Experimental Evaluation of Shear Strength of Surface Soil Beneath Greenhouse Varying Compaction Rate

비닐하우스 기초 토양의 다짐률 변화에 따른 전단강도 특성

Abstract

Greenhouses have been damaged due to the uplift pressure from strong wind, for which rebar piles are often installed near the greenhouse to resist the pressure. For the effective design of rebar piles, it is necessary to access the shear strength of soil on which the greenhouse is constructed. This study experimentally evaluates the shear strength of the soil beneath the greenhouse. Four soil samples were collected from four agricultural sites, and prepared for testing with 75, 80, 85, and 90% compaction rates. One-dimensional unconfined compression test (UC), consolidated-undrained triaxial test (CU), and resonant column test (RC) were performed for the evaluation of shear strength and shear modulus. Generally, the higher shear strength and modulus were observed with the higher compaction rates. In particular, the UC shear strength increases with the increase of #200 sieve passing rate. Resulting from the CU test, the sample with the most of coarse soil had the highest friction angle, but the variation is small among samples. Resulting from the CU and RC tests, the ratio of maximum shear modulus with the major principle stress at failure was the higher at the finer soil. The ratio was two to three times greater than the ratio from the standard sand. This indicates that the shear strength is lower for the fine soil than the coarse soil at the same shear modulus. The results of this study will be a useful resource for the estimation of the pull-out strength of the rebar pile against the uplift pressure.

Ⅰ. 서론

비닐하우스는 고부가가치 작물의 생산 및 재배를 위해 사용되며, 해마다 그 수가 늘어나고 있다. 하지만, 비닐하우스 구조는 쇠파이프 골조 위에 용도에 따라 단일 또는 다중의 비닐막이 덮여있는 형식으로, 태풍, 대설과 같은 기상재해에 취약하다. 태풍 시 강한 바람에 의해 골조의 휨 또는 인발 등의 피해가 발생하며, 대설 시 적설 무게를 버티지 못하고 붕괴되는 피해 또한 발생한다. 강한 바람은 비닐하우스 내부에 부력을 발생시키며, 비닐하우스 기초의 인발파괴를 일으킨다 (Go, 2020; Nam et al., 2000). 기초가 인발된 비닐하우스는 강풍 시 공중으로 날아갈 수 있으므로 비닐하우스 내 작물의 피해는 물론 비닐하우스 구조의 피해, 그리고 주변 지역에의 낙하에 의한 2차 피해를 유발할 수 있다.

반복되는 기상재해 피해에 대비하기 위해 농촌진흥청에서는 내재해형 비닐하우스 설계를 제시하여 새로 건설되는 비닐하우스의 설계에 적용하도록 권고하고 있다 (RDA, 2017). 내재해형 비닐하우스는 인발저항력을 증대시키기 위해 서까래 사이를 연결하는 줄기초를 설치한다. 줄기초는 표층 하부 25 cm 깊이에 비닐하우스 전체길이에 대해 설치되며, 그 위에 흙을 덮어 충분한 인발저항력을 가진다. 하지만 대다수의 비닐하우스는 내재해형 비닐하우스가 아닌 기존의 농가보급형 비닐하우스로 이루어져 있다. 농가보급형 비닐하우스의 기초는 줄기초와 같은 기초가 존재하지 않으며 단순히 서까래를 지반에 관입해둔 형식이다. 인발저항력을 높이기 위한 대안으로 비닐하우스 외부에 소말뚝 (철항)을 관입시키고 줄로 연결하는 조치를 취하고 있다 (Fig. 1).

Fig. 1 Greenhouse reinforced by rebar piles against uplift pressure

기존의 농가보급형 비닐하우스를 기초의 재시공 없이 기상 재해에 대응하도록 보강하는 가장 효율적인 방법으로는 기존 방식과 같은 설치의 편리성을 유지하되 인발저항에 필요한 철항의 종류, 깊이, 개수 및 간격을 결정하여 설치하는 것이다. 철항의 인발저항력은 철항과 흙 간의 마찰력 및 흙의 전단강도에 의해 결정된다. 따라서 효율적인 철항의 설치를 위해서는 철항과 흙 간의 마찰력 관계를 파악해야 하며, 그 관계 파악을 위해서는 철항이 설치되는 흙의 전단강도를 사전에 파악할 필요가 있다.

