UHPC 三軸受壓力學性能研究

周 俊，韋建剛，楊 艷，陳寶春，黃 穎

(1.福建船政交通職業(yè)學院土木工程學院，福州 350007；2.福州大學土木工程學院，福州 350108；3.福建工程學院土木工程學院，福州 350118)

建筑結構中的混凝土材料通常處于承受多軸應力狀態(tài)[1-3]，而不是單軸應力狀態(tài)。普通強度混凝土(NSC)和高強度混凝土(HSC)作為典型的結構材料，在工程結構中得到了廣泛的應用。許多研究者對NSC 和HSC 在三軸壓縮下的行為進行了研究。過鎮(zhèn)海等[4]、宋玉普等[5]、丁發(fā)興等[6]、KUPFER等[7]、WANG 等[8]、SFER 等[9]、SIRIJAROONCHAI等[10]和CHERN 等[11]以圍壓為試驗參數(shù)，研究了不同圍壓強度對NSC 三軸強度的影響，以及NSC在多軸應力狀態(tài)下的力學行為和破壞特征。自20 世紀90 年代以來，隨著高強混凝土應用的日益廣泛，LU 和HSU[12]、HE 和SONG[13]、周甲佳等[14]、LI 和ANSARI[15-16]和王懷亮[17]對不同強度等級的HSC 進行了圍壓約束下的三軸受力特性研究，得到HSC 在三軸壓縮下的應力-應變曲線、強度變化規(guī)律和破壞模式等。

上述的研究對象主要是抗壓強度小于120 MPa的NSC 和HSC。隨著生產(chǎn)技術和材料科學的發(fā)展，單軸抗壓強度不低于120 MPa 的超高性能混凝土(UHPC)應用越來越多[18]，然而，UHPC的多軸本構關系試驗研究目前還較少。XU 等[19]對UHPC 的三軸壓縮性能進行了試驗研究，擬合得到UHPC 強度參數(shù)。WANG 等[20]對UHPC 在0 MPa～50 MPa 圍壓范圍內(nèi)進行單軸和三軸壓縮試驗，分析了UHPC在不同應力狀態(tài)下的力學行為，并對基于Ottosen準則的UHPC 破壞面進行了修正。REN 等[21]對圍壓為0 MPa～100 MPa 下的單軸抗壓強度為95 MPa和129 MPa 的φ50 mm×100 mm 圓柱形UHPC 試件進行三軸壓縮試驗，得到不同圍壓UHPC 應力-應變曲線，探討UHPC 三軸壓縮破壞準則和韌性，并確定Holmquist-Johnson-Cook 本構關系主要強度參數(shù)。VOGEL 等[22]試驗研究了在圍壓為10 MPa、20 MPa 和30 MPa 下尺寸為φ100 mm×200 mm 的圓柱體UHPC 以及在15 MPa、30 MPa、60 MPa和90 MPa 的側向應力下尺寸為100 mm×100 mm×100 mm 的立方體UHPC 的三軸抗壓強度。余自若等[23]和吳禮程等[24]以圍壓和鋼纖維摻量為試驗參數(shù)，對UHPC 進行常規(guī)三軸試驗，得到不同參數(shù)下的UHPC 應力-應變曲線。

由于UHPC 具有優(yōu)良的經(jīng)濟性和環(huán)保性，可以預見這種材料在土木工程領域將得到越來越廣泛的應用，開展UHPC 在多軸應力狀態(tài)下的力學性能研究，具有重要的意義[25-26]。因此，本文以圍壓和鋼纖維摻量為參數(shù)，開展UHPC 三軸受壓力學試驗，研究其破壞形態(tài)、應力-應變曲線、峰值應力和應變等力學性能，并對UHPC 八面體應力-應變關系和破壞準則進行了分析。

1 試驗概況

1.1 試件設計

以圍壓大小和鋼纖維摻量為參數(shù)，對UHPC進行常規(guī)三軸壓縮試驗研究，獲得不同參數(shù)下的應力-應變?nèi)€，分析圍壓大小和鋼纖維摻量對UHPC 試件應力-應變?nèi)€、峰值應力和應變的影響。試驗參數(shù)如表1 所示，采用直徑D為50 mm，高度H為100 mm 的UHPC 圓柱體試件，圍壓大小σ3取值為0 MPa、10 MPa、20 MPa、30 MPa 和40 MPa，鋼纖維摻量φf為0%、1%、2%和3%。每組試件都分別制作三個，并取三個試件的平均結果進行分析，具體編號以U0-10 為例進行說明：U 表示UHPC；0 代表鋼纖維摻量為0%；10 表示圍壓值為10 MPa。

