1. 서 론

우리나라는 비교적 천연골재 자원이 풍부하고 국내산 경량골재의 생산이 원활하지 못해서 경량골재 콘크리트(lightweight aggregate concrete, LWAC)에 대한 연구는 다소 미흡한 실정이다. 그리고 2000년대 이전의 LWAC에 대한 연구는 대부분 수입산 경량골재와 플라이애시 및 점토기반의 경량골재를 사용한 연구이다(Lee and Seo 1993; Ryu and Suh 1992). 2000년대에 들어서면서 국내에서도 경량골재 제조 시스템이 구축되기 시작하였고, 국내산 경량골재를 사용한 콘크리트에 대한 여러 연구가 진행되고 있다(Kim and Jang 2011; Shin and Han 2012). 하지만 국내산 경량골재를 사용한 콘크리트는 주로 유동성이나 압축강도 등 역학적 특성에 대한 평가가 대부분이며, 수축이나 크리프 등 장기적 거동에 관한 연구는 다소 부족한 실정이다.

일반적으로 인공 경량골재는 천연골재와 달리 형상이 둥글고 표면이 유리질로 매끈하며 내부 공극이 많아 흡수율이 높은 특성이 있다. 이는 콘크리트 배합 시 물-시멘트비에 영향을 미치고, 양생조건에 따른 내부양생(internal curing)효과 때문에 콘크리트의 건조수축에 영향을 미치기도 한다. 또한 1~2 mm 이하로 제조가 매우 어려워 입도분포가 불규칙하고 천연골재 대비 조립률도 높은 특성을 보인다. 콘크리트에서 골재는 콘크리트 전체 체적의 70~80 %를 차지하기 때문에 인공 경량골재를 사용한 LWAC는 일반콘크리트와는 다소 상이한 역학적 특성을 보이며(Sim and Yang 2011), 이러한 특성 차이는 LWAC의 장기적 거동 특성에 영향을 미칠 것으로 판단된다. 하지만, 크리프 변형량을 예측하는 국내 KCI 크리프 모델은 유럽콘크리트위원회의 CEB-FIP model code 1990을 따랐는데, 이는 ACI나 Bazan(1995)의 B-3 모델과 달리 콘크리트 밀도의 영향을 고려하고 있지 않다.

따라서 본 연구는 LWAC의 크리프 거동을 평가하기 위해 LWAC의 건조수축과 건조크리프 변형률을 측정하였고, 콘크리트 밀도가 크리프 변형에 미치는 영향을 평가하였으며, 궁극적으로 밀도의 영향을 고려한 KCI 크리프 수정 모델을 제시하였다.

2. 재료 및 배합상세

2.1 사용 재료

2.1.1 시멘트

배합실험에 사용된 시멘트는 KS L 5201(2016)의 1종 보통 포틀랜드 시멘트(Ordinary Portland Cement)이다.

2.1.2 골재

배합실험에 사용된 일반 잔골재는 천연모래로써 입자의 최대크기는 1.25 mm이며, 절건밀도와 조립률은 각각 2,600 kg/m³, 4.4이다.

LWAC 제조를 위한 경량골재는 분쇄된 바텀애시와 준설토를 로에서 1,200 °C 이상의 온도로 가열하여 팽창시킨 골재로써 표면은 유리질이며, 내부는 다공질의 구형을 띈다. 경량 굵은골재의 절건밀도, 조립률, 최대크기는 1,400 kg/m³, 6.2, 20 mm이고 경량 잔골재는 1,500 kg/m³, 4.4, 5mm이며, 사용 골재들의 물리적 특성은 Table 1과 같다. 내부가 다공질인 이유로 경량 잔골재와 굵은골재의 흡수율은 각각 12.9 %, 11.2 %로 천연 잔골재 대비 최대 10 배가량 높게 측정되었다.

2.2 잔골재의 입도분포 및 조립률

2.2.1 잔골재의 입도분포

콘크리트 밀도를 조정하기 위해 굵은 골재는 전량 경량골재를 사용하였고, 잔골재는 전체 경량 잔골재를 천연모래로 각각 0, 25, 50, 75, 100 % 치환하였다. 각 치환율에 따른 잔골재 입도분포와 조립률(fineness modulus, FM)을 KS F 2527(2016)의 표준입도 범위와 비교하였으며, 그 결과는 Fig. 1과 같다. 경량 잔골재는 천연모래에 비해 입경이 큰 것으로 측정되었는데, 천연모래는 1.25 mm 체를 대부분 통과하지만, 경량 잔골재는 1.25 mm 체를 12 % 밖에 통과하지 못했다.

