随着我国建筑行业已经由大规模建设时期进入到新建与维修改造并重的全新阶段，可以预见，在今后相当长时间内，对既有建筑物进行检测、维护以及改造将会是建筑行业乃至国民经济发展的重点与潜在增长点^[1]. 其中，桩基础作为支撑结构的主要受力构件，其服役状况直接关系到整座建筑的安全性与耐久性. 由此可见，对既有建筑物下桩基服役现状进行摸底排查是保障城市建筑运维与更新的重要基础与关键环节.

在过去几十年里，低应变反射波法^[2-4]和声波透射法^[5-8]常用于基桩完整性的无损检测，但是这些方法存在一些问题. 对低应变反射波法而言，当桩基础存在浅部缺陷、多缺陷或桩长较长等复杂工况时，其检测结果会受到较大干扰，难以直观识别桩底反射区及桩身完整性信息；对声波透射法而言，该方法只能检测声测管之间的混凝土质量状况，无法反映桩截面的实际力学信息，且在声测管堵塞时无法进行检测. 此外，这些方法仅适用于施工期间的成桩质量控制，而并不适用于服役桩基的质量检测. 近年来，旁孔透射波法^[9-12]由于其对结构无损伤且可用于既有建筑物下桩基质量检测，得到了行业内越来越多的关注. 然而，相较于低应变反射波法和声波透射法，旁孔透射波法需要在桩周土中钻孔埋管并静置一段时间，准备工作繁杂、成本较高且灵活性受限，难以满足服役桩基的大面积普查或随机抽检的需求.

对于已施工完成的建筑而言，低应变反射波法常面临应用困境. 一方面，某些项目因各类原因致使部分桩出现低应变检测漏检问题，而此时基桩顶面已与承台及上部结构浇筑成一体，缺少传统低应变检测所需的自由桩顶，无法进行基桩质量检测；另一方面，施工后期发生地下室隆起、上浮或下沉等工程事故时，迫切需要检测地下室底板、承台与桩的质量状况. 基于此，为了克服低应变反射波法应用于既有建筑物下桩基完整性检测的局限性，国内外学者针对此展开研究. 柴华友等^[13-15]对应力波在承台-桩结构体系中传播的复杂性进行数值分析和试验研究，认识到通过低应变反射波法检测承台下桩完整性具有一定难度，而将桩侧面测点及平台表面测点信号间关系进行比较，可以从复杂的信号中辨别出桩身反射波信号；Gassman等^[16]通过现场试验研究一点激振、多点拾振方法对承台下桩基完整性检测的可行性；李振亚等^[17]采用自行编制的波动分析程序求得检测截面处的泛频响函数，验证基于行波分解的泛频响函数法的合理性；Wu等^[18]提出多点行波分解法，通过拟合多点行波分解结果和解析解预测未知桩长. 在此基础上，贾俊杰等^[19]提出新型既有结构下服役桩基多点拾振检测技术，通过现场试验验证合理性并进行参数分析.

尽管上述学者对串行多点拾振检测技术开展了详细的分析，但大多研究仍聚焦于高承台桩基础的应用分析，而对于承台板下桩整体结构的研究尚不完备. 与高承台桩基础不同，在板-承台-桩系统中，由点振源激发的应力波并不能看作是平面，而是球面波及柱面波，同时应力波还会在承台边界面反射、叠加，导致这个系统不能近似为一维杆件.

基于以上背景，本研究首次通过串行多点拾振检测技术对承台板下桩结构进行完整性分析，同时对基于行波分解的串行多点拾振检测理论进行修正，提出考虑行波衰减的串行多点拾振检测信号重构理论. 进一步地，通过数值分析与现场测试验证所提出理论的合理性，并对检测技术中的关键技术指标进行参数分析，以期为工程实践提供有价值的理论支持和应用参考.

对于板-承台-桩系统，由于上部结构引起的杂波和高频信号干扰，已经很难从承台板下桩受竖向激振时的低应变反射波法检测结果^[20-22] 中直观地判断出桩底反射和缺陷反射信号，此时对桩身信息的判读将非常依赖操作人员的工程经验. 因此，通过传统低应变反射波法难以有效检验承台板下桩基础的实际服役质量.