表1 UHPC 常規(guī)三軸試驗參數(shù)一覽表Table 1 List of UHPC conventional triaxial test parameters

1.2 配合比和試件制備

本文UHPC 的水膠比為0.16，由水泥、硅灰、石英砂、減水劑、水以及鋼纖維等組成，具體配合比如表2 所示。

表2 UHPC 配合比一覽表Table 2 List of UHPC mix proportion

UHPC 試件的表面狀況對三軸壓縮試驗的成功至關重要，因為在高油壓下，即使是隱藏在試件表面下方的正?？紫兑埠苋菀妆挥蛪捍┩?。使得隔離套被油壓穿破，導致試件側面與硅油直接接觸，從而硅油穿透在壓縮下可能出現(xiàn)的裂縫，并在試件內(nèi)部起到劈裂作用。為了使試件盡量減少試件表面不良狀況給試驗結果帶來的不利影響，本文采用水泥漿填充所有相對較大的孔隙。

UHPC 試件是在福州大學土木工程學院結構館預制場澆筑，采用尺寸為φ50 mm×100 mm 一端開口一端閉口的可拆卸圓柱體塑料模進行澆筑。試件澆筑完成后靜置24 h，拆除模具，對其表面進行處理，而后將其置于常溫環(huán)境，養(yǎng)護3 天并保持濕潤，將其進行90 ℃高溫蒸養(yǎng)72 h。養(yǎng)護好的試件置于常溫環(huán)境中直至加載，將養(yǎng)護完成后的UHPC 圓柱試件置于巖石打磨機上進行端部打磨，確保試件加載時端部平整，并在試驗前3 天采用水泥漿填補試件表面孔洞。

2 試驗設備和加載方式

2.1 試驗設備

本次試驗采用RTX-1500 電液伺服低溫高壓動態(tài)巖石三軸測試系統(tǒng)，該系統(tǒng)主要包括高壓三軸室、圍壓/孔壓增壓器、軸/環(huán)向應變測量裝置(引伸計)、動力源以及空氣增壓機等，其中高壓三軸室以及圍壓/孔壓增壓器如圖1 所示。高壓三軸室內(nèi)徑為150 mm，可以承受軸向3000 kN 最大荷載和最大140 MPa 圍壓，對應于圍壓/孔壓增壓器可以給壓力室施加最大壓力，試件尺寸需滿足直徑50 mm 以及高度100 mm，壓力室中上壓盤帶有一個球座來補償試件的不平行端面，且?guī)в休S向和徑向變形測量系統(tǒng)。試驗人員通過電腦控制軸力和圍壓的加卸載，軸力由與裝置軸向作動器相連的油泵施加，圍壓則由與三軸壓力室相連的圍壓增壓器施加，電腦主機與三軸試驗系統(tǒng)自帶主機連接，通過控制主機，進而給各個裝置進行反饋操作。

圖1 巖石三軸測試系統(tǒng)主要裝置照Fig.1 Main device photo of rock triaxial testing system

2.2 加載方式

本次試驗載全程采用應變控制加載，采用軸向應變?yōu)?.02 %/min 的加載速率進行軸向加載。荷載施加步驟為：以1 MPa/s 的加載速度施加圍壓至目標值，保持圍壓恒定不變，軸向以0.02 %/min應變加載至曲線下降段，待曲線下降至80%峰值應力或者出現(xiàn)下降段曲線突降時，設置軟件自動停止加載或手動控制停止加載。圖2 為荷載加載路徑圖，其中σ1為軸向應力，σ2和σ3為圍壓。

由于試件表面存在較小孔隙，為了避免施加圍壓時，硅油通過滲入孔洞而降低試件承載力，采用內(nèi)徑52 mm 壁厚0.7 mm 黑色熱縮管將試件包裹保護。加載過程中試件的軸向和環(huán)向應變通過軸向和環(huán)向引伸計傳感器與底座相連進行測量，軸向應變?yōu)樵嚰w壓縮應變，取兩側測量的軸向應變平均值，環(huán)向應變由布置在試件中間的環(huán)向引伸計傳感器測得的試件整體環(huán)向壓縮應變。圖3 為安裝完應變傳感器后的試件。

圖3 試件裝樣照Fig.3 Specimen photo

3 試驗結果和分析

3.1 破壞形態(tài)