비닐하우스 기초의 인발저항력에 대한 기존의 연구는 흙의 종류와 다짐도, 매입깊이에 따른 비닐하우스의 기초 자체의 인발저항력에 대한 평가가 주로 이루어져 왔다. Choi et al. (2015)은 흙의 종류와 다짐도 및 매입깊이에 따른 농가보급형 서까래 파이프와 내재해형 파이프 줄기초에 대한 인발저항력을 실내 실험으로부터 평가하였다. Song et al. (2020)은 줄기초, 스파이럴기초, 콘크리트독립기초의 인발저항력을 평가하였다. Yun et al. (2015)은 내재해형 플라스틱 및 유리 온실 기초의 사질토 지반에 대한 인발저항력을 현장실험으로부터 평가하였다. Lee et al. (2018)은 지반기초상호작용에 의한 연동형 비닐하우스 콘크리트 기초의 회전저항성능을 실내수평가력실험으로부터 평가하였다. 이러한 선행 연구들은 비닐하우스 기초의 인발저항 또는 회전저항을 직접적으로 측정한 것으로 실험에 적용한 흙의 종류와 다짐도, 매입깊이가 유사한 현장에서는 비닐하우스 기초의 저항강도를 산정하는데 매우 유의미하다. 하지만, 비닐하우스 기초 토양 자체에 대한 강도 연구는 상대적으로 빈약하다. 실험에서 사용한 흙뿐만 아니라 다양한 흙에서의 인발강도를 추정하기 위해서는 수치해석 등을 활용하여 다양한 조건에서의 인발강도추정을 진행할 수 있는데, 이를 위해서는 철항과 흙과의 마찰력 및 대상 흙의 전단 강도를 파악해야 한다.

비닐하우스 기초가 설치되는 토양은 세립질의 함유량이 높고, 구속압력이 작으며, 그리고 불포화토층인 특징을 가지고 있다. 불포화토층에 대한 선행연구로는 Lee et al. (2012), Kim (2020) 등이 존재한다. Lee et al. (2012)은 불포화된 화강풍화토를 대상으로 모관흡수력을 조절하며 삼축압축시험을 수행하였으며, 불포화토와 포화토 모두 유효응력에 의한 파괴규준이 동일하다는 실험결과를 제시하였다. Kim (2020)은 불포화된 화강풍화토를 빈입도와 양입도로 조성하여 삼축압축시험을 수행하였고, 모관흡수력이 클수록 전단강도가 크게 증가하며 빈입도의 경우 모관흡수력의 변화가 급격히 발생하여 전단 강도가 급격히 감소할 수 있는 것으로 분석하였다. 포아송비와 세립분에 대한 전단강도의 영향 관계에 대한 연구로는 Lim et al. (2020), You et al. (2018) 등이 존재한다. Lim et al. (2020)은 압밀비배수삼축압축시험의 결과로부터 토양의 간극비에 따른 포아송비의 변화에 대해 평가하고 관계식을 제시하였고, You et al. (2018)은 상대밀도와 세립분 함유율이 현장타설말뚝의 인발저항 성능에 미치는 영향을 평가하기 위해 세립분 함유율에 따른 내부마찰각과 점착력의 변화특성을 정량적으로 파악하였다.

이번 연구에서는 국내 4개 지역 농토의 전단강도특성을 실내실험으로부터 파악하고 그 결과를 분석하였다. 일축압축시험, 압밀비배수삼축압축시험, 공진주시험의 결과로부터 얻은 전단강도 및 전단탄성계수를 도시하였고, 흙의 다짐률 및 흙의 조립도 속성과 연계하여 전단강도와의 연계성을 분석하였다. 다양한 전단강도 측정 실험기법을 동일한 다짐도를 갖는 시료에 반복 적용하여 입도에 따른 전단강도의 변화, 불포화 및 포화 조건, 동적 특성 등 다양한 관점에서의 전단강도를 전반적으로 평가한 이번 연구는 비닐하우스 기초 토양의 전단 강도에 대한 기초 자료로 활용될 것으로 기대된다. 실험에 사용된 대상 시료의 특성, 실험 결과, 그리고 고찰이 본론에 수록되어 있다.

