钢管含粗骨料超高性能混凝土短柱轴压性能研究

曾彦钦，徐礼华，吴方红,2，余 敏，池 寅

(1. 武汉大学土木建筑工程学院，湖北，武汉 430072；2. 佛山科学技术学院，交通与土木建筑学院，广东，佛山 528000)

超高性能混凝土(Ultra-high performance concrete,简称UHPC)具有强度高、韧性高、耐久性优异等优点[1]，应用于工程结构时可有效减小构件截面尺寸，降低自然资源的消耗，减少环境污染。但同时存在着成本高[2]、工艺复杂[3]、自收缩大[4]、延性较差等问题，因此，在实际应用中也颇受限制。研究表明：解决上述问题的有效途径之一是在UHPC中掺入适量粗骨料，以减少胶凝材料的用量，有效降低制备成本，提高UHPC 抗自收缩的能力。鉴于此，将CA-UHPC 灌入钢管中，形成钢管含粗骨料超高性能混凝土柱(简称CA-UHPCFST)，可以在提升力学性能[5]的同时，有效降低应用成本。

近年来，国内外学者对CA-UHPC 的性能展开了广泛的研究。XU 等[6]和LI 等[7]的研究表明：粗骨料的掺入会降低CA-UHPC 的流动性和延性，但可以提高其抗压强度。LIU 等[8]的研究表明：粗骨料使得钢纤维的分散性变差，降低了纤维的利用效率。黄维蓉等[9]和黄政宇等[10]研究了粗骨料掺量和粒径对CA-UHPC 力学性能的影响，结果表明：随着粗骨料掺量的增加，UHPC 的抗压强度呈先增加后减小的趋势，而弹性模量呈逐渐增加的趋势。

目前，已有学者对UHPCFST 构件的承载能力进行了研究[11-12]。韦建刚等[13]对钢管UHPC 构件的抗弯性能进行了试验研究，认为组合截面满足平截面假定，并提出了实用计算方法。于清等[14]和ZHONG 等[15]对钢管HPC 偏压性能进行了数值研究，剖析了受力过程中钢和混凝土相互作用的变化规律。YAN 等[16]对32 根方钢管超高性能混凝土短柱开展了轴压试验，研究表明：同圆钢管超高性能混凝土短柱相比，方钢管超高性能混凝土短柱的核心混凝土和钢管之间相互作用较弱。罗华等[17]进行了钢管外径为133 mm 的圆钢管RPC 短柱轴压试验，采用了全截面加载和核心混凝土加载两种方式，结果表明：两种加载方式下试件的承载力相差不大，但核心加载使得钢管套箍作用更加明显。HOANG 等[18]对18 根UHPCFST进行了轴向核心加载试验，并使用日、欧、美、中等国设计规范对承载力进行预测，对比结果表明日本规范对UHPCFST 核心加载承载力的计算较为准确。XU 等[19]完成了42 根钢管UHPC 短柱轴压试验，探讨较高套箍系数下钢管厚度和混杂纤维特征参数对其轴压性能的影响，研究发现钢管厚度和纤维对钢管UHPC 短柱的极限荷载和破坏形态有显著影响，并建议采用CECS 28-2012 规范[20]计算UHPCFST 的承载力。CHEN 等[21]研究了12 根UHPCFST 和6 根钢管普通混凝土短柱的轴压力学行为，认为UHPC 和钢管协同工作效果良好，并将实测承载力与代表性钢管混凝土设计规范的计算值进行了对比，研究表明：基于EN 1994-1-1(2004)规范[22]的钢管混凝土承载力计算公式适用于UHPCFST 承载力预测。然而，由于粗骨料的掺入使得CA-UHPC 与UHPC 在基本力学性能和破坏机理方面存在差异[6-8]，基于UHPCFST 的研究成果是否可直接用于CA-UHPCFST 尚不明确。谭克锋等[23]和XIONG 等[24]进行了钢管含粗骨料高强超高强混凝土短柱轴压性能试验研究，认为钢管能有效降低核心混凝土的脆性，粗骨料和钢纤维掺入对构件承载力及延性具有一定影响，并对承载力计算公式提出建议。以上学者均对钢管含粗骨料超高强混凝土短柱轴压性能的研究做出了贡献，但仍需进一步的研究，明确工作机理并推进工程应用。