为了弥补现有基桩完整性检测方法的不足，使之能够应用于前文提到的复杂情况，笔者所在课题组提出新型串行多点拾振检测技术^[23-24]（已授权发明专利^[25]），其主要技术步骤如下.

1）波速测定：于桩身出露段沿轴向安装2个间隔一定距离的传感器，并在其上方施加测试激励，将传感器间距除以信号中首至波波峰之间的时间差，即可求得待测桩基的行波波速.

2）传感器布置：如图1（a）所示，对于土体浅部可开挖的承台板下桩基础，沿桩身出露段轴向等间距布置不少于3个速度或加速度传感器；如图1（b）所示，当不具备开挖条件时，可采用钻孔或预埋测管的方式引入测试通道并进入桩身一定深度，于测管内沿轴向采用气囊填充或机械连接方式（已授权发明专利^[26]）固定传感器.

3）信号采集与行波分解：于串行布置测点上方施加检测激励并同步接收各传感器的速度响应，基于各测点间位置关系与行波理论，可以分解得到各测点处的上行速度波与下行速度波；将下行波视作测点下方服役桩基的动态输入，将上行波视作其响应输出，定义泛频响函数为频域内上、下行波函数比值.

4）信号重构：基于泛频响函数，引入虚拟检测激励（即标准化动态输入），即可以剔除服役桩基上方既有建（构）筑物动力特性的影响，得到接近于传统低应变反射波法检测结果的重构响应曲线.

上述串行多点拾振检测理论假定行波在相邻传感器之间传播的能量耗散可以忽略不计. 然而，在实际工程检测中，由于桩身以及土体侧摩阻力的影响，行波在传播过程中存在一定的衰减. 基于此，本研究对既有串行多点拾振检测理论进行修正，提出考虑行波衰减的串行多点拾振检测信号重构理论，并验证该理论的可行性.

在采用串行多点拾振检测技术进行服役桩基的完整性检测时，由于测试环境复杂而往往难以直接施加竖向测试激励，若采用横向或斜向激励则会同时激发桩身纵波与剪切波传播，进一步提高检测信号的复杂程度. 对于承台板下桩，由于其上部空旷，可以方便地施加竖向激励.

根据圆柱中导波理论^[15]，在距桩顶较远波场，截面质点速度分布较均匀，振源影响较小，波传播特性可以基于圆柱中纵向模态波来分析. 因此，传感器采集到的原始信号可以通过一维波动理论表示为上、下行波之和，即

(1)$ v(z,t)=\xi (z-{C}_{\text{p}}t)+\eta (z+{C}_{\text{p}}t). $

式中：z为待测桩身轴向深度变量，t为时间变量，ξ(·)和η(·)分别为下行波和上行波，C_p为待测桩基的行波波速.

根据各个传感器的位置关系，可将式（1）改写为以下关系式：

(2)$ \begin{split}v(m,n)=& \xi (m,n)+\eta (m,n)=\xi ({z}_{0}+m\Delta z,t+n\Delta t)+\\&\eta ({z}_{0}+m\Delta z,t+n\Delta t).\end{split} $

式中：m = −1, 0, 1；∆z为相邻传感器竖向间距，z₀为中间传感器高度；∆t = ∆z / C_p；n为数据组沿着时间轴平移的单位时间数量，基于线性时不变系统的因果关系，n为一非负整数.

根据行波理论，在考虑行波衰减的情况下，相邻传感器的下行波和上行波满足如下关系：

(3)$ \left.\begin{array}{ll}{\xi }_{j}(m,n)={\xi }_{j}(m-1,n-1)\cdot \delta ,&n\geqslant 1;\\{\eta }_{j}(m,n)={\eta }_{j}(m+1,n-1)\cdot \delta ,&n\geqslant 1.\end{array}\right\} $

式中：j表示该时变速度信号中的第j项数据；δ为行波在相邻传感器间传播的能量耗散，可以由相邻传感器中下方传感器信号的首至波波峰幅值除以上方传感器信号的首至波波峰幅值得到.