Ⅱ. 대상 시료

국내 4개 농토지역 (완주시 삼례읍, 성주시 선남면, 산청시 단성면, 청주시 장암동)의 시료를 채취하여 실내 실험을 진행하였다. Fig. 2는 채취한 시료의 위치를 보여준다. 이후로 삼례읍, 선남면, 단성면, 장암동의 시료를 각각 #1, #2, #3, #4시료로 정의한다.

Fig. 2 Location of target sites

Fig. 3은 4개 시료의 체가름 실험 결과를 보여준다. 흙의 공학적 분류인 통일분류법 (KS F 2302, 2017)에 의하면 #1과 #2는 ML, #3과 #4는 SM으로 분류되고, 흙입자의 크기만을 기준으로 하는 미국 농무부의 삼각분류법 (USDA, 1978)에 따르면 #1은 미사질 양토, #2는 양토, #3과 #4는 사질 양토로 분류된다. #200체를 기준으로 #1흙의 통과율은 66.6%, #2는 56.8%, #3은 48.7%, #4는 33.6%로, #1 흙이 가장 세립질이며, #4 흙이 가장 조립질이다. 각 흙의 현장 함수비, 밀도, 액성한계 및 활동지수 등이 Table 1에 정리되어 있다.

Fig. 3 Gradation curves of four samples

Table 1 Location and characteristics of target samples

Ⅲ. 실내실험

1. 일축압축실험

다짐률을 75, 80, 85, 90%로 변형시켜가며 대상 4개 토양의 재성형 시료에 대해 일축압축실험 (UC)을 진행하였다. 여기서 다짐률은 KS F 2312 (2016)기준의 D호칭에 준하여 결정한 최대건조단위밀도와, 각 실험에서 조성한 시료의 건조단위밀도의 비율로 정의하였다. 또한 사전연구에서 진행한 설치 후 5년이 경과된 국내 다양한 비닐하우스 기초 인근 토양의 현장 들밀도 실험결과를 토대로 다짐률의 범위를 75∼90%로 결정하였다. UC의 결과는 Table 2에 나타나있다. 여기서 압축강도 (S_1D)는 최대압축강도를 나타내며, 탄성변형률 (ε₅₀)은 최대압축강도에 상응하는 변형률의 50%에 해당하는 변형률, 탄성변형계수(E₅₀)는 ε₅₀에서의 압축강도와의 비를 의미한다. 각 UC실험에서의 포화도는 최소 28.5%에서 최대 49.2%로, 불포화시료이다.

Table 2 Results of one-dimensional unconfined compression tests

Fig. 4는 다짐률에 따른 S_1D의 증가율을 나타낸다. 모든 시료에서 다짐률이 증가함에 따라 S_1D가 증가하는 것을 알 수 있다. 또한 S_1D는 #200체의 통과율 (PP₂₀₀)에 영향을 받는 것으로 나타났다. PP₂₀₀이 높을수록 동 다짐률에서 높은 S_1D를 보이며, 낮을수록 낮은 S_1D가 나타난다. 결과적으로 가장 조립질 흙인 #4 시료가 가장 낮은 S_1D를 보이며, 가장 세립질 흙인 #1 시료가 가장 높은 S_1D를 보인다. 세립질 흙일수록 흙의 마찰력 (c')이 증가하여 UC에서의 S_1D가 증가되는 것으로 판단된다.

Fig. 4 A 1D compression strength per compaction rate for samples with different #200 sieve percent passing

실험데이터를 기반으로 S_1D와 다짐률, PP₂₀₀의 관계를 회귀 분석하여 함수로 표현하면 다음식과 같다.

ln(S_1D) = -47.4 + 9.6ln(RC) + 2.3ln(PP₂₀₀)       (1)

여기서, S_1D는 UC에서의 kPa 단위의 최대압축강도, RC는 % 단위의 다짐률을 나타내며, PP₂₀₀은 #200체의 %단위 통과율을 나타낸다.

식 (1)의 결정계수는 0.993으로 제안된 모델은 주어진 데이터와 잘 상응한다. 하지만, 모델에 사용된 시료의 수가 4개이므로 일반화된 S_1D 모델로 정의하기에는 한계가 있다. 일반화된 모델을 위해서는 더 많은 시료에 대한 실험이 필요할 것이다.