1 试验概况

1.1 试件设计与制作

为研究CA-UHPCFST 短柱轴心受压性能，设计了14 根UHPCFST 短柱试件，其长径比L/D=3.5，考虑变化参数为钢管厚度、CA-UHPC 中骨料体积替代率、钢纤维掺量。钢管均采用无缝钢管，以消除焊缝的影响，外径为114 mm，壁厚分别为2 mm、6 mm 和8 mm，通过改变壁厚研究不同套箍系数下UHPCFST 的轴压性能。为研究粗骨料体积替代率和钢纤维掺量对UHPCFST 短柱轴压性能的影响，核心CA-UHPC 分别考虑了4 种粗骨料体积替代率(0%、16%、22%、28%)和4 种钢纤维掺量(0%、1%、2%、3%)。试件的基本参数见表1。

每个试件的底部采用10 mm 厚的方形钢板满焊密封，在焊接前对钢板和钢管进行严格的几何对中，以确保钢管位于盖板中心。在浇筑CA-UHPC之前，先用钢丝球去除钢管内表面的浮锈。CAUHPC 的制作采用强制式搅拌机，依次加入砂、粗骨料、水泥、硅灰、粉煤灰干拌5 min 至各组分均匀掺和；随后，将水与减水剂的混合溶液逐步加入干料中，并逐步加入钢纤维；再次搅拌5 min，直至各组分拌合均匀，无离析、结团现象，且流动性良好。

试件灌注过程中，每灌注1/3 高度进行一次插捣，并在灌注完成后使用附着式振捣器进行充分振捣，确保混凝土密实。浇筑完成的试件立即覆膜，防止核心混凝土中水分挥发导致钢管与核心混凝体发生剥离，置于室温下养护。取用与试件浇筑同一批次的CA-UHPC 同步进行平行试块的制作，用于进行CA-UHPC 材料力学性能试验。每组配合比设置三个边长为100 mm 的立方体试块和三个直径为100 mm、高200 mm 的标准圆柱体试块。

1.2 试验材料

CA-UHPC 的胶凝材料包括P.O 52.5 普通硅酸盐水泥、硅灰和粉煤灰。采用最大粒径为2.36 mm的河砂作为细骨料，其密度为1.48 g/cm3，细度模量为2.7。粗骨料为玄武岩碎石，粒径为5 mm～20 mm，钻芯取样所得圆柱体直径50 mm，高100 mm，测得抗压强度为230 MPa，弹性模量89 GPa。浇筑前对粗骨料进行清洗并晒干，以消除灰尘对配合比中用水量和骨料界面的影响。钢纤维为镀铜平直型纤维，长度lf= 12 mm，直径df= 0.2 mm，抗拉强度约为2200 MPa。此外，在配合比中添加长径比为396 的聚丙烯纤维，其抗拉强度为450 MPa。采用减水率为30%、固含量为40%的聚羧酸高效减水剂，以改善拌合物的流动性。

考虑粗骨料体积替代率和钢纤维掺量的影响，CA-UHPC 共设计了6 组配合比，如表2 所示。其中胶凝材料由65%水泥、15%硅灰、20%粉煤灰按质量比组成。所有混凝土的水胶比固定为0.18，减水剂用量为胶凝材料质量的3%。采用4 种粗骨料体积替代率(砂浆体积的0%、16%、22%、28%)及4 种钢纤维体积掺量(0%、1%、2%、3%)。

表2 UHPC 配合比(质量比)Table 2 Mix ratio of UHPC (by mass)

钢材的基本力学性能测试在武汉大学土木建筑工程学院300 kN MTS 万能试验机上完成。钢材拉伸试样参照《金属材料拉伸试验：第1 部分：室温试验方法》(GB/T 228.1-2010)[25]，夹持装置及试验结果如图1 所示。在每个拉伸试样中部正反面各粘贴一对横竖应变片以测量钢材试验拉伸过程中部的纵向和横向应变。不同壁厚的钢管基本力学性能参数见表3。

图1 钢管拉伸装置及试验结果Fig. 1 Tensile device for steel tube and test results

表3 钢管拉伸试样屈服强度与极限抗拉强度Table 3 Yield strength and ultimate tensile strength of specimen