将下部传感器（z = z₀+∆z）和上部传感器（z = z₀ − ∆z）在t = t+∆t时的速度信号分别与中间传感器（z = z₀）在t时的速度信号作差，可得

(4)$\left. \begin{split} {v}_{j}(1,1)-{v }_{j}(0,0)\cdot \delta =&{\eta }_{j}(1,1)-{\eta }_{j}(0,0)\cdot \delta =\\&\dfrac{{\eta }_{j}(0,2)}{\delta }-{\eta }_{j}(0,0)\cdot \delta ,\\{v }_{j}(-1,1)-{v }_{j}(0,0)\cdot \delta =&{\xi }_{j}(-1,1)-{\xi }_{j}(0,0)\cdot \delta =\\&\dfrac{{\xi }_{j}(0,2)}{\delta }-{\xi }_{j}(0,0)\cdot \delta .\end{split}\right\}$

在实际工程测试中，由于v(0,0)、v(1,1)和v(−1,1)均为离散数字信号，v(1,1)和v(−1,1)的数据长度在平移后与v(0,0)不再相等. 考虑到传感器的速度响应在一定时间后趋于零（见图2），可以对平移信号末尾补零以对齐数据长度. 以v(0,1)为例，其可以通过保留v(0,0)从第N+1个数据开始的原始数据信号来构建平移信号，并在末尾补零以保持相同的原始数据长度N₀.

由于行波传播的规律，对于前2倍N长度的数据，可以假设此时上行波η(0,0)尚未生成，下行波ξ(0,0)即等于原始信号v(0,0)；考虑到v(0,0)，v(1,1)和v(−1,1)均为传感器所采集的原始信号或经由原始信号平移得到的处理信号，一旦前2倍N数据长度的下行波ξ(0,0)和上行波η(0,0)得以确定，中间传感器的下行波ξ(0,0)和上行波η(0,0)即可以通过式（4）迭代计算得到. 例如，当N = 2时，由于v(0,2)是v(0,0)平移4个单位时间后的数据组，v_j(0,2) = v_j+4(0,0). 当j = 1时，η₁(0,0) = 0，由式（4）可以得到η₁(0,2)，即η₅(0,0)，再令j = 2,3,4,$ \cdot \cdot \cdot $，重复迭代即可得到η(0,0)数据组.

由前文可知，通过行波分解算法可以得到经过中间传感器的下行波和上行波. 由于上部结构的影响，上、下行波在时域内较复杂，无法用现有检测经验进行解译，可以在此基础上定义一泛频响函数来表征中间传感器下方桩身结构的力学特性. 如图2所示，根据泛频响函数的定义，可将下行波作为对桩身结构的动态输入，上行波即为其所对应的响应输出，则泛频响函数可以表示为上、下行波在频域内的比值：

(5)$ {H}_{{\mathrm{v}}}=\frac{\overline{\eta }(0,0)}{\overline{\xi }(0,0)}+1. $

式中：$\overline{\xi} $(0,0)和$\overline{ \eta } $(0,0)分别为ξ(0,0)和η(0,0)的傅里叶变换结果.

值得注意的是，为了与传统低应变反射波法中常用的频率响应函数建立联系，在泛频响函数中特别增加了单位1来再现下行（入射）波，使得后续重构速度响应曲线更接近于传统低应变的分析结果. 泛频响函数理论上剔除了上部结构动力特性的影响，应当包含中间传感器下方桩身结构几乎所有的力学信息，可以用于评估既有结构下服役桩基的桩身完整性.