2. 압밀비배수삼축압축실험

UC와 동일한 방법으로 4개의 시료에 대해 다짐률 (75, 80, 85, 95%)을 변화시켜가며 재성형 시료를 생성하였고, ASTM D 4767 (1995)의 기준에 따라 압밀비배수삼축압축실험 (CU)을 수행하였다. 압밀 시 구속응력은 100, 200, 300 kPa로 변화를 주었으며, 파괴에 이를 때의 축차응력 (Δσ_df)과 과잉간극수압(Δu_f)을 Table 3에 나열하였다.

Table 3 Deviator stress (Δσ_d) and excess pore water pressure (Δu) from CU triaxial compression tests

Fig. 5는 파괴 시의 p'-q 관계를 보여준다. 여기서 p'은 파괴시의 수직유효응력과 수평유효응력의 평균, q는 Δσ_df의 절반을 의미한다. 각 시료별로 다짐률에 따른 p'-q는 유효응력의 범위에 차이만 있을 뿐 Fig. 5의 점선과 같은 동일한 유효응력 경로 파괴포락선 (K_f) 위에 놓여 있는 것을 알 수 있다. K_f는 다음과 같은 식으로 표현할 수 있다.

q = m + p′tanα       (2)

Fig. 5 p′-q relationship at failure varying compaction

여기서, Fig. 5에 보이는 각 시료의 p'-q관계로부터 m=0을 유추할 수 있다. m=0으로 고정 후 회귀분석을 진행하면 α는 각 시료별로 26.2, 28.3, 26.5, 28.9°로 계산된다.

Mohr-Coulomb 파괴포락선의 마찰각 (φ')은 다음의 식을 이용하여 계산할 수 있다.

ϕ′ = sin^-1(tanα)       (3)

φ'은 각 시료별로 29.4, 32.6, 29.9, 33.4°가 된다. 가장 조립질 흙인 #4에서 가장 큰 φ'이 나타나나, 시료 간에 큰 차이를 보이지는 않는다. 세립분 함유율에 따른 φ'의 변화를 직접전단시험으로 측정한 Yoo et al. (2018)의 경우 φ' = 25∼32° 범위로 평가하였으며, 토석류가 일어난 세립질 모래의 현장시료에 대해 삼축압축시험과 직접전단시험으로 φ'를 측정한 Hwang et al. (2016)의 경우 φ'=28∼29°로 측정하였다. 현장시료의 경우 약 φ'=29±3°의 범위 내에 들어오는 것을 짐작할 수 있다.

3. 공진주실험

전술한 UC 및 CU와 마찬가지로 4개의 시료를 75, 80, 85, 90%의 다짐률로 재성형하여 ASTM D 4015 (2015)기준에 따라 공진주실험을 수행하였다. 구속압은 50, 100, 200 kPa로 변화를 주었으며, 전단변형률이 약 0.01%때까지의 전단탄성계수 (G)와 감쇠비 (D)를 산출하였다. 미소변형률 (<0.001%)일 때의 G와 D를 최대전단탄성계수 (G_max)와 미소변형률감쇠비(D_min)로 정의하였다. Table 4는 각 시료, 다짐률, 구속압력에 대한 G_max 및 D_min을 나타낸다.

Table 4 Shear modulus and small strain damping from resonant column tests

Fig. 6은 구속압 별 다짐률과 G_max의 관계를 나타내며, 다짐률과 구속압이 증가할수록 그 크기가 증가하는 경향을 가진다. #40번체 통과율까지 비슷한 조립도를 가지는 #1∼#3 시료의 경우 G_max의 변화가 유사하며, 가장 조립질 흙으로 구성되어 있는 #4 시료의 경우 #1-#3보다 낮은 G_max값을 나타낸다. 비슷한 경향을 나타내는 시료를 묶어 #1∼#3 및 #4에 대해 G_max를 구속압과 다짐률의 관계로 회귀분석하면 식 (4) 및 (5)와 같이 표현된다.

ln(G_max) = -11.96 + 4.0ln(RC) + 0.4ln(σ_c)       (4)

ln(G_max) = -5.65 + 2.5ln(RC) + 0.5ln(σ_c)       (5)

Fig. 6 Maximum shear modulus vs. compaction rate from resonant column tests per confining pressure

여기서, G_max는 MPa단위의 최대전단강도, RC는 %다짐률, σ_c는 MPa 단위의 구속압을 나타낸다.

식 (4)의 결정계수는 0.948, 식 (5)의 결정계수는 0.986으로 두 식 모두 데이터와 높은 상관성을 가지고 있다.