CA-UHPC 立方体试块边长为100 mm，圆柱体试块尺寸为直径100 mm 高200 mm，所用CAUHPC 与试件灌注所用UHPC 为同一批次。按照《活性粉末混凝土》(GB/T 31387-2015)[26]进行CA-UHPC 立方体抗压强度测试。试块达到受压极限荷载时呈剪切破坏并伴随着轻微的劈裂声。未掺钢纤维和粗骨料的试块呈现爆裂式破坏，钢纤维和粗骨料的加入均能增强UHPC 的受压延性。CA-UHPC 强度测试结果如表4 度取所示，管内核心区CA-UHPC 的强度取圆柱体抗压强度fck。

表4 混凝土抗压强度Table 4 concrete compression strength

1.3 加载装置与测量方案

试验在武汉大学土木建筑工程学院的MTS 2500 kN 电液伺服四立柱静态加载系统上进行，加载装置如图2 所示。试验的量测方案及测点布置如图3 所示，采用2 个位移计(LVDTs)测量了试件的轴向变形，并在钢管的中间高度设置了8 个应变片，前后左右四个方向上各有一组横向竖向应变片，以测量钢管表面四个对称位置的轴向和横向应变。应变片和LVDT 的数据由DH 3816N数据采集系统进行同步采集，采样频率为2 Hz。

图2 加载装置Fig. 2 Loading device

图3 量测方案及测点布置Fig. 3 Arrangement of measurement points

试验前对试件进行往复预加载(预加载峰值不超过200 kN)2 次～3 次，以检查各装置运行情况，保证4 个纵向应变片的读数相近，确保加载表面平整。试件正式加载采用位移控制的慢速加载，加载速率为0.5 mm/min。当试件出现以下情况之一时停止加载：1)试件出现弯曲现象；2)承载力不再变化；3)名义轴向平均应变(ε=Δ/L，Δ为试件的轴向变形)达到50 000 με。

2 试验结果与分析

2.1 试验现象及破坏形态

随着荷载的增加，所有试件的失效过程基本类似。如图4 所示，在荷载达到峰值荷载80%～90%之前，钢管无明显变形，试件中部出现轻微的膨胀；随后，在试件的顶部开始产生局部屈曲，此时进入弹塑性阶段。随着变形量的增加，试件沿高度方向分布的鼓曲逐渐增多并变得明显；随后，对于剪切破坏形态的试件表现为，在试件中上部处出现明显的凸起，中下部也出现对应的凸起，形成一条约45°的滑移线；对于腰鼓破坏形态的试件表现为中部鼓曲严重，承载力不再上升。

图4 试件破坏过程Fig. 4 Failure process of specimens

UHPCFST 的破坏形态主要受套箍系数影响，引起核心混凝土受到的约束作用不同，试验中主要呈现如图5 所示的两种破坏形态：剪切破坏形态和腰鼓破坏形态，与普通钢管混凝土轴心受压的破坏形态[27]相似。试验结束后，用手持切割机剖开外部钢管，观察核心CA-UHPC 的破坏形态。本试验中，套箍系数0.217 ≤ ξ ≤ 0.883 的试件破坏后，核心混凝土主要呈现剪切破坏，试件表现为剪切破坏形态；套箍系数0.883 < ξ ≤ 1.431 的试件破坏后，核心混凝土主要呈现压碎破坏，试件多表现为腰鼓破坏形态。剪切破坏的试件，其核心CA-UHPC 存在明显的剪切裂缝，剪切面上的楔形块出现明显的相对滑移，如图5 所示。加载过程中，在核心CA-UHPC 形成贯通斜裂缝后，外钢管限制楔形块的相对滑移，使得钢管CA-UHPC表现出峰后延性。腰鼓破坏的试件，其核心CAUHPC 无明显主裂缝，核心混凝土中部产生众多未贯通的细小裂缝，中部和顶部混凝土鼓曲处也存在明显的压碎现象。压碎的混凝土横向膨胀受到钢管的约束，使试件表现出峰后延性。