为了得到直观清晰的桩底反射信号，可以对泛频响函数施加一虚拟激励来突出传感器下方结构的阻抗特性. 基于泛频响函数，利用标准化虚拟检测激励（其函数形式、幅值、脉冲宽度等均可人为设定，但是其作用方向应与实际检测激励方向保持一致）来重构多点拾振检测结果，即可得到消除上部结构动力特性影响的归一化重构速度响应曲线：

(6)$ {\nu }_{{\mathrm{rc}}}=\text{IFT}\left[{H}_{{\mathrm{v}}}\cdot F\right]={g}_{{\mathrm{v}}}\ast f. $

式中：v_rc为施加虚拟激励后的重构速度响应曲线，IFT表示快速傅里叶逆变换过程，F为标准化虚拟激励f的频域表达，g_v为泛频响函数的傅里叶变换对，*为卷积运算符.

根据一维杆件振动理论，桩长可以由以下公式计算得到：

(7)$ {L}_{0}={C}_{{\mathrm{p}}}({t}_{2}-{t}_{1})/2-{z}_{0}, $

(8)$ L={L}_{0}+h. $

式中：t₁为重构响应曲线入射波波峰对应的时间点，t₂为重构响应曲线反射波波峰对应的时间点，L₀为桩身埋设在土里的长度，h为桩身出露地表段的长度，L为桩身总长度.

由此可见，得益于行波分解理论和泛频响函数，串行多点拾振检测技术可以得到近似于传统低应变反射波法的检测结果，从而求得中间传感器下方桩底或桩身缺陷的信息. 此外，相较于传统低应变反射波法的激振和数据采集均具有较大随机性而言，串行多点拾振检测结果具有较好的归一化和标准化特征，具备自动化测试以及智慧分析^[27-30]的潜力.

通过有限元分析软件ABAQUS建立符合实际工况的承台板下桩三维模型，从而验证前文所提出承台板下桩串行多点拾振检测技术的可行性，并进行现场测试.

所建有限元模型的部件属性如表1所示. 其中，ρ为部件的密度，E为部件的弹性模量，ν为部件的泊松比，α和β为部件的瑞利阻尼系数. 考虑到桩和土的阻尼，所有部件的瑞利阻尼系数^[31]取为α = 150，β = 1×10⁻⁵. 板的尺寸为9 m×18 m×1 m，承台的尺寸为3 m×6 m×2 m，承台的质量M = 90000 kg，桩基半径r₀ = 1 m，桩长L = 10 m，桩身出露地表高度h = 2 m，桩身入土深度L₀ = 8 m，一维弹性波波速C_p = 4000 m/s，采样频率F_s = 100 kHz，传感器高度z₋₁ = 0.58 m、z₀ = 0.50 m、z₁ = 0.42 m.

如图3所示，本研究有限元模型的所有部件采用全模型（图片以半模型为示例），网格单元类型为C3D8R，网格总数为57616个（板的网格个数为1296个，承台的网格个数为288个，桩的网格个数为9600个，土的网格个数为46432个）. 桩周土的半径为30 m，竖向尺寸为24 m，土侧面的约束为U₁=U₂=U_R1=U_R2=0，土底面的约束为U₁=U₂=U₃=U_R1=U_R2=U_R3=0，U₁、U₂、U₃、U_R1、U_R2、U_R3分别代表x方向的平动自由度、y方向的平动自由度、z方向的平动自由度、x方向的转动自由度、y方向的转动自由度、z方向的转动自由度. 根据主从面原则，设置板-承台、承台-桩、桩-土3对主从接触对，并将其均设为绑定，即在振动时两者间没有相对移动.

如图4所示，使用半正弦形式的点荷载模拟实际检测过程中施加的激励，在时域内荷载表达式可以写为

(9)$ v\left(t\right)=\left\{\begin{array}{ll} {q}_{\max }\sin\; \left(\theta t\right), & 0 \lt t\leqslant \dfrac{{\text{π}} }{\theta };\\0, & t \gt \dfrac{{\text{π}} }{\theta }.\end{array}\right. $

式中：v为无量纲速度响应，q_max为激振幅值，θ为振动圆频率，t为时间.

