基于行波分解的泛頻響函數(shù)法在高承臺(tái)樁災(zāi)后無損檢測(cè)評(píng)估中的應(yīng)用研究

李振亞，王奎華，吳文兵

(1. 浙江大學(xué) 濱海和城市巖土工程研究中心, 杭州 310058；2. 中國地質(zhì)大學(xué) 工程學(xué)院, 武漢 430074)

基于行波分解的泛頻響函數(shù)法在高承臺(tái)樁災(zāi)后無損檢測(cè)評(píng)估中的應(yīng)用研究

李振亞1，王奎華1，吳文兵2

(1. 浙江大學(xué) 濱海和城市巖土工程研究中心, 杭州 310058；2. 中國地質(zhì)大學(xué) 工程學(xué)院, 武漢 430074)

針對(duì)現(xiàn)有方法在高承臺(tái)樁災(zāi)后無損檢測(cè)和評(píng)估中的局限性，提出了基于行波分解的泛頻響函數(shù)法。將承臺(tái)對(duì)樁頂?shù)淖饔煤喕癁轲椥灾芜吔纾捎米孕芯幹频牟▌?dòng)分析程序求得檢測(cè)截面處的泛頻響函數(shù)；通過在該位置虛擬輸入半正弦激勵(lì)脈沖，將泛頻響函數(shù)所包含的信息轉(zhuǎn)換到時(shí)域內(nèi)進(jìn)行分析，得到檢測(cè)截面以下虛擬隔離單樁樁頂?shù)乃俣葧r(shí)域響應(yīng)曲線；分析了相關(guān)參數(shù)對(duì)泛頻響函數(shù)和由此轉(zhuǎn)換而來的時(shí)域響應(yīng)的影響。結(jié)果表明，基于行波分解的泛頻響函數(shù)法，能在不破壞上部結(jié)構(gòu)的前提下，完全消除其對(duì)檢測(cè)結(jié)果的影響，從而將復(fù)雜結(jié)構(gòu)體系下的基樁轉(zhuǎn)化到單樁模式下進(jìn)行檢測(cè)分析，簡化了檢測(cè)步驟，降低了分析難度。

橋梁工程；無損檢測(cè)；泛頻響函數(shù)；高承臺(tái)樁；行波分解；波動(dòng)分析程序

高承臺(tái)樁是橋梁、碼頭等工程中常用的基礎(chǔ)形式，大規(guī)模的自然災(zāi)害(如破壞性地震、滑坡等)、人為事故(如車輛和船舶的撞擊等)以及水流腐蝕等都會(huì)對(duì)其造成不同程度的破壞。地表(水面)以上可見部位的破壞容易檢測(cè)，而地表(水面)以下部位的樁身由于具有隱蔽性，其檢測(cè)評(píng)估工作具有很大難度。

基樁的完整性檢測(cè)工作對(duì)于保證工程質(zhì)量具有非常重要的作用，歷來為研究人員所重視，不斷有新的檢測(cè)理論和檢測(cè)方法提出，包括有損檢測(cè)方法和無損檢測(cè)方法，其中無損檢測(cè)方法發(fā)展更為迅速，應(yīng)用也更為廣泛。無損檢測(cè)方法大致可劃分為兩大類：一類是反射法，如脈沖響應(yīng)法、反射波法和沖擊回波法等；一類是透射法，如跨孔聲波測(cè)井法和旁孔透射波法等。