2.2.2 잔골재의 조립률

천연모래와 경량 잔골재의 조립률은 각각 4.4, 2.4로 측정되었는데, 두 재료의 조립률의 차이가 커서 혼합사용 시 정확한 잔골재 조립률을 결정하기 위해 모든 배합에서 준비된 잔골재의 조립률을 각각 측정하였다. 경량잔골재를 천연모래 25, 50, 75 %로 치환한 혼합된 잔골재의 조립률은 각각 3.9와 4.1, 3.4와 3.7 및 2.9와 3.1로 나타났고, 천연모래 치환율이 증가할수록 조립률은 감소하였다. 경량 잔골재를 천연모래 50~75 %로 치환한 혼합 잔골재의 입도분포는 KS F 2527 (2016)규격에서 제시하는 표준입도와 유사한 범위를 나타내었다.

2.3 배합상세

잔골재 치환율에 따른 LWAC의 크리프 거동을 확인하기 위한 LWAC 배합상세는 Table 1과 같다.

LWAC의 설계 압축강도는 KS F 4009(2016)의 호칭강도에 따랐으며, 24 MPa(그룹 I) 및 40 MPa(그룹 II)의 2 그룹으로 배합설계였다. 각 그룹별로 ρ_c에 대한 LWAC의 크리프 거동을 평가하기 위해 전체 잔골재 체적대비 천연모래 치환율(R_s)을 각각 0 %, 25 %, 50 %, 75 % 및 100 %로 변화시켰다. 일반적으로 LWAC는 R_s의 증가에 따라 압축강도가 증가하기 때문에(Sim and Yang 2011), 같은 그룹 내에서 R_s의 증가 단계별로 W/C를 약 1.5 % 증가시켜 강도를 보정하였다. 각 시험체명은 “S호칭강도-R_s”로 나타내었다. LWAC의 최초 기준배합의 설정을 위해 양근혁(Yang 2013)이 제시한 배합설계를 기반으로 예비 실험을 통해 최종 배합상세를 결정하였다.

일반적으로 경량골재는 흡수율이 높기 때문에 이를 사용한 콘크리트의 굳기 전․후의 물리적 특성은 골재의 함수율에 큰 영향을 받는다. 따라서 골재의 함수율에 의한 배합설계 오류를 최소화하기 위해 경량골재는 프리웨팅(pre wetting)을 24시간 이상 실시하여 최대 흡수율 대비 함수율이 85 % 이상을 만족하도록 하였으며, 함수율 측정 후 최대 흡수율에 대한 부족분은 단위수량의 증감을 통해 보정하였다.

LWAC의 배합은 강제식 믹서기를 이용하였으며, 골재의 수분 보정을 위해 먼저 골재와 배합수를 1분 이상 혼합하여 골재의 충분한 수분흡수를 유도하였다. 골재의 수분 흡수가 끝난 골재는 다시 시멘트와 3분 이상 혼합을 실시하였다. 배합된 콘크리트는 공시체 몰드에 타설 후 20 ± 3°C 및 상대습도 60 ± 5 %의 항온․항습 환경에서 재령 24시간까지 양생 후 몰드를 해체 하고 실험 전까지 20 ± 2 °C의 깨끗한 수돗물에 수중양생을 실시하였다.

Table 1. Mixture proportions of LWAC

Specimens	Rs1) (%)	W/C (%)	Unit content (kg/m3)
			Cement	Water	FL2)	FS3)	CL4)
S24-R00	0	47	394	185	393	-	550
S24-R25	25	48	382	185	296	168	553
S24-R50	50	50	350	175	204	346	570
S24-R75	75	52	339	175	102	522	573
S24-R100	100	53	330	175	-	699	576
S40-R00	0	35	486	170	384	-	538
S40-R25	25	36	466	170	291	165	543
S40-R50	50	38	447	170	196	333	549
S40-R75	75	40	430	170	99	504	553
S40-R100	100	41	415	170	-	676	557
1)Rs: Ratio of sand content for replacing lightweight fine aggregate 2)FL: Lightweight fine aggregate 3)FS: Natural sand 4)CL: Lightweight coarse aggregate

2.4 시험 방법

2.4.1 경량콘크리트의 물리적 특성

굳지 않은 콘크리트의 슬럼프(S_i) 및 공기량(v_A)은 각각 KS F 2402(2016) 및 KS F 2409(2016)에 따라 측정하였고, 콘크리트 밀도(ρ_c)는 재령 28일의 Φ100 × 200 mm 원주형 시험체를 100 ± 5 °C의 온도에서 완전 건조시킨 후 질량과 부피를 측정하여 결정하였다. 콘크리트의 압축강도는 Φ100 × 200 mm의 원주형 시험체를 이용하여 재령 28일에 KS F 2405 (2016)에 따라 측정하였다.