图5 核心CA-UHPC 的破坏形态Fig. 5 Failure modes of core CA-UHPC

钢纤维和粗骨料掺量会影响UHPCFST 的破坏形态。如图6 所示，对于钢纤维掺量为2%，套箍系数ξ = 0.2～0.25，粗骨料掺量分别为0%、16%、22%和28%的钢管CA-UHPC 试件，其核心混凝土随着粗骨料掺量的增加剪切破坏逐渐弱化，核心混凝土宏观裂纹数量增多，细微裂纹数量增多。如图7 所示，钢管壁厚不变，粗骨料掺量为28%时，钢纤维掺量由0%增加到3%，核心混凝土剪切裂纹数量先减少后增加。当钢纤维的掺量从0%增加到2%，纤维对微裂纹的桥接作用增强，阻碍裂缝开展，使得核心混凝土剪切裂缝数量减少；当纤维掺量达到3%时，由于粗骨料的干扰使得纤维的分散变得不均匀[24]，形成薄弱面，反而易形成剪切破坏。

图6 不同粗骨料掺量下核心CA-UHPC 破坏形态Fig. 6 Failure mode of CA-UHPC with different CA contents

图7 不同钢纤维掺量下核心CA-UHPC 破坏形态Fig. 7 Failure modes of CA-UHPC with different steel fiber contents

2.2 荷载-变形曲线

图8 展示了本试验相同核心混凝土种类、不同钢管壁厚下，试件典型的荷载-变形曲线，主要分为3 个阶段：

图8 UHPCFST 短柱轴心受压典型荷载-试件变形曲线Fig. 8 Typical load-deformation curves of UHPCFST short column under axial compression

1)弹性阶段(当荷载超过极限荷载的80%～90%，弹性段结束)：荷载-变形曲线接近直线，由于泊松比效应，核心混凝土泊松比小于钢管，钢管对其约束作用很小，细微裂纹缓慢发展。曲线的弹性段对应着试件的均匀膨胀段。

2)弹塑性阶段：荷载-变形曲线的斜率逐渐减小，表现出明显的非线性行为，核心混凝土内部的微裂纹迅速发展，钢管对核心混凝土开始产生约束作用。当套箍系数0.217 ≤ ξ ≤ 0.244 时，荷载-变形曲线存在明显下降段，且无二次上升；当套箍系数0.244 < ξ < 0.883 时，荷载-变形曲线存在下降段，且下降段后曲线经历了二次上升；当套箍系数0.883 ≤ ξ ≤ 1.431 时，试件的荷载-变形曲线表现为无明显下降段。曲线的弹塑性段对应着试件的局部鼓曲阶段。

3)塑性阶段：由于钢管的约束作用限制了核心混凝土内部微裂纹的发展，试件承载力得到二次提升，提升的幅度取决于试件的套箍系数，当套箍系数较大时，曲线回升较为明显，当套箍系数较小时，钢管不足以约束核心混凝土，没有曲线回升的现象。约束增强段对应着试件的多段鼓曲阶段和失效阶段。

图9 绘制了所有CA-UHPCFST 短柱的轴心受压荷载-变形曲线。所有曲线在弹性阶段近似线性，达到峰值强度后，套箍系数较小的试件其荷载-变形曲线出现下降段，套箍系数较大的试件无明显下降段。钢管壁厚为6 mm 和8 mm 的试件，由于钢管较高的约束作用，其荷载-变形曲线在达到极限荷载后表现出硬化现象。

图9 荷载-轴向压缩变形曲线Fig. 9 Load-axial compression deformation curves

由图9 可看出，CA-UHPCFST 与UHPCFST相比其荷载-变形曲线更饱满和光滑且下降段更加平缓。荷载-变形曲线的下降段由核心混凝土陡然的剪切开裂引起，开裂后核心混凝土瞬时未能得到有效约束，导致试件承载力迅速下降直至钢管产生有效约束作用。在破坏面上，钢纤维起到裂纹桥接作用，剪切面也在相对滑动过程中提供了附加的摩擦阻力，保证了裂纹表面间的力传递。当钢纤维被拔出后，被拔出的纤维增强效果消失，而破坏面上的粗骨料即使被压碎，对摩阻力的增强效果也随着破坏面的错动而持续，CAUHPCFST 核心混凝土的粗集料在剪切面上提供了额外的机械咬合力和摩擦力，从而使得荷载-变形曲线更加饱满。随着套箍系数的增大，粗骨料的影响逐渐减小。