由式（5）可知，本示例中的加速度传感器间距应为0.04 m的整数倍，故设置传感器高度z₋₁ = 0.58 m、z₀ = 0.50 m、z₁ = 0.42 m，测得的传感器原始时变速度信号如图5所示. 可以看出，上部结构将不可避免地会对下方桩基的动力特性产生影响，进而导致原始时变速度信号较复杂，无法用既有桩基动力理论进行判读.

基于前文所提出的考虑行波衰减的串行多点拾振检测信号重构理论，对有限元模型得到的原始时变速度信号进行分析. 在虚拟激励作用下，完整桩和缺陷桩（缺陷位置为5.0~5.5 m，弹性模量为10000 MPa，因此缺陷桩的桩身阻抗变小）的重构速度响应曲线如图6所示. 与图5中的原始信号相比可知，本研究方法能够有效消除上部结构对测试结果的影响，并较为直观地识别中间传感器下方的桩底反射和缺陷反射. 同时，重构速度响应曲线非常接近于传统低应变反射波法的测试结果，因此仍能采用既有桩基动力理论对测试结果进行分析. 由式（7）、（8）可预测桩长和缺陷位置的近似值，结果为L = 10.08 m和H = 5.02 m，与实际接近. 因此，在对结果精度要求不太高的情况下，通过本研究串行多点拾振检测技术预测桩长和识别缺陷是可行的，误差在允许范围内.

采用串行多点拾振检测技术及其信号后处理方法，对浙江大学紫金港校区内桩基实训基地中的主、次梁支墩方桩基础进行检测^[19]. 桩基实训基地现场布置如图7所示. 其中，P1、P2、P3、P4为次梁下方支墩方桩，P5、P6为主梁下方支墩方桩. 6根支墩方桩均支承于上方结构并进入土体一定深度（见图8），其服役工况近似于既有建筑物下高承台桩基础，即难以通过传统低应变反射波法得到支墩方桩的实际桩长及其完整性信息.

如图9所示，传统低应变反射波法的测试设备主要包括加速度传感器、激振设备、电荷放大器、信号采集仪和信号测试与分析系统，仅须稍加改造即可用于所提出的新型检测技术，其主要区别在于，串行多点拾振检测技术所需信号采集仪具有多个测试通道，可以同时连接多个加速度传感器，并实现信号同步采集.

如图10所示为现场测试所得到的重构速度响应曲线，可以看出本研究方法能够消除上部结构对测试结果的影响，较为直观地反映传感器下方的桩底反射，且结果曲线非常接近于传统低应变反射波法测试结果，仍能采用既有桩基动力理论对测试结果进行分析. 根据重构速度响应曲线入射波与反射波波峰之间的时间间隔，利用一维杆振动理论，可推算出桩长约为1.90 m，与实际桩长较吻合.

对承台板下桩串行多点拾振检测技术中的关键技术指标（如桩身信息、传感器布置、激励方式等）对重构速度响应曲线的影响进行数值模拟研究. 在本节的参数分析中，若无特殊说明，默认参数与表1相同.

由于桩身阻尼的影响，应力波在传播的过程中产生了能量耗散，导致波幅逐渐减小. 对于超长桩、大直径桩而言，应力波的衰减更大，使得传感器接收到的桩底反射信号幅值更小，影响对桩身完整性的评估. 因此，有必要深入研究桩身阻尼系数对重构速度响应曲线的影响. 取瑞利阻尼系数α = 150、300、450、600及β = 1×10⁻⁵、1×10⁻⁶、1×10⁻⁷、0，作中间传感器处的重构速度响应曲线，如图11、12所示.

由图11可知，随着瑞利阻尼系数α变大，桩底反射信号幅值变小，反射信号波峰对应的时间点略有延后. 这是由于瑞利阻尼系数α为质量比例阻尼，α增大会使材料的等效质量增加，导致行波波速降低以及材料吸收的能量增加，因此接收到的桩底反射信号更慢且衰减更大. 由图12可知，当瑞利阻尼系数β变化时，重构速度响应曲线的桩底反射区幅值几乎一致，区别在于桩底反射后的振荡信号大小. 由此可见，瑞利阻尼系数β对本研究所提重构理论的影响较小.