2.4.2 경량콘크리트의 건조수축 및 크리프

크리프 및 건조수축 시험은 KS F 2453(2013)에 따라 측정했다. 크리프 시험은 Φ150 × 300 mm 원주형 공시체의 건조크리프를 측정하였고, 공시체 제작 시 중심부에 콘크리트용 스트레인게이지를 매립하여 제작하였다. 건조수축 시험체는 크리프 시험체와 동일한 공시체를 사용하였고, 크리프 시험체와 동일하게 시험체 중심부에 콘크리트용 스트레인게이지를 매립하여 제작하였다. 건조수축시험은 시험체를 길이방향으로 세워서 수축량을 측정하였다. 건조수축과 크리프 시험은 수중양생 후 재령 29일에 시작하여 108일간 진행하였고, 크리프 시험체는 28일 압축강도의 40 % 수준의 내부응력이 발생되도록 하중을 가했으며, 크리프 시험기 1기당 동일한 배합의 시험체 3개를 장착하여 평균변형률로 크리프 변형률을 평가하였다.

3. 실험결과 분석

3.1 물리적 특성

LWAC의 물리적 특성 실험결과를 Table 2에 요약하였다. 그룹 I(S24) 의 경우 초기 슬럼프(S_i)는 모두 200 mm 이상이었으며, 천연모래 치환율(R_s)에 큰 영향을 받지 않았다. 반면, 그룹 II(S40)의 초기 슬럼프는 165~225 mm의 범위에서 R_s의 증가에 따라 증가하였다.

LWAC의 공기량(v_A)은 모든 배합에서 4~6 %의 범위에 있었다. 콘크리트 표준시방서(2016)에서는 콘크리트의 공기량을 4.5~7.5±1.5 % 범위로 제시하고 있으나, LWAC는 이보다 +1% 까지 허용되도록 제한하고 있다. 본 실험에서 LWAC의 공기량은 모든 배합에서 콘크리트 표준시방서에서 제시하는 범위를 만족하였다.

그룹 I, II의 LWAC의 재령 28일 압축강도(f_cu)의 평균은 각각 25.0 MPa 및 36.4 MPa이었다. 그룹 I은 목표 압축강도를 대부분 만족하였으나, 그룹 II는 목표강도 대비 평균 10 % 정도 낮게 측정되었다.

LWAC 절건밀도(ρ_c)는 1,366~1,783 kg/m³의 범위에 있으며, 천연모래 치환율이 증가함에 따라 콘크리트 절건밀도도 증가하였다.

Table 2. Summary of physical property test results

Specimens		Slump (mm)	Air content (%)	Oven-dried density (kg/m3)	28 days Compressive strength (MPa)
I	S24-R00	235	4.5	1366	26.7
	S24-R25	210	4.9	1491	25.8
	S24-R50	230	4.3	1611	24.8
	S24-R75	245	4.6	1641	24.8
	S24-R100	240	4.6	1698	23.0
II	S40-R00	165	4.8	1605	38.9
	S40-R25	175	4.8	1667	36.7
	S40-R50	210	5.1	1686	35.8
	S40-R75	215	4.8	1757	35.3
	S40-R100	225	5.0	1783	35.1

3.2 건조수축

LWAC의 건조수축량 결과는 Fig. 2와 같다. 목표강도 24 MPa 인 그룹 I과 40 MPa인 그룹 II의 건조수축량은 서로 비슷하게 측정되었다. 천연모래의 치환율이 높을수록 건조수축량은 증가하는 특성을 보이는데, 굵은 골재만 경량골재를 사용한 R100 시험체들은 굵은 골재와 잔골재 모두 경량골재를 사용한 R00 시험체들 보다 건조수축량이 2배 정도 큰 것으로 나타났다. 이는 건조수축 시험 전까지 수중양생을 실시하여 콘크리트 내부가 포화상태를 유지하였는데, 다공질인 경량골재가 많을수록 콘크리트 내부 수분 함유량이 많아지기 때문에 내부양생(internal curing)효과가 크게 작용한 것으로 판단된다.