由图9 可看出，在相同粗骨料掺量下，钢纤维掺量的增加提高了试件的承载力，而当钢纤维掺量增加至2%以后，其对试件极限承载能力的提升作用不明显。由于粗骨料的掺入影响了钢纤维的分布，过多的钢纤维易在基体中结团，产生缺陷而影响钢纤维的增韧阻裂作用。对于粗骨料掺量为28%的钢管CA-UHPC 短柱，钢纤维掺量的最佳值在2%左右。此外，由荷载-位移曲线可看出掺入过多的钢纤维可能降低试件的延性，使得曲线出现一个更加明显的下降段。这是因为，当粗骨料体积替代率达到28%时，掺入3%及以上的钢纤维易出现结团现象，致使纤维的分布变得不均匀，进而在混凝土中引入了更多的薄弱界面。

2.3 荷载-应变曲线

实测钢管CA-UHPC 短柱在轴心受压下的载荷-钢材应变关系如图10 所示。图10 中：εl为钢材纵向应变；εt为横向应变；εy为钢材材性试验得到的屈服应变，三角形表示试件达到承载力。

如图10 所示，试件的荷载-应变曲线在弹性阶段均线性增加，钢材纵向应变(εl)在试件进入弹塑性阶段后率先达到屈服应变(εy)，而钢材横向应变(εt)在试件承载力将要达到峰值荷载时才达到屈服微应变(εy)，表明钢管和核心CA-UHPC 在弹性阶段并没有有效的协同工作。试件达到承载力(Nu)之前，钢管纵向应变超过了钢材的屈服应变，表明钢管进入弹塑性阶段后在纵向上达到屈服；相反，钢管环向应变在进入弹塑性阶段以前其值极小，在将要达到承载力时才开始时迅速增加，表明钢管对核心混凝土的约束作用在弹性段微乎其微，进入塑性段后增强。

图10 荷载-应变曲线Fig. 10 Load-strain curves

在达到极限荷载之前，试件都经历了两个钢材应变快速上升的阶段。在第一个阶段，核心混凝土开始受到钢管的约束；而在第二个阶段，钢管的约束效果接近极限。由于随着变形量的增加，钢管逐渐出现局部屈曲，导致钢管与核心混凝土在鼓胀处粘结破坏。在此之后，钢管在鼓胀处对核心混凝土的约束较小，这部分混凝土更容易被压碎，钢管被挤压后明显外鼓。

3 承载力计算方法

3.1 实测承载力分析

采用强度指标(SI)评价试件截面承载力，其定义为：

式中：Nu为试件的峰值承载力；As为UHPCFST截面的钢管截面积；fy为钢材的屈服强度；Ac为UHPCFST 截面的混凝土面积；fc为混凝土圆柱体轴心抗压强度标准值。

由表5 可知，本文试验中UHPCFST 和CAUHPCFST 的 强 度 指 标(SI)分 别 为1.02～1.15 和1.02～1.20，表明UHPC 和CA-UHPC 均与钢管配合良好，使得组合后的承载力得到提升。

表5 试件强度指标Table 5 Specimen strength index

如图11 所示，粗骨料和钢纤维的掺量对SI均有影响，且粗骨料的影响大于钢纤维。对于钢管壁厚为2 mm，钢纤维掺量为2%的试件，随着粗骨料体积替代率由0%提升到22%，CA-UHPCFST的强度指标(SI)有明显增加，但随着粗骨料体积替代率的进一步提升，SI相对于粗骨料体积替代率22%时不升反降。掺入粗骨料后SI总体提升可以理解为，粗骨料的掺入阻碍了裂缝的发展，使得混凝土细微裂纹均匀发展，增强了钢管的约束效果。对于钢管壁厚为6 mm，粗骨料体积掺量为28%的试件，随着钢纤维掺量从0%逐步升高到3%，SI略有下降。这可以理解为，钢纤维的掺入提高了混凝土的强度，使得钢管的约束效果略微减弱。

图11 钢纤维及粗骨料掺量影响对比Fig. 11 Influence of steel fiber and CA content on SI

依据试验数据，将强度指标SI与套箍系数ξ进行线性拟合，所得结果如图12 所示。SI与套箍系数ξ 存在较强相关性，相关系数R2= 0.89，且两者呈现正线性相关。说明UHPCFST 的强度指标受到套箍系数ξ 的影响，当ξ 增大SI随之增大。这可以理解为，在一定范围内，钢管壁厚的增加增强了其对核心混凝土的约束，有利于试件整体承载力的提升。