本研究拟提出的重构理论考虑了行波在相邻传感器间传播的能量耗散，因此有必要深入研究传感器间距对重构速度响应曲线的影响. 根据前文理论，相邻传感器的竖向间距应为一维行波波速与仪器最小采样时间间隔乘积的整数倍（对于本研究工况，竖向间距应取∆z = 0.04 m的整数倍），因此分别研究0.12、0.24、0.36、0.48、0.80 m的传感器竖向间距对串行多点拾振检测结果的影响. 取不同的相邻传感器竖向间距，作中间传感器处的重构速度响应曲线，结果如图13所示. 其中，s为传感器间距. 可以看出，在本研究考虑行波衰减的串行多点拾振检测信号重构理论下，当间距小于等于0.48 m时，不同的加速度传感器竖向间距对桩底反射信号无明显影响；当间距为0.80 m时（为了便于安装，此时中间传感器高度z₀ = 1.0 m，因此理论上行波传播的路径更长，耗散更大，桩底反射信号波峰对应的时间点会略有延迟），重构速度响应曲线中桩底反射信号峰值有所减小，串行多点拾振检测技术的结果精度有所降低，但是依然能够正常识别桩底反射. 这表明，当传感器竖向间距在一定范围内时，本研究所提理论能够有效剔除行波能量衰减的影响；当传感器竖向间距较大时，本研究所提出理论也能直观体现桩底的反射特征，提高了重构精度. 因此，建议将传感器的间距设置为桩身一维行波波速与仪器采样间隔乘积的整数倍，并且传感器间距不宜太大（对本研究工况而言，传感器间距不宜大于0.48 m），这有利于清晰地识别桩底反射.

在桩身出露地表段的0.5、1.0、1.5、1.8 m不同高度布设传感器，作中间传感器处的重构速度响应曲线，如图14所示. 可以看出，当传感器布设高度变高时，桩底反射信号的幅值逐渐变小，反射波峰时间点延迟，但是桩底反射区均能正常显示. 本节激励脉冲宽度为1 ms，当传感器距离激励位置很近时，激励脉冲与下行波会在测点位置产生叠加，对中间传感器原始信号的上、下行波分解造成影响. 因此，从图中可以看出，当传感器布设高度为1.5、1.8 m时，重构响应曲线在1~2 ms位置产生了较大的波动. 此外，在不同的传感器布设高度下，通过式（7）、（8）计算得到的桩长在误差允许范围内. 由此可见，本研究所提出理论受传感器布设高度的影响较小，为了减小激励脉冲的干扰，建议将传感器布设在离激励较远的位置.

在实际工程检测中，施加激励的方式大多为手持测锤激励，因此测锤的材质会直接影响激励的脉冲宽度及幅值. 较大激励脉冲宽度及幅值的脉冲信号能量衰减较慢，能够穿透更深部桩身，适合检测超长桩或深部缺陷，但是能量集中在低频段，可能丢失高频缺陷信息，对桩身浅部或相邻较近缺陷的分辨能力下降. 因此，有必要深入研究激励脉冲宽度及幅值对重构速度响应曲线的影响. 本节取τ = 0.5、1.0、2.0、3.0 ms的激励脉冲宽度及A_m = 1、2、3、6 m的激励脉冲幅值，作中间传感器处的重构速度响应曲线，如图15、16所示.

由图15可知，随着激励脉冲宽度变大，重构响应曲线的反射信号幅值更大，反射信号波幅也更大，并且反射信号波峰对应的时间点几乎一致. 这说明，当激励脉冲宽度越大时，应力波的主频越低，包含更多的低频能量，在桩身传播时能量衰减较慢. 当τ = 3 ms时，可以看到重构速度响应曲线中入射波尾部产生了较大的波动，这是因为入射波持续时间长，与下行波在测点位置产生了叠加. 由图16可知，尽管激励脉冲幅值不同，但通过串行多点拾振检测技术得到的重构响应曲线中桩底反射信号波峰对应的时间点及数值几乎一致. 由此可见，本研究方法在此工况下消除了对激励脉冲幅值的限制，在能接收到桩底反射的情况下，均可重构得到有明显桩底反射信号的速度响应曲线并能够计算得到大致桩长.