圖4 為UHPC 在常規(guī)三軸壓縮后的破壞形態(tài)，除了鋼纖維摻量為0%且圍壓值較小的部分試件以及圍壓為零的其他鋼纖維摻量試件手動停止加載外，其他試件在設置加載結束條件時，均設置為應力-應變曲線下降到峰值應變80%時停止加載。鋼纖維摻量不為0%的試件，當圍壓為零時，僅僅依靠鋼纖維的抗拉拔效應，無法阻止試件過度開裂，因此在加載后期，出現(xiàn)試件較大的開裂聲。當圍壓不為零時，由于鋼纖維的抗拉拔作用以及圍壓給試件施加的約束作用，整個加載階段不出現(xiàn)混凝土開裂聲，且隨著鋼纖維摻量和圍壓的增大，這種現(xiàn)象越明顯。鋼纖維摻量不變圍壓較小時，試件破壞時有貫穿試件軸向且較為明顯的斜向主裂縫，次裂縫較少，且隨著鋼纖維摻量的增大變得更少。圍壓較大時，試件主要出現(xiàn)端部擠壓破壞現(xiàn)象，且隨著圍壓的增大，端部會出現(xiàn)較多的小裂片，可以看出鋼纖維摻量保持不變時，UHPC 試件的破壞形態(tài)由明顯的斜剪破壞過渡到擠壓破壞。這與過鎮(zhèn)海[27]對混凝土多軸試驗分析的結果對應，即混凝土的破壞形態(tài)分別為拉斷、柱狀壓壞、片狀劈裂、斜剪破壞以及擠壓流動5 種。

圖4 試件破壞形態(tài)圖Fig.4 Specimen failure mode

鋼纖維摻量為0%的試件在加載后期，軸向應變下降到80%峰值應變之前，由于沒有鋼纖維的抗拉拔作用，圍壓不足以阻止UHPC 的開裂，因此在加載后期出現(xiàn)明顯的混凝土開裂聲，且圍壓越小，聲音越重。當圍壓為零時，試件在加載到峰值應變時，承載力變急劇下降，UHPC 失去承載力，試件整體產(chǎn)生多條貫穿柱身的軸向主裂縫，因而產(chǎn)生爆裂破壞現(xiàn)象。隨著圍壓的增大，約束效應增強，試件破壞時逐漸呈現(xiàn)貫通柱身的斜剪破壞并伴隨多根次裂紋，以及貫穿柱身的“Y”字型裂縫破壞，整體呈剪切破壞現(xiàn)象。

圖5 對比了圍壓為10 MPa 時不同鋼纖維摻量試件破壞現(xiàn)象，可以看出，所有試件都呈剪切破壞現(xiàn)象，柱身有一條明顯的貫穿斜向主裂縫，且隨著鋼纖維摻量的增大，UHPC 延性不斷提高，開裂速度減緩，脆性破壞現(xiàn)象越來越弱，因此其斜裂縫的斜角度越來越明顯，破壞現(xiàn)象越不明顯。

圖5 圍壓為10 MPa 時不同鋼纖維摻量試件破壞形態(tài)圖Fig.5 Specimen failure patterns of different steel fiber content with the confining pressure of 10 MPa

3.2 應力-應變曲線

3.2.1 圍壓大小影響

本次試驗中，軸向作動器測得的軸力為試件承載力與施加的油壓力之和，軸向應力等于試件自身在軸向荷載及圍壓共同作用下軸向應力(即偏應力)與圍壓之和。因此，在分析圍壓UHPC 軸壓性能時，應采用偏應力進行分析，而不是作動器測得的軸向應力，但為了便于分析，本文將試驗得到的偏應力統(tǒng)稱為軸向應力。圖6 為不同圍壓大小的UHPC 試件軸向應力-軸向(環(huán)向)應變曲線。

圖6 不同圍壓UHPC 應力-應變曲線對比圖Fig.6 Comparison of stress-strain curves of UHPC with different confining pressure

由圖6 可知，在彈性加載階段，軸向應力和應變及環(huán)向應變呈線性增長趨勢。隨著荷載繼續(xù)增大，應力發(fā)展至90%峰值應力處，試件由內(nèi)部微裂紋逐漸發(fā)展成外部裂紋，導致應力增長減慢，應變增長速度增大，試件進入彈塑性階段，且該階段持續(xù)時間較短，這與普通混凝土有很大區(qū)別[28]。在達到峰值應力后，軸向應變快速增長，試件承載能力減小，進入破壞階段，不斷增大擴展的裂紋使環(huán)向應變迅速增長，試件最終由于裂紋開裂過于迅速而喪失承載能力。圍壓為零的試件呈脆性破壞，且隨著圍壓增大破壞速度減緩，趨于延性破壞。當鋼纖維摻量不變且圍壓不為零時，應力-應變曲線在彈性變化過程中受圍壓大小影響較小，且與圍壓為零時試件彈性模量幾乎相等，說明有無圍壓對UHPC 彈性模量的影響是可以忽略的，這與一些研究者對NSC 的研究結果[29-30]一致。曲線下降段隨著圍壓增大下降速度減緩，軸向應變發(fā)展速度減小，分析其原因為：圍壓對試件承載能力起正向作用，在開裂后，圍壓力的存在減緩了試件表面裂縫發(fā)展速度，抑制其開裂。