3.3 크리프

콘크리트는 압축강도의 40~60 %의 응력을 받는 하중이 지속적으로 재하 되면, 탄성 변형 외에 재하시간에 따른 영구변형이 발생하는데, 이 변형이 크리프(creep)이다. 크리프는 표면처리에 의해 콘크리트 내․외부의 수분이동이 없는 밀봉 상태에서의 변형인 기본 크리프(basic creep)와 대기에 노출된 상태의 건조 크리프(drying creep)로 구분된다. 일반적으로 건조 크리프가 기본 크리프 보다 변형이 크며, 이 변형률의 차이를 pickett effect라고 부른다. 본 연구에서는 pickett effect를 고려한 건조 크리프를 측정하였으며, 하중재하 후 105일까지 크리프 변형률은 Fig. 3과 같다. 그룹 I과 그룹 II 모두 1,500~2,000 µ strain 수준을 보이며, 건조수축이 가장 큰 R100 배합이 크리프 변형이 크게 나타났다.

측정된 크리프 변형은 탄성 변형과 건조수축 변형이 포함되어 있다. 탄성 변형과 순수한 크리프 변형 둘 다 단위응력에 비례하기 때문에 크리프양의 정의가 필요하다. 전체 변형량은 인가하중에 영향을 받지 않는 건조수축변형과 하중에 영향을 받는 탄성 변형 및 크리프 변형으로 나눌 수 있다. 탄성 변형과 크리프 변형에 관한 모델식을 크리프 함수(J(t,tʹ)라고 하며, KCI 콘크리트구조기준 2012(이하 KCI)에는 크리프 함수를 다음과 같이 기술하고 있다.

$$J(t,t')=\frac1{E_{ci}(t')}+\frac{\;\phi(t,t')}{E_{ci}}$$

(1)

이 크리프 함수(J(t,t₀)는 단위 응력 당 탄성 변형과 크리프 변형에 의한 변형률로써, 첫 번째 항은 탄성 변형을, 두 번째 항은 순수 크리프 변형을 나타낸다. 여기서 두 번째 항인 단위응력 당 크리프 변형을 비크리프(specific creep, C(t,t₀)라 정의한다. KCI 기준은 이 비크리프를 탄성 변형률의 비율로 표현하고 있는데, 크리프 변형률을 탄성 변형률의 비로 나타내고, 이 비율을 크리프계수(creep coefficient, Ø(t,tʹ)라고 정의한다. 이는 압축강도에 의해 탄성계수가 정해지면, 인가된 하중에 의해 탄성 변형률을 구하고, 이 탄성 변형률에 크리프계수(Ø(t,t₀)를 곱해서 순수 크리프에 의한 변형률을 구할 수 있다.

측정된 크리프 변형량에서 건조수축 변형량을 빼고 단위응력으로 나눈 후, 재하 시 콘크리트 탄성계수의 역수인 단위응력당 탄성 변형률을 빼서 비크리프를 구한다. 이 비크리프를 다시 단위응력당 탄성 변형률로 나누면 크리프계수를 계산할 수 있다. 재하하중에 의한 응력과 하중재하 시 재령일, 압축강도 및 탄성계수 등에 의해 Fig. 4와 같이 크리프계수를 도출하였으며, KCI의 크리프 모델과 비교하였다(Fig. 5). KCI의 크리프 모델은 콘크리트 밀도를 고려하지 않는다. 하지만, 본 연구는 경량골재 사용에 의한 콘크리트 밀도가 주요 실험변수가 되기 때문에, KCI 크리프 모델 예측식에서 사용되는 탄성계수는 식 (2)가 아닌 식 (3)을 이용하였다.

$$E_c=8,500\cdot\sqrt[3]{f_{cu}}$$

(2)

$$E_c=0.077\cdot m_c^{1.5}\cdot\sqrt[3]{f_{cu}}$$

(3)

시험결과 LWAC의 크리프계수는 KCI 모델의 예측식보다 크게 측정되었다. 하중재하 초기에는 측정값과 예측값이 비슷하지만, 재하 기간이 늘어날수록 예측값보다 실제 크리프 변형량이 큰 것으로 나타났다. 그리고 24, 40 MPa 시험체 모두 동일한 경향을 보이며, 고강도 일수록 크리프계수가 작은 특성을 보인다.