Fig. 7은 구속압 별 다짐률과 D_min의 관계를 나타낸다. D_min의 경우 시료의 종류, 구속압, 다짐률에 따라 일정한 경향성을 나타내지 않으며 큰 분산을 가지고 있다. D_min의 전체평균은 약 3.5%이며, 이에 대한 표준편차는 1.38%로 평가되었다.

Fig. 7 Small-strain damping ratio vs. compaction rate from resonant column tests per confining pressure

Ⅳ. 실험결과분석

1. 다짐률과 전단강도의 관계

일축압축실험 (UC)은 구속압력이 없는 불포화 시료에 대한 강도를 측정하고, 삼축압축실험 (CU)은 구속압력이 있는 포화 상태의 시료에 대한 전단강도를 측정한다. 이번 연구의 대상 토층은 깊이 1 m 미만의 매우 얕은 표층으로 포화되어 있을 확률이 희박하며, 농토이기에 자갈이 존재하지 않고 세립분의 함유량이 높다. 이러한 특징을 기반으로 대상시료의 일축압축 강도와 삼축압축강도를 비교해보고자 한다.

Fig. 8은 4개의 시료에 대해 다짐률에 따른 UC의 파괴시의 축차응력 (S_1D)과 CU의 파괴시의 축차응력 (Δσ_df)을 보여준다. 4개의 시료 중 #1 시료의 강도가 양 시험 모두 가장 크게 나타났다. 가장 조립질인 #4의 경우 S_1D의 크기는 다른 시료보다 작으나, Δσ_df는 두 번째로 크게 나타났다. 이는 큰 구속압력 (σ_c)에서 다른 시료에 비해 상대적으로 큰 φ′를 갖는 조립질 시료의 전단강도가 크게 증가했기 때문인 것으로 판단된다. 모든 시료에서 σ_c가 커질수록 강도가 증가하여 200 kPa 이상에서는 모든 다짐률에 대해 Δσ_df가 S_1D보다 더 크게 나타났다. 하지만, σ_c가 100 kPa이고 다짐률이 90%일 경우, #1과 #2 시료에서 S_1D가 Δσ_df보다 더 크게 되는 역전현상이 관찰된다. 이는 #200체 통과율이 상대적으로 높은 #1과 #2 같은 토층의 경우, 다짐도가 높다면 매우 얕은 표층에 불포화상태로 존재하는 것이 구속압 100 kPa에 상응하는 약 5∼10 m 깊이에서 포화상태로 존재하는 것보다 더 높은 강도를 가질 수 있다는 것을 암시한다.

Fig. 8 Comparison of shear strengths between 1D unconfined compression test and triaxial CU test with confining pressure for each test and compaction rate

2. 전단탄성계수-전단강도 관계

이번 연구에서는 주로 세립질로 구성된 농토에 대해 동일한 다짐률을 적용한 시료의 G_max 및 σ′_1f (=σ_c+Δσ_df-Δu_f)를 공진주 실험과 CU를 이용하여 각각 계산하였다. 이번 절에서는 G_max와 σ′_1f의 관계를 분석하고자 한다.

Yoo and Park (2015)은 삼축압축실험기에 벤더엘레먼트를 설치하여 오타와 샌드와 주문진 표준사의 G_max를 계산하여 전단파괴 시의 수직응력 (σ′_1f)과 유효구속응력 (σ_c)의 관계식을 다음과 같이 제시하였다.

\(\begin{aligned}\frac{G_{\max }}{\sigma_{1 f}^{\prime}}=c_{0}\left(\frac{\sigma_{c}}{p_{a}}\right)^{c_{1}}\end{aligned}\)       (6)

여기서, c₀와 c₁은 실험적 상수, p_a는 대기압을 나타낸다. 오타와 샌드의 경우 c₀=236.5, 주문진 표준사의 경우 c₀=222.1로 제시됐으며, c₁은 두 종류의 모래 모두 –0.57로 제시되었다.