在实际工程应用中，可以根据桩长、缺陷位置、地质条件等参数调整激励脉冲宽度及幅值，以便得到清晰可辨的重构速度响应曲线.

由于实际工程检测过程中人工、仪器、环境等的影响，施加激励的形式往往较复杂，有必要深入研究激励函数形式对重构速度响应曲线的影响. 取单正弦波、多正弦波（每隔4 ms施加一次正弦波）、单三角波和多三角波（每隔4 ms施加一次三角波）的激励函数形式，作中间传感器处的重构速度响应曲线，如图17所示. 可以看出，激励函数形式并不会对重构响应曲线的整体趋势、反射信号的波形产生显著影响. 在实际工程检测中，由于人工激励的多样性，通过传统低应变反射波法得到的检测结果会极大受到影响而无法判断桩底反射信号. 通过本研究所提方法可以有效剔除人工激励的影响，消除对激励函数形式的限制，大大降低串行多点拾振检测技术的操作难度.

由于低应变反射波法会受到浅部缺陷、多缺陷之类复杂工况的干扰，有必要深入研究缺陷位置对重构速度响应曲线的影响. 本节取距离桩顶3.0~3.5 m、5.0~5.5 m和9.0~9.5 m的缺陷位置，作中间传感器处的重构速度响应曲线，如图18所示.可以看出，不同的缺陷位置会对重构速度响应曲线产生一定的影响：当缺陷位置为3.0~3.5 m时，由于虚拟激励的脉冲宽度为1 ms，入射波末端与缺陷反射产生了叠加，但是桩底反射区正常显示；当缺陷位置为5.0~5.5 m时，缺陷反射与桩底反射均能正常显示；当缺陷位置为9.0~9.5 m时，由于缺陷位置接近桩底，缺陷反射与桩底反射产生了叠加，导致桩底反射不能被直观地识别. 由于重构速度响应曲线所涉及的技术参数（如虚拟激励的波幅/脉冲宽度、采样频率和时间等）均可由用户自主定义，而不受实际测锤材质和测试设备的限制，可以减小虚拟激励的脉冲宽度以突出浅部缺陷的反射波. 由此可见，本研究所提技术的优势克服了传统低应变反射波法在一些复杂工况下的局限性，能够适用于更广泛的工程检测场景.

（1）提出适用于承台板下桩的串行多点拾振检测技术，并对既有串行多点拾振检测理论进行修正，提出考虑行波衰减的串行多点拾振检测信号重构理论，最后通过有限元模型验证所提出检测技术的可行性. 结果表明，本研究所提技术得到的重构速度响应曲线能够较为直观地识别桩底反射和缺陷反射，预估桩长与实际桩长几乎一致，可以用于承台板下桩的完整性测试.

（2）将相邻传感器采集到的原始信号进行行波分解，可以得到下行波和上行波. 通过在频域内将上行波除以下行波，能够定义一个泛频响函数. 这有助于消除复杂的上部结构振动，同时保持中间传感器下方桩基础的全部信息.

（3）本研究所提重构理论能够有效剔除传感器间距对重构速度响应曲线的影响，建议将传感器的间距设置为桩身一维行波波速与仪器采样间隔乘积的整数倍，并且传感器间距不宜太大，以清晰地识别桩底反射.

（4）为了避免激励脉冲与下行波叠加造成波形杂乱，传感器布设高度与激励位置须间隔较远，且鉴于激励方式对串行多点拾振检测结果影响不显著，建议采用持续时间较短的激励开展测试.

（5）本研究成果为既有建筑物下服役桩基检测提供了新的思路和方法，但本研究的现场测试对象较少，桩型单一且桩长较短，缺乏对大直径桩、超长桩、灌注桩等不同类型桩基的工程验证，后续拟开展不同桩型、不同缺陷类型及组合缺陷的数值分析与现场测试.