反射法具有方便快捷、費(fèi)用低廉的優(yōu)點(diǎn)而被廣泛采用，在檢測(cè)時(shí)通常要求樁頂為自由端，這對(duì)處于打樁結(jié)束階段的基樁的質(zhì)量檢測(cè)十分適用。但在役的橋梁及碼頭工程中常用的高承臺(tái)樁帶有承臺(tái)、面板、橫梁和縱梁等上部結(jié)構(gòu)，會(huì)對(duì)信號(hào)的傳播產(chǎn)生復(fù)雜的反射、透射等多重干擾，甚至?xí)谏w樁底反射信號(hào)而使得誤判的概率增大。徐攸在等[1]通過對(duì)天津港碼頭的一根上部帶有梁板的樁進(jìn)行低應(yīng)變測(cè)試，指出梁板對(duì)上行波的反射極大地改變了時(shí)域曲線的波形，并使得樁底反射信號(hào)難以辨別。孫熙平等[2-5]采用數(shù)值模擬和試驗(yàn)的方法分析了應(yīng)力波在承臺(tái)-樁系統(tǒng)中傳播的規(guī)律，結(jié)果表明應(yīng)力波經(jīng)過各個(gè)接觸面的反射和疊加之后變得十分復(fù)雜，采用反射波法檢測(cè)樁的完整性可行性較差。一些學(xué)者對(duì)傳統(tǒng)的反射法進(jìn)行改進(jìn)，以期獲得合理評(píng)估樁身完整性的方法。Addison 等[6-7]首先將小波變換應(yīng)用于低應(yīng)變檢測(cè)中，基于小波變換的信號(hào)分析方法較傳統(tǒng)傅里葉變換法的優(yōu)勢(shì)在于，小波變換能夠同步產(chǎn)生時(shí)間和范圍信息[8]，但在檢測(cè)較小比率的缺陷時(shí)則存在很大局限[9]。Lo等[10]將小波變換與反射波法相結(jié)合應(yīng)用于時(shí)-頻域分析，提高了測(cè)試分析的精度，一定程度上克服了傳統(tǒng)反射法的缺陷，但由于上部結(jié)構(gòu)的形式十分復(fù)雜，采用小波變換并不能將各種反射信號(hào)的影響都有效消除。Gassman等[11]通過現(xiàn)場試驗(yàn)和數(shù)值模擬指出，對(duì)于脈沖響應(yīng)法，當(dāng)頻率低于截止頻率時(shí)，該方法可用于帶承臺(tái)樁的檢測(cè)，但截止頻率受到承臺(tái)的形狀和尺寸的限制，局限性很大。反射法考慮了上部結(jié)構(gòu)的具體形式對(duì)樁身信號(hào)傳播的影響，再試圖通過技術(shù)人員的判斷去消除這種影響，因而具有很大的局限性，由于上部結(jié)構(gòu)的形式復(fù)雜多樣，很難得到一種可以普遍適用的方法。

與反射法中接收裝置置于樁頂不同，旁孔透射波法的接收裝置置于樁旁預(yù)先鉆好的孔內(nèi)，接收經(jīng)樁身傳播到孔內(nèi)的首至直達(dá)波，不受上部結(jié)構(gòu)的影響，因而在既有結(jié)構(gòu)物下的樁基檢測(cè)中得到了眾多學(xué)者的重視。Davis[12]率先提出用旁孔透射波法檢測(cè)既有結(jié)構(gòu)物下樁的長度，隨后Davis等[13-14]對(duì)這一方法進(jìn)行了細(xì)致的研究，指出旁孔透射波法不僅可以檢測(cè)既有結(jié)構(gòu)物下樁的長度，而且可以檢測(cè)樁身的嚴(yán)重缺陷。Ni等[15]分析了鉆孔傾斜對(duì)樁長判定產(chǎn)生的誤差，指出樁長判定的誤差在5%～20%，且隨著鉆孔傾斜角度的增大而增大。Huang等[16-17]采用三維有限元對(duì)旁孔透射波法進(jìn)行了模擬，并對(duì)比了飽和土和非飽和土情況下旁孔透射信號(hào)的區(qū)別。Liao等[18]通過引入修正因子以提高分析的精確度。陳龍珠等[19-22]還將旁孔透射波法應(yīng)用于樁底深度的確定和水泥攪拌樁的質(zhì)量檢測(cè)工作。透射法檢測(cè)時(shí)需要預(yù)先在樁旁鉆孔，過程費(fèi)時(shí)費(fèi)力，尤其對(duì)于橋梁、碼頭等水上工程，鉆孔十分不便，有時(shí)甚至無法實(shí)現(xiàn)；另外，信號(hào)沿樁身向下傳播時(shí)會(huì)逐漸衰減，深度過大時(shí)，透射到土層中的信號(hào)會(huì)很微弱而難以測(cè)定，從而無法判定樁身完整性情況。