4. KCI 크리프 예측식 수정

4.1 Time function

4.1.1 크리프계수 정규화

앞 장에서와 같이 본 연구는 경량골재에 의한 콘크리트의 크리프 특성과 기존의 KCI 크리프 모델이 LWAC에 유효한지 확인하였다. 그 결과 KCI 모델에서 예측하는 크리프 변형량은 실제 LWAC의 크리프 변형량보다 과소평가되고 있다.

일반적으로 크리프나 수축과 같은 시간 의존적인 비선형 변형에 대한 예측식을 모델링 할 때, 먼저 변형 값이 수렴하는 전체 기간에 대한 최대 변형값을 측정한 후, 실험을 통해 변형값에 영향을 미치는 각각의 요소들을 계수화 하고, 최대 변형값과 각각의 계수의 곱으로 최종값을 도출한다. 예측식은 이 변형 최종값과 시간함수의 곱으로 나타내는데, 시간함수를 모델링 할 때 편의를 위해 대부분 최종값을 1로 정규화 한다.

본 연구에서는 크리프 예측식을 수정하기 위해서 실험을 통한 측정의 한계가 있는 최종값 보다는 좌우 변화가 큰 지점을 정규화 기준 시점으로 결정하였고, 그 시점은 하중 재하 28일을 기준으로 삼았으며, 정규화를 통한 결과는 Fig. 6과 같다.

4.1.2 시간 함수

KCI 크리프 모델에서 시간함수는 다음과 같다.

$$\beta_c(t,t_0)=\left[\frac{t-t_0}{\beta_H+(t-t_0)}\right]^{0.3}$$

(4)

여기서 β_H는 외기의 상대습도와 부재두께의 영향으로 일반적으로 300~700 값을 갖고 1,500을 넘을 수 없다. 시간함수를 수정하기 위해 다음과 같은 모델식을 세우고 실험값에 적합한 계수 값을 결정하였다.

$$\beta_c(t,t_0)=\left[\frac{t-t_0}{k_1\cdot\beta_H+(t-t_0)}\right]^{0.3\cdot k^2}$$

(5)

β_H는 외기의 습도와 부재 두께의 영향으로 콘크리트의 건조속도와 관계된 계수로써, LWAC와 일반골재 콘크리트 큰 차이가 없기 때문에 k₁을 1로 고정하였다. 식 (5)에 대한 각 배합의 실험값에 의한 k₁, k₂의 계수 값은 Table 3과 같으며, 결정계수(R²)는 0.98~0.94 수준으로 적합성이 높은 수준이다.

Table 3. Values for k₁, k₂ in Eq. (5) determined from test results

Group	Specimens	k1	k2	R2
I	S24-R00	1	0.93	0.98
	S24-R25	1	0.89	0.97
	S24-R50	1	0.90	0.97
	S24-R75	1	0.96	0.96
	S24-R100	1	1.00	0.94
II	S40-R00	1	0.87	0.98
	S40-R25	1	0.80	0.96
	S40-R50	1	0.87	0.98
	S40-R75	1	0.85	0.94
	S40-R100	1	0.87	0.94

계수 k₂는 압축강도(f_cu)와 콘크리트 밀도(γ)를 독립변수로 두고 회귀 분석한 결과 k₁값을 1로 고정할 경우, k₂는 Fig. 7과 같이 압축강도는 f_cu^1.85에 반비례하고 밀도는 γ_c²의 역수에 반비례 하는 관계를 보인다. 시간함수의 계수 k₁과 k₂는 각각 식 (6)과 (7) 같이 표현 할 수 있다.

k₁ = 1    (6)

$$k_2=-830\cdot\left(\frac{f_{cu}^{1.85}}{\gamma_c^2}\right)\;+1.053$$

(7)

4.2 28일 크리프계수

4.2.1 잔골재 조립률의 영향

KCI 크리프 예측모델은 잔골재의 조립률의 영향을 고려하지 않는다. 하지만 실험결과, 잔골재의 조립률은 크리프 거동에 영향을 미치는 것으로 나타났다. 일반적으로 경량잔골재는 외부 유리질, 내부 다공질 구조의 특성 상 천연모래보다 입자가 크고 조립률이 높다. 이런 경량잔골재와 천연모래를 혼합한 LWAC는 각 골재들의 혼합량에 따라 조립률이 달라진다. 잔골재의 조립률 차이는 콘크리트의 packing effect에 의해 크리프 거동에 영향을 미치는 것으로 판단된다.