Fig. 9는 σ_c=100, 200 kPa에 대해 Yoo and Park (2015)의 관계식 (YP15)으로부터 계산한 G_max/σ′_1f와 이번 연구에서 획득한 G_max/σ′_1f의 관계를 보여준다. Fig. 9 (a)∼(c)에서 보여지 듯이 #1∼#3 시료의 G_max/σ′_1f는 표준사인 빈입도 조립질 시료를 사용한 YP15의 G_max/σ′_1f에 비해 약 3배 이상 높은 것을 확인할 수 있다. 이는 동일한 G_max일 경우 세립질 흙의 σ′_1f가 조립질에 비해 현저히 낮은 것을 의미한다. 연구 대상 시료 중 가장 조립질인 #4 시료의 경우 G_max/σ′_1f가 가장 낮게 나타났으나, 이 또한 표준사와 비교한다면 약 2배 정도 높다.

Fig. 9 Relationship between shear modulus and shear strength

Ⅴ. 결론

이번 연구에서는 깊이 1 m 미만의 매우 얕은 심도에 위치한 비닐하우스 기초의 인발 저항력을 파악하기 위해 주로 세립질로 구성되어 있는 농토층의 전단강도를 실내실험으로부터 분석하였다. 총 4개의 지역에서 채취한 시료를 다짐률 75, 80, 85, 90%로 변화시켜가며 재성형한 후 일축압축실험 (UC), 압밀비배수삼축압축실험 (CU), 공진주실험을 통해 전단강도정수를 도출하였다. 채취한 시료의 입도분포와 다짐률에 따라 전단강도정수에 변화가 존재하는 것을 확인하였다. 결과 분석에 대한 요약은 다음과 같다.

(1) UC시험으로부터 계산된 압축강도는 다짐률과 #200체 통과율에 비례하여 증가하였다. 구속압이 없는 상태에서의 전단강도를 측정하는 UC시험의 특징에 따라 세립질의 함유량이 많을수록 점착력의 크기가 증가하였기 때문으로 판단된다. 다짐률과 #200체 통과율에 대한 압축강도의 증가 정도를 회귀분석을 통해 함수로 제시하였다.

(2) CU시험으로부터 계산된 압축강도는 다짐률이 증가할수록 그 크기가 증가하나, 유효응력기반의 Mohr-Coulomb 파괴포락선은 동일한 시료에 대해 다짐률별로 큰 차이를 보이지 않았다. 즉, 다짐률에 따라 상대밀도만 변화할 뿐 동일한 유효압력에 대해 파괴시의 전단강도는 비슷하다.

(3) 세립질 함유량이 높은 시료의 경우, 다짐률 90%조건에서 구속압 100 kPa이고 포화조건인 CU시험의 압축강도보다 구속압이 없고 불포화조건인 UC시험의 압축강도가 크게 나타났다. 이번 연구의 대상 시료인 얕은 심도의 세립질 농토와 같이 구속압이 작고 불포화 상태인 시료가 구속압이 큰 포화 상태인 시료보다 더 큰 강도를 가질 수 있음을 의미한다.

(4) 동일한 다짐률과 구속압을 갖는 조합에서 가장 조립질 흙으로 구성되어 있는 시료가 가장 낮은 G_max와 파괴시의 주응력비 (G_max/σ′_1f)를 나타내었다. 이는 동일한 G_max일 경우 세립질 흙이 더 작은 전단강도를 갖고 있음을 의미한다.

이번 연구는 농토로 활용되는 얕은 심도의 세립질 토층에 대한 전단강도 실험 데이터를 제공하고, 각 실험의 결과에 대한 고찰을 제시하였다. 토층의 입도분포 및 다짐률, 포화조건과 구속압에 따른 흙의 전단강도를 제시하였으며, 각각의 데이터에 대한 상관성을 분석하였다. 이러한 데이터는 흙의 기초적인 전단강도 유추에 활용될 수 있을 것이다. 향후 흙의 전단강도 조건에 따른 철항의 인발강도를 측정결과를 조합한다면, 다양한 흙에 따라 변화하는 철항의 인발강도를 유추할 수 있을 것이며, 철항과 흙간의 마찰력, 철항의 움직임에 따른 흙의 전단 강도 발현 등의 분석을 진행할 수 있을 것이다. 이러한 연구는 비닐하우스 기초 등 얕은 심도에 설치된 구조물의 압축, 인발, 또는 전도 저항 분석에 활용 가능할 것으로 기대된다.

감사의 글

본 연구는 농촌진흥청 공동연구사업 (세부과제번호: PJ015605)의 지원으로 수행되었습니다. 이에 감사드립니다.