綜上所述，現(xiàn)有檢測(cè)方法在高承臺(tái)樁的完整性檢測(cè)和評(píng)估中均存在各自的局限性，鑒于此，本文提出一種基于行波分解的泛頻響函數(shù)法，能夠在不破壞上部結(jié)構(gòu)的前提下，完全消除其對(duì)檢測(cè)結(jié)果的影響，從而將復(fù)雜結(jié)構(gòu)體系下的基樁轉(zhuǎn)化到單樁模式下進(jìn)行檢測(cè)分析。

1 泛頻響函數(shù)原理

桿件(樁)中的一維波動(dòng)可以分解為兩列傳播方向相反但傳播速度相同的獨(dú)立的“行波”，波形由初始條件決定。對(duì)處于打樁結(jié)束階段的基樁而言，樁頂為自由端，此時(shí)用小錘敲擊樁頂產(chǎn)生激勵(lì)脈沖，并用置于樁頂?shù)膫鞲衅鹘邮辗瓷湫盘?hào)，反射信號(hào)的傅里葉變換與輸入激勵(lì)脈沖的傅里葉變換的比值，稱為頻率響應(yīng)函數(shù)，其包含了樁長及樁身完整性信息。但是，當(dāng)樁頂與承臺(tái)及上部結(jié)構(gòu)相連時(shí)，傳統(tǒng)的頻率響應(yīng)函數(shù)還包含有承臺(tái)及上部結(jié)構(gòu)的振動(dòng)信息，直接采用傳統(tǒng)的頻率響應(yīng)函數(shù)分析樁長及樁身完整性信息已基本不可能。鑒于此，我們提出“泛頻響函數(shù)”的概念，基本思路如圖1所示。

圖1 泛頻響函數(shù)原理示意圖Fig.1 Schematic of the principle of universal frequency response function

如圖1所示，對(duì)于樁頂有承臺(tái)或其他結(jié)構(gòu)物時(shí)，取樁頂以下某一位置作為檢測(cè)截面，在該截面上方某一部位施加豎向激振力(需使得樁身產(chǎn)生近似的豎向一維波動(dòng))。由于初始擾動(dòng)來自該截面上方，因此該截面位置會(huì)首先檢測(cè)到下行波，此下行波沿樁身向下傳播的過程中遇到樁身截面阻抗變化的位置或樁底時(shí)會(huì)反射產(chǎn)生上行波。雖然檢測(cè)截面處測(cè)得的下行波是該截面以上樁身和承臺(tái)共同作用的結(jié)果，而測(cè)得的上行波則是下行波、檢測(cè)截面以下樁身、樁側(cè)土和樁底土共同作用的結(jié)果，但是，檢測(cè)截面處上行波相對(duì)于下行波的變化卻僅與檢測(cè)截面以下的樁身和土體有關(guān)。類似于現(xiàn)有的頻率響應(yīng)函數(shù)，將檢測(cè)截面處的下行波看作是對(duì)截面以下樁土系統(tǒng)的“輸入”，而將該位置處的上行波看作是相對(duì)于下行波的一種“輸出”，檢測(cè)截面處上行波與下行波傅里葉變換的比值，即所謂 “泛頻響函數(shù)”。由定義可知，泛頻響函數(shù)完全反映了檢測(cè)截面以下的樁土信息，而與檢測(cè)截面以上的樁身及上部結(jié)構(gòu)無關(guān)，因此能夠完全消除上部結(jié)構(gòu)對(duì)檢測(cè)結(jié)果的影響。

2 泛頻響函數(shù)求解

圖2 波動(dòng)分析程序計(jì)算原理示意圖Fig.2 Schematic of the principle of wave equation analysis program

求解過程中做出以下假設(shè)：

(1) 應(yīng)力波在樁中的傳播近似滿足一維波動(dòng)條件；

(2) 對(duì)于每一樁段，單元的阻抗變化僅發(fā)生在單元界面處，波在單元內(nèi)部傳播時(shí)不發(fā)生畸變；

(3) 樁土體系的振動(dòng)近似滿足線彈性、小變形條件；

(4) 樁側(cè)土及樁底土對(duì)樁的作用均采用單Voigt模型進(jìn)行模擬；

(5) 樁側(cè)土阻力均作用在單元底部。

于是，對(duì)第i樁段，其所受樁側(cè)土的摩阻力

R(i,j)=Aikis(i,j)+Aiciv(i,j)