골재 조립률이 크리프에 미치는 영향을 모델링하기 위해 측정에 의해 도출된 28일 크리프계수 값을 KCI 모델 예측 값으로 나눈 값을 종속변수로, 혼합 잔골재 조립률을 독립변수로 두고 회기 분석을 실시하였으며, 그 결과는 Fig. 8과 같다.

혼합잔골재의 조립률이 3.4일 때 28일 크리프계수가 가장 낮게 나타났으며, 이보다 크거나 작을 경우 크리프계수는 증가한다. 회귀분석 결과 혼합잔골재 조립률에 따른 KCI 모델의 수정 계수(Ø_fm)는 다음과 같다.

Ø_fm = 0.228fm₂ - 1.5836fm + 3.4    (8)

4.2.2 콘크리트 밀도와 압축강도의 영향

콘크리트 밀도와 압축강도가 크리프에 미치는 영향을 모델링하기 위해 측정에 의해 도출된 28일 크리프계수를 앞서 제안한 조립률 계수 Ø_fm를 적용한 KCI 예측값으로 나눈 값을 종속변수로, 압축강도와 밀도에 관한 함수를 독립변수로 두고 회기 분석하였다. 그 결과 Fig. 9와 같이 압축강도는 제곱근에, 밀도는 역수의 제곱근에 비례하는 것으로 나타났으며, 수정계수(Ø_f,γ)는 다음과 같다.

$$\phi_{f,\gamma}=0.2814\cdot\left(\frac{f_{cu}}{\gamma_c}\right)^{0.5}+0.794$$

(9)

4.2.3 28일 크리프계수

Fig. 10은 KCI 크리프 모델에 잔골재의 조립률과 콘크리트 밀도 및 압축강도의 영향을 고려한 28일 크리프계수 값과 실험에 의해 측정된 크리프계수를 비교한 결과이다. 기존 KCI 식은 28일 크리프계수가 측정값보다 과대평가 되었지만, 본 연구에서 제안한 식은 측정값과 예측값이 거의 비슷하게 나타났다.

4.3 KCI 크리프계수 수정 모델 검증

본 연구에서 제안된 크리프계수 모델식은 시간함수와 28일 크리프계수 예측식의 곱으로 나타낼 수 있으며, 제안된 모델식을 측정결과와 비교한 결과는 Fig. 11과 같다. 기존 KCI 모델은 크리프계수의 예측값이 측정값 보다 최대 1.5배 까지 크게 평가되었지만, 본 연구에서 제안된 개선식은 비교적 근접한 결과를 나타냈다.

5. 결 론

경량골재를 사용한 경량콘크리트의 크리프 특성을 평가하기 위해 압축강도가 각각 24, 40 MPa 급 두 그룹으로 구분하고 각 그룹 당 콘크리트 밀도는 1400~1800 kg/m³ 수준으로 조정하기 위해 전경량골재에서 0, 25, 50, 75, 100 % 천연모래를 잔골재로 치환하였다. 각 그룹당 천연모래 치환율을 달리한 5배합씩 총 10배합을 제작하여 건조크리프와 건조수축 거동을 평가하였으며, 그 결과는 다음과 같다.

1) LWAC의 건조수축량은 천연모래의 치환율이 높을수록 크게 나타났는데, 이는 경량골재의 높은 함수율에 따른 내부양생 효과 때문으로 판단된다.

2) 순수 크리프양을 결정하는 크리프계수값은 측정값 보다 KCI 모델식이 많게는 1.5배 더 크게 평가되어 LWAC를 적용하기 위한 모델식 개선이 필요하다.

3) KCI 크리프 모델은 경량골재를 사용한 콘크리트의 밀도에 따른 세부 규정은 없지만, 실험결과 골재의 조립률과 콘크리트의 밀도는 크리프 거동에 영향을 미치는 것으로 나타났다.

4) 본 연구는 경량골재 사용에 의한 잔골재의 조립률, 콘크리트 밀도 및 강도의 영향을 독립변수로 회기분석하여 수정된 계수식을 제안 했으며, 기존 KCI 모델과 비교한바 LWAC의 크리프 거동을 좀 더 정확하게 예측하였다.