉, 일정 수준 이상의 미장 두께가 확보될 경우 미장층이 전단저항 증대에 필요한 구속 효과와 강성을 충분히 제공하며, 추가적인 미장면 확대에 따른 효과는 제한적일 수 있다.

추가적으로, 실험 결과의 변동성은 조적재와 모르타르로 구성된 비균질 복합재료의 특성, 줄눈 및 계면 상태의 불균일성, 그리고 시공 과정에서 발생하는 오차 등에 기인하는 것으로 판단된다. 그럼에도 불구하고 본 연구에서 측정된 전단강도의 변동계수(COV)는 0.03∼0.14 범위로 나타나 비교적 양호한 재현성을 확보한 것으로 평가된다.

3.3 하중 지지 능력

모르타르 미장 마감의 적용은 조적 벽체의 하중 지지 능력(P_peak)에 유의미한 영향을 미쳤다. Fig. 9에 나타낸 바와 같이, 일반적으로 미장 두께가 증가할수록 하중 지지 능력도 함께 상승하는 경향을 보였다. 높은 강도의 모르타르를 적용한 시험체의 경우, 단면 미장 시험체인 SF3P1과 SF3P2는 기준 시험체 C3와 비교하여 하중 지지 능력이 각각 30% 및 60% 증가하였으며, 양면 미장 시험체인 DF3P2는 70%의 강도 상승률을 기록하였다. 낮은 강도의 모르타르를 적용한 시험체의 경우, SF5P1은 7%, SF5P2와 DF5P2는 기준 시험체 C5 대비 각각 62% 및 95%의 하중 지지 능력 향상을 보였다.

Fig. 9 Load bearing capacity ratio between each specimen and control specimens

동일한 시공 형태(배치 조건)에서 높은 강도의 미장 모르타르와 낮은 강도의 미장 모르타르를 비교한 결과, SF3P1은 SF5P1보다 48%, SF3P2는 SF5P2보다 21%, 그리고 DF3P2는 DF5P2보다 6% 높은 하중 지지 능력을 발휘하였다. 아울러 배합비 및 두께 조건을 구분하지 않고 전체 단면 미장 시험체군과 양면 미장 시험체군의 하중 지지 능력을 비교한 결과, 양면 미장 시공이 단면 미장 시공에 비해 하중 지지 능력을 평균 29% 가량 추가로 향상시키는 것으로 나타났다. 다만 이는 서로 다른 두께 조건이 혼재된 전체 평균 비교이므로, 배합비⋅두께가 개별적으로 다른 시험체 간 비교 결과(위에서 제시된 DF3P2⋅DF5P2 대 SF3P2⋅SF5P2 비교)와는 별개의 경향으로 해석할 필요가 있다.

추가적으로, 양면 미장 시험체에서 낮은 강도의 모르타르를 사용했을 때의 하중 지지 능력 상승률(95%, DF5P2)이 높은 강도의 모르타르를 사용했을 때(70%, DF3P2)보다 오히려 더 높게 나타난 점은 주목할 만하다. 이는 상대적으로 강도가 낮은 모르타르가 조적 벽체 내부의 응력을 더 효과적으로 재분배했기 때문인 것으로 판단된다. 즉, 강도가 낮은 모르타르가 비보강 조적 패널과 미장층 사이의 변형 적합성을 유연하게 유지해 줌으로써, 두 요소 간의 합성 구조 거동이 더욱 원활하게 발휘된 것이다. 반면, 강도가 높은 모르타르는 접합부나 계면에서 국부적인 응력 집중을 유발하여 시스템 전체의 연성 능력을 다소 감소시켰을 가능성이 있다.

3.4 전단탄성계수

전단탄성계수(G_m)는 전단 변형에 대한 재료의 저항성을 나타내는 핵심적인 역학적 특성이다. 조적 벽체에서 전단탄성계수는 전단 응력과 전단 변형률 사이의 관계를 정량화하며, 풍하중이나 지진하중과 같은 수평 하중 작용 시 벽체의 거동을 평가하는 데 중요한 역할을 한다. 이러한 특성은 벽체 시스템의 면내 강성, 전단력 분배 및 전체적인 변형 능력에 직면으로 영향을 미친다. 다양한 조적 개체(벽돌), 모르타르 종류 및 시공 방법에 따라 구성되는 조적조의 특성상, 본질적으로 이질적(heterogeneous)이고 이방성(anisotropic)인 경향이 있어 전단탄성계수는 조건에 따라 크게 달라질 수 있다. ASCE/SEI 41-13 (2013)이나 Eurocode 6 (2005) 등 현행 조적조 설계 기준에서는 비보강 조적조의 탄성계수(E_m)를 이용하여 G_m = 0.4E_m과 같은 경험식을 통해 전단탄성계수를 추정하고 있다. 따라서 조적 시스템의 신뢰성 있는 구조 해석 및 설계를 위해서는 전단탄성계수를 명확히 이해하고 정확하게 산정하는 것이 필수적이다. 본 연구에서는 Fig. 10에 나타낸 바와 같이 전단 응력-변형률 곡선에서 최대 응력의 5%와 70% 사이 구간의 기울기를 전단탄성계수로 산정하였다. 이러한 산정 방식은 Lin 등의 연구(Lin et al., 2014a)에서 제안된 방법론을 따른 것이다. 실험 결과, 모르타르 미장 마감은 전단탄성계수를 향상시키는 것으로 나타났으나, 그 향상 정도는 모르타르의 강도 및 미장 시공 형태에 따라 차이를 보였다. Fig. 11은 모르타르 미장이 전단탄성계수에 미치는 영향을 보여준다. 높은 강도의 모르타르를 적용한 시험체의 경우, 단면 미장 시험체인 SF3P1과 SF3P2는 기준 시험체 C3와 비교하여 전단탄성계수가 각각 60% 및 153% 증가하였다. 낮은 강도의 모르타르를 적용한 시험체에서는 SF5P1과 SF5P2가 기준 시험체 C5 대비 각각 301% 및 84%의 높은 상승률을 기록했다.