(1)

樁底土對(duì)樁端的作用力為

Rtoe(j)=Atoektoes(N,j)+Atoectoev(N,j)

(2)

設(shè)第i節(jié)點(diǎn)樁身截面阻抗為Z(i)，定義兩個(gè)無量綱參數(shù)為

(3)

(4)

第j時(shí)間單元、第i節(jié)點(diǎn)的位移與速度之間存在關(guān)系

(5)

由于波在單元內(nèi)部傳播時(shí)不發(fā)生畸變，故

(6)

(7)

將樁頂激振力f(t)按照時(shí)間間隔Δt離散化為f(j)，于是

(8)

式中，Ktop和Ctop分別為承臺(tái)與樁頂之間的剛度系數(shù)和阻尼系數(shù)。

由式(5)、式(6)和式(8)可得，樁頂?shù)乃俣?/p>

v(0,j)=

(9)

(10)

(11)

(3) 第i節(jié)點(diǎn)土阻力的激發(fā)量

Pu3(i,j)=Tu(i)R(i,j)

(12)

由式(10)～式(12)可得

(13)

同理

(14)

第i節(jié)點(diǎn)(i=1,2,…，N-1)的速度可表示為

v(i,j)=

(15)

由式(1)、式(5)和式(15)可得

(16)

對(duì)第N節(jié)點(diǎn)(即樁端位置)，有

(17)

第N節(jié)點(diǎn)的速度

(18)

由式(2)、式(5)、式(7)、式(17)和式(18)可得

(20)

基于這一算法編制了相應(yīng)的程序，對(duì)檢測(cè)截面處的泛頻響函數(shù)進(jìn)行了計(jì)算。求解過程中假設(shè)樁為等截面均質(zhì)桿件，樁側(cè)土均質(zhì)，基于理論研究的參數(shù)取值為：樁長l=20 m，入土長度l1=15 m，檢測(cè)截面與樁頂?shù)木嚯xlx=4 m；承臺(tái)對(duì)樁頂?shù)膹?fù)阻抗作用為Ktop=1010N/m、Ctop=1010N·s/m(這兩個(gè)參數(shù)取值越大表示承臺(tái)對(duì)樁頂?shù)募s束作用越強(qiáng)，反之則越弱)；其他樁土參數(shù)見表1。在以下分析過程中，輸入激振力近似認(rèn)為作用于樁頂位置。如圖3所示，在具體實(shí)施過程中，參考有關(guān)學(xué)者的處理方法，可在樁頂位置附近粘貼一楔形塊，通過敲擊楔形塊產(chǎn)生一激勵(lì)脈沖，該激勵(lì)脈沖通過檢測(cè)截面時(shí)可近似認(rèn)為沿豎向傳播，另外，在實(shí)際檢測(cè)時(shí)，激振力施加位置位于檢測(cè)截面以上一定距離即可。

表1 樁土參數(shù)表Tab.1 Parameters of pile and soil

圖3 激振力輸入示意圖Fig.3 Schematic of the exciting force

圖4 檢測(cè)截面處的泛頻響函數(shù)曲線Fig.4 Universal frequency response function of the test section

(21)

對(duì)式(21)進(jìn)行變換可得

(22)

進(jìn)一步

(23)

圖5 檢測(cè)截面處的速度導(dǎo)納與單樁樁頂速度導(dǎo)納的對(duì)比Fig.5 Comparison between the admittance of velocity of the test section and that of the single pile head

若在檢測(cè)截面處虛擬輸入一半正弦脈沖q(t)，其傅里葉變換為F[q]，則

(24)

對(duì)式(24)兩邊同時(shí)進(jìn)行傅里葉逆變換，得檢測(cè)截面處的速度時(shí)域響應(yīng)為

(25)

將檢測(cè)截面處的速度時(shí)域響應(yīng)曲線與去除檢測(cè)截面以上樁身及上部結(jié)構(gòu)后所得單樁的樁頂速度時(shí)域響應(yīng)曲線進(jìn)行了對(duì)比，結(jié)果如圖6所示。由圖6可知，兩者完全一致。另外，樁底反射信號(hào)與入射脈沖之間的時(shí)間間隔Δt=0.008 s，據(jù)此得到的樁身長度L=Δt×c/2=16 m，恰好是檢測(cè)截面以下的樁長。