图12 强度指标与套箍系数Fig. 12 Strength index and confining factor

3.2 承载力公式建立

采用中国规范(CECS 28-2012)[20]、日本规范(AIJ (2008))[28]、欧 洲 规 范(EN 1994-1-1(2004)[22]、美国规范(ANSI/AISC 360-10 (2010))[29]、澳大利亚规范(CISC (2007))[30]，分别计算钢管CA-UHPC短柱承载力，并将计算结果与实测值进行对比分析，对比结果如图13 所示。横坐标为试件的套箍系数，纵坐标为承载力实测值与各国钢管混凝土规范预测值的比值。

图13 实测承载力与规范计算值的对比Fig. 13 The comparison between the measured bearing capacity and the calculated value in the code

通过对比发现，美国规范(ANSI/AISC 360-10(2010))[29]通过欧拉稳定承载力预测结果低于实测钢管UHPC 短柱的承载力，中国规范(CECS 28-2012)[20]、澳大利亚规范(CISC (2007))[30]和欧洲规范(EN 1994-1-1(2004)[22])的预测结果则偏高。日本规范(AIJ (2008))的预测结果和实测承载力最为接近，实测值和计算值的比值均值AV= 1.091，实测值和计算值的比值的离散系数CV= 0.0291，预测结果最为稳定。

AIJ(2008)[28]的CFST 短柱承载力计算公式如式(2)和式(3)所示：

式中：N为钢管混凝土短柱的承载力；Nc为混凝土柱的承载力；Ns为钢管的承载力，常认为钢管截面积与钢材屈服应力的乘积；Ncu为混凝土抗压承载力；η 为应力上升系数，取η=0.27；Ac为混凝土截面面积；rcu为混凝土圆柱体抗压强度的折减系数，取rcu= 0.85；fc为混凝土圆柱体抗压强度标准值。

鉴于钢管和UHPC 间界面性能良好[31]，假定达到峰值钢管和核心混凝土仍变形协调；试件承载力峰值点处钢材达到屈服强度，混凝土达到抗压强度。根据弹塑性理论，CFST 的计算公式可由式(5)[32]表示。

引入混凝土截面面积Sc、钢管截面面积Ss，对式(5)变形可得：

式中，可以看出A、B均为与约束效应和截面含钢量有关的参数，分别表示混凝土承载力和钢管承载力对试件承载力的影响大小。对在此公式形式基础上，用本试验数据对其中参数进行多元线性拟合，可得A= 1.16，B= 0.29，此时相关系数R2=0.99。改进后公式的预测效果如图14 所示，准确率和稳定性得到了进一步提升。将XIONG 等[24]论文中的数据代入验证，亦可得出较好的预测结果。新的预测公式(8)和原公式(4)相比，混凝土对承载力的贡献有所增加，钢管的贡献基本保持一致。这可以解释为，相比于普通混凝土，钢管对UHPC 所产生的约束效果较弱，故混凝土强度对试件承载力的影响更加明显。

图14 实测承载力与公式计算值的对比Fig. 14 The comparison between the measured bearing capacity and the formula calculated value

4 结论

通过14 根短柱试件的轴心受压试验，研究圆钢管含粗骨料超高性能混凝土短柱轴心受压性能，分析钢纤维掺量、粗骨料替代率和钢管厚度的影响规律，建立轴心受压承载力计算公式，得出主要结论如下：

(1)试验中短柱轴心受压过程主要分为三个阶段，即弹性阶段、弹塑性阶段、塑性阶段。当套箍系数0.217 ≤ξ ≤ 0.244 时，荷载-变形曲线存在明显下降段且无约束增强段；当套箍系数0.244 <ξ < 0.883 时，荷载-变形曲线存在下降段，且下降段后曲线经历了二次上升；当套箍系数0.883 ≤ξ ≤ 1.431 时，试件的荷载-变形曲线表现为无明显下降段。

(2)试验中短柱轴压破坏形态呈现为剪切型破坏和腰鼓型破坏，当套箍系数为0.217 ≤ξ <0.883 时，试件呈现剪切破坏形态；当套箍系数为0.883 ≤ ξ ≤ 1.431，试件呈现腰鼓破坏形态。

(3)当粗骨料体积掺量在22%以内，可以提升试件承载力，钢纤维的掺入可以提升试件承载力。

(4)参考已有规范和相关研究成果，基于本文试验结果提出的圆钢管含粗骨料超高性能混凝土短柱轴心受压承载力计算公式，可为实际工程设计提供参考。