Fig. 10 Definition of shear modulus

한편, 전단탄성계수 산정 결과는 그룹별로 상당히 큰 변동계수(COV = 0.19∼0.96)를 나타냈다. 이는 조적조 자체의 재료적 이질성뿐 아니라, 전단탄성계수 산정에 사용된 응력 구간(5∼70% τ_peak) 초기 구간에서 미세 균열 및 벽돌-모르타르 계면의 초기 슬립이 시험체별로 상이하게 발생하여 초기 강성 산정값에 민감하게 영향을 미쳤기 때문으로 판단된다. 특히 일부 그룹은 시험 중 조기 파괴 또는 계측 오류로 인해 3개 시험체 중 1개의 데이터가 유효하지 않아 평균값의 통계적 신뢰도가 제한적임을 밝혀둔다. 따라서 본 절에서 제시한 전단탄성계수의 상대적 증가율은 절대적인 수치보다는 전반적인 경향(미장 마감이 강성에 긍정적 영향을 미친다는 정성적 경향)으로 해석하는 것이 타당하다.

주목할 점은 양면 미장을 적용한 시험체(DF3P2 및 DF5P2)에서 오히려 전단탄성계수 값이 감소하는 경향이 관찰되었다는 것이다. DF3P2와 DF5P2는 동일한 배합비의 단면 미장 시험체와 비교했을 때 전단탄성계수가 각각 40% 및 51% 낮게 측정되었다. 이러한 강성 감소는 하중 가력 과정에서 두꺼운 미장층 내에 미세 균열 및 변형이 발생했기 때문으로 판단되며, 특히 미장층의 두께가 전체 벽체 두께의 약 44%에 달할 때 이러한 현상이 두드러졌다. 또한, 10 mm 두께의 단면 미장 조건에서 낮은 강도의 모르타르를 사용했을 때 전단탄성계수가 대폭 증가한 현상은 미세 균열 및 마찰 미끄러짐(frictional sliding)을 통한 계면 부착력 향상의 결과로 해석할 수 있다. 즉, 강도가 낮은 모르타르가 미장층과 조적 기저면 사이의 기계적 맞물림(mechanical interlock)을 원활하게 유도하여 전단 전달 성능을 향상시켰을 가능성이 있다.

Fig. 11 Effect of mortar plaster on the shear modulus

Fig. 12 Effect of mortar plaster on the G_m/E_m ratio

마지막으로, 본 실험을 통해 산정된 $G_m/E_m$ 비는 0.03에서 0.26 범위로 나타났으며, 이는 현행 조적조 설계 기준 [NZSEE (2015), ASCE/SEI 41-13 (2013), FEMA 273 (1997), EC6 (2005)]에서 권장하는 값인 0.4보다 현저히 낮은 수준이다 (Fig. 12). 다만 이러한 비교는 앞서 언급한 $G_m$ 값의 변동성을 고려하여 신중하게 해석할 필요가 있다. 미장되지 않은 일반 비보강 조적(URM) 벽체의 경우 이 비율이 0.06에서 0.08 범위로 측정되었다. 최솟값(0.03)은 양면 미장⋅저강도 모르타르 조건인 DF5P2에서 나타났으며, 이는 기준 시험체보다도 낮은 수준이다. 이러한 결과는 앞서 언급한 바와 같이 양면 미장 시공 시 두꺼운 미장층 내 미세 균열 발생으로 인해 $G_m$ 자체가 저하된 현상이 $G_m/E_m$ 비율에도 그대로 반영된 것으로 판단되며, 두꺼운 양면 미장이 반드시 강성 향상으로 이어지지는 않음을 재확인시켜 준다. 반면 최댓값(0.26)은 단면 미장⋅저강도 모르타르⋅10 mm 조건인 SF5P1에서 나타났다. 이러한 결과는 현행 설계 기준[NZSEE (2015), ASCE/SEI 41-13 (2013), FEMA 273 (1997), EC6 (2005)]이 모르타르 미장 마감된 조적 벽체의 강성을 실제보다 다소 과대평가할 수 있음을 시사하므로, 향후 기준 개정 및 설계 시 이에 대한 주의가 필요할 것으로 판단된다.

3.5 연구의 결과의 적용성 및 한계

본 연구에서 수행한 대각 압축시험(ASTM E519)은 조적벽체의 전단거동을 평가하기 위한 표준시험법으로 널리 활용되고 있다. 그러나 시험체의 형상, 하중 재하 방식 및 경계조건은 실제 건축물 내 조적벽체의 거동을 완전히 재현하지 못할 수 있다. 따라서 본 연구에서 제시된 결과는 시험 조건 내에서의 상대적 전단성능을 평가한 것으로 해석할 필요가 있으며, 실제 구조물의 내진성능으로 확대 적용하는 데에는 한계가 있다.