圖6 檢測(cè)截面處的速度時(shí)域響應(yīng)曲線與單樁樁頂?shù)乃俣葧r(shí)域響應(yīng)曲線的對(duì)比Fig.6 Comparison between the velocity response of the test section and that of the single pile head in the time domain

綜上所述，式(20)和式(23)雖然形式上有所不同，但其本質(zhì)是一樣的，反映的都僅是檢測(cè)截面以下的樁土信息，而與檢測(cè)截面以上的樁身及上部結(jié)構(gòu)無關(guān)。在實(shí)際檢測(cè)工作中，只要采用適當(dāng)?shù)姆椒y(cè)得檢測(cè)截面處的速度波和力波信號(hào)，通過式(23)或式(25)即可判斷出檢測(cè)截面以下的樁長和樁身完整性信息。

3 參數(shù)分析

通過式(20)和式(25)分析相關(guān)參數(shù)對(duì)檢測(cè)截面處的泛頻響函數(shù)及由此變換得到的速度時(shí)域響應(yīng)曲線的影響，進(jìn)一步明確泛頻響函數(shù)的性質(zhì)及其在高承臺(tái)樁無損檢測(cè)中的適用性。分析過程中，樁長l=20 m，入土長度l1=15 m，檢測(cè)截面與樁頂?shù)木嚯xlx=4 m；其他樁土參數(shù)取值同表1。

3.1承臺(tái)尺寸的影響

承臺(tái)的尺寸不同，其對(duì)樁頂?shù)淖杩棺饔靡膊煌?，通過彈簧剛度系數(shù)和阻尼系數(shù)的變化來反映承臺(tái)尺寸的變化。取三組參數(shù)：①Ktop=108N/m、Ctop=108N·s/m;②Ktop=1010N/m、Ctop=1010N·s/m;③Ktop=1012N/m、Ctop=1012N·s/m，分別對(duì)應(yīng)三種工況進(jìn)行分析。

承臺(tái)尺寸對(duì)檢測(cè)截面處的泛頻響函數(shù)的影響如圖7所示，由圖7可知，三種工況下檢測(cè)截面處的泛頻響函數(shù)實(shí)部和虛部曲線均完全重合，即承臺(tái)尺寸的變化對(duì)泛頻響函數(shù)完全沒有影響，這與理論分析的結(jié)論相一致。

(a)

(b)圖7 承臺(tái)尺寸對(duì)檢測(cè)截面處的泛頻響函數(shù)的影響Fig.7 Effect of the size of cushion cap on universal frequency response function of the test section

承臺(tái)尺寸對(duì)檢測(cè)截面處的速度時(shí)域響應(yīng)的影響如圖8所示，由圖8可知，由于檢測(cè)截面處的泛頻響函數(shù)不受承臺(tái)尺寸變化的影響，因此，經(jīng)泛頻響函數(shù)變換得到的檢測(cè)截面處的速度時(shí)域響應(yīng)曲線也不受承臺(tái)尺寸變化的影響，且其完全表征了檢測(cè)截面以下的樁長信息。

圖8 承臺(tái)尺寸對(duì)檢測(cè)截面處的速度時(shí)域響應(yīng)的影響Fig.8 Effect of the size of cushion cap on the velocity response of the test section in the time domain

綜上所述，泛頻響函數(shù)唯一地反映了檢測(cè)截面以下的樁長及樁身完整性信息，與檢測(cè)截面以上的樁身及承臺(tái)無關(guān)，且通過適當(dāng)?shù)淖儞Q可將泛頻響函數(shù)所包含的信息轉(zhuǎn)換到時(shí)域內(nèi)，相當(dāng)于將檢測(cè)截面以下的樁身從復(fù)雜的結(jié)構(gòu)體系中隔離出來，而轉(zhuǎn)化成單樁問題，大大降低了檢測(cè)分析難度。

3.2樁側(cè)土剪切波速的影響

分析過程中，樁側(cè)土剪切波速取vs=100 m/s、150 m/s和200 m/s，樁底土剪切波速vstoe=100 m/s，承臺(tái)對(duì)樁頂?shù)膹?fù)阻抗Ktop=1010N/m、Ctop=1010N·s/m，其他參數(shù)取值不變。

樁側(cè)土剪切波速對(duì)檢測(cè)截面處的泛頻響函數(shù)的影響如圖9所示，由圖9可知，隨著樁側(cè)土剪切波速的增大，泛頻響函數(shù)的實(shí)部和虛部曲線的振幅均逐漸減小，但曲線的波峰(波谷)仍然完全對(duì)應(yīng)。由此可知，樁側(cè)土剪切波速的增大，只是增強(qiáng)了對(duì)信號(hào)能量的耗散作用，而不會(huì)改變泛頻響函數(shù)曲線所表征的檢測(cè)截面以下的樁長信息。

樁側(cè)土剪切波速對(duì)檢測(cè)截面處的速度時(shí)域響應(yīng)曲線的影響如圖10所示，由圖10可知，隨著樁側(cè)土剪切波速的增大，樁底反射信號(hào)的幅值逐漸減小，但樁底反射信號(hào)與入射脈沖之間的時(shí)間間距保持不變，據(jù)此計(jì)算得到的樁長不變，且與檢測(cè)截面以下的實(shí)際樁長一致。

(a)

(b)圖9 樁側(cè)土剪切波速對(duì)檢測(cè)截面處的泛頻響函數(shù)的影響Fig.9 Effect of shear wave velocity of surrounding soil on universal frequency response function of the test section

圖10 樁側(cè)土剪切波速對(duì)檢測(cè)截面處的速度時(shí)域響應(yīng)的影響Fig.10 Effect of shear wave velocity of surrounding soil on the velocity response of the test section in the time domain

3.3樁底土剪切波速的影響

分析過程中，樁底土剪切波速取vstoe=100 m/s、vstoe=200 m/s和vstoe=300 m/s，樁側(cè)土剪切波速vs=100 m/s，承臺(tái)對(duì)樁頂?shù)膹?fù)阻抗Ktop=1010N/m、Ctop=1010N·s/m，其他參數(shù)取值不變。

由圖11和圖12可知，樁底土剪切波速對(duì)檢測(cè)截面處的泛頻響函數(shù)及由此變換得到的速度時(shí)域響應(yīng)曲線的影響與樁側(cè)土剪切波速一致，即樁底土剪切波速的增大只是增強(qiáng)了對(duì)信號(hào)能量的耗散作用，而不會(huì)改變泛頻響函數(shù)曲線及速度時(shí)域響應(yīng)曲線所包含的檢測(cè)截面以下的樁長信息。

(a)

(b)圖11 樁底土剪切波速對(duì)檢測(cè)截面處的泛頻響函數(shù)的影響Fig.11 Effect of shear wave velocity of pile subsoil on universal frequency response function of the test section

圖12 樁底土剪切波速對(duì)檢測(cè)截面處的速度時(shí)域響應(yīng)的影響Fig.12 Effect of shear wave velocity of pile subsoil on the velocity response of the test section in the time domain

3.4樁身缺陷的影響

泛頻響函數(shù)法提出的目的即在于檢測(cè)既有結(jié)構(gòu)物下的樁身的完整性，因此分析樁身缺陷對(duì)泛頻響函數(shù)的影響，進(jìn)而對(duì)缺陷類型和缺陷位置做出判斷，是檢驗(yàn)該方法是否可行的最終標(biāo)準(zhǔn)。在地表以下5 m位置處設(shè)置縮頸缺陷，缺陷長度設(shè)為0.2 m，取縮頸位置處樁身半徑rn=0.3 m、rn=0.4 m和rn=0.5 m進(jìn)行分析，其中rn=0.5 m表示樁身無縮頸缺陷，其他參數(shù)取值不變.

樁身缺陷對(duì)檢測(cè)截面處的泛頻響函數(shù)的影響如圖13所示，由圖13可知，相比于完整樁，縮頸缺陷的存在使得檢測(cè)截面處的泛頻響函數(shù)出現(xiàn)“大峰夾小峰”的現(xiàn)象，且缺陷位置處樁徑越小，缺陷程度越嚴(yán)重，夾峰現(xiàn)象就越明顯。泛頻響函數(shù)曲線能夠?qū)渡砣毕轀?zhǔn)確地反映出來，進(jìn)一步證明了本文所提方法的可行性。

(a)

(b)圖13 樁身缺陷對(duì)檢測(cè)截面處的泛頻響函數(shù)的影響Fig.13 Effect of the pile defect on universal frequency response function of the test section

如圖14所示，泛頻響函數(shù)經(jīng)轉(zhuǎn)換得到速度時(shí)域響應(yīng)后，樁身缺陷及其位置都能夠更明顯地分辨，且缺陷程度越嚴(yán)重，對(duì)應(yīng)位置的同向反射信號(hào)就越強(qiáng)烈。

4 結(jié) 論

從理論上論證了基于行波分解的泛頻響函數(shù)法在高承臺(tái)樁災(zāi)后無損檢測(cè)和評(píng)估中應(yīng)用的可行性，分析了相關(guān)參數(shù)對(duì)檢測(cè)截面處的泛頻響函數(shù)及由泛頻響函數(shù)變換得到的速度時(shí)域響應(yīng)曲線的影響，結(jié)果表明：

(1) 承臺(tái)尺寸的變化對(duì)泛頻響函數(shù)和速度時(shí)域響應(yīng)曲線完全沒有影響，上部結(jié)構(gòu)被很好地隔離。

(2) 樁側(cè)土和樁底土剪切波速的變化只是改變了信號(hào)能量的耗散程度，而不會(huì)改變泛頻響函數(shù)曲線及速度時(shí)域響應(yīng)曲線所包含的檢測(cè)截面以下的樁長信息。

(3) 樁身缺陷對(duì)泛頻響函數(shù)影響較大，缺陷的位置和嚴(yán)重程度在速度時(shí)域響應(yīng)曲線內(nèi)可以明顯地反映出來。

需要指出的是，本文采用黏彈性支撐邊界模擬承臺(tái)對(duì)樁頂?shù)淖饔?，雖然與實(shí)際情況存在一定偏差，但本文證明了泛頻響函數(shù)法能夠?qū)⑸喜拷Y(jié)構(gòu)很好地隔離開來，為建立一種新的檢測(cè)分析方法提供了重要的理論依據(jù)。泛頻響函數(shù)法使得高承臺(tái)樁的無損檢測(cè)工作變得簡單易行，具有廣闊的應(yīng)用前景，值得進(jìn)行更為深入的研究。

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Applicationoftheuniversalfrequencyresponsefunctionmethodbasedontravelingwavedecompositioninthenondestructivetestingandassessmentofpost-disastertallplatformpilefoundations

LI Zhenya1, WANG Kuihua1, WU Wenbing2

(1. Research Center of Coastal Urban Geotechnical Engineering, Zhejiang University, Hangzhou 310058, China;2. School of Engineering, China University of Geosciences, Wuhan 430074, China)

The universal frequency response function method based on traveling wave decomposition was put forward aiming at the limitation of existing methods in the nondestructive testing and assessment of post-disaster tall platform pile foundations. The reaction of the pile cap on the pile head was simplified as a complex impedance, and the universal frequency response function at the test section was calculated according to the wave equation analysis. Then, the information contained in the universal frequency response function was switched from the frequency domain to the time domain by virtually applying a half-sine pulse at the test section. As a result, the time domain response curve of the virtually isolated single pile below the test section was obtained. Finally, a parametric study was undertaken to investigate the influences of pile-soil parameters on the universal frequency response function as well as the time domain response transformed from it. The results show that the method proposed can completely eliminate the influence of the superstructure, which simplifies the testing procedure and reduces the difficulty of analysis.

gridge engineering; nondestructive test; universal frequency response function; tall platform pile; traveling wave decomposition; wave equation analysis

TU473

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.19.004

國家自然科學(xué)基金面上項(xiàng)目(51378464; 51579217；51309207)

2016-02-24 修改稿收到日期：2016-07-20

李振亞 男，博士生，1989年生

王奎華 男，博士后，教授，博士生導(dǎo)師，1965年生