3.2.2 鋼纖維摻量影響

圖7 為不同鋼纖維摻量UHPC 試件軸向應力-軸向(環(huán)向)應變曲線。由圖7 可知，當圍壓保持不變時，鋼纖維摻量由0%增大至1%時，曲線峰值應力增大較大，說明有無鋼纖維對UHPC 強度影響較大；但隨著鋼纖維摻量增大，曲線峰值應力變化不大，說明鋼纖維摻量由1%變化到2%時，試件承載能力變化較小，但曲線下降段環(huán)向應變發(fā)展越來越慢，加載過程變長，試件承載時間變長，說明鋼纖維摻量增大有利于延緩試件破壞，延性更好。由圖7 還可知，相等圍壓不同鋼纖維摻量的UHPC 試件的彈性模量隨著鋼纖維摻量的變化幾乎保持不變，說明鋼纖維摻量對其影響可以忽略不計。

圖7 不同鋼纖維摻量UHPC 應力-應變曲線對比圖Fig.7 Comparison of stress-strain curves of UHPC with different steel fiber content

3.3 峰值應力和應變

3.3.1 圍壓大小影響

圖8 為圍壓大小對UHPC 試件峰值應力的影響圖，具體的峰值應力和應變結果如表3 所示?？芍S著圍壓的增大，峰值應力呈增大趨勢，為了方便比較，取同一圍壓等級下不同鋼纖維摻量試件平均峰值應力進行比較。圍壓由0 MPa 增大至40 MPa 時，UHPC 試件平均峰值應力由179.5 MPa增大至266 MPa，增大了48.19%，說明鋼纖維摻量不變時，圍壓的變化對UHPC 試件峰值應力影響較大。

圖8 圍壓大小對峰值應力影響圖Fig.8 Effect of confining pressure on peak stress

表3 試驗結果一覽表Table 3 Experimental results list

圖9(a)和圖9(b)分別為圍壓對軸向和環(huán)向峰值應變的影響圖。結合表3 和圖9(a)可知，圍壓為零的試件，軸向峰值應變分布在0.4%～0.5%，而有圍壓的試件應變分布在0.5%以上，區(qū)別較大。本文采用每組圍壓的軸向峰值應變平均值進行比較，對于圍壓由0 MPa 增大至40 MPa 時，軸向峰值應變由0.42%增大至0.72%，增大了70.07%。結合表3 和圖9(b)可知，同樣取環(huán)向峰值應變平均值進行對比分析，圍壓由0 MPa 增大至40 MPa 時，環(huán)向峰值由0.23%增大至0.33%，增幅達43.48%，幾乎呈線性增長趨勢。對比兩圖可知，圍壓對軸向峰值應變影響較大，能有效抑制豎向裂縫發(fā)展。

圖9 圍壓對峰值應變影響圖Fig.9 Effect of confining pressure on peak strain

3.3.2 鋼纖維摻量影響

圖10 為鋼纖維摻量對UHPC 試件軸向峰值應力的影響圖，結合表3 可知，鋼纖維摻量由0%增加至1%時，峰值應力變化較大，當鋼纖維摻量由1%分別變化至2%和3%時，峰值應力變化不大。

圖10 鋼纖維摻量對軸向峰值應力影響圖Fig.10 Effect of steel fiber content on axial peak stress

為了方便比較，本文對每一組鋼纖維摻量對應的峰值應力取平均值進行對比。鋼纖維摻量由0%增加至1%時，峰值應力由201.6 MPa 增大至239.6 MPa，均值增大了18.85%；對比其他不同鋼纖維摻量的峰值應力均值，幾乎不變。因此，對于三軸壓縮UHPC 試驗中，有無鋼纖維對峰值應力影響較大，而不同鋼纖維摻量則幾乎無影響。

圖11(a)和圖11(b)分別為鋼纖維摻量對軸向和環(huán)向峰值應變的影響圖。結合表3 和圖11(a)可知，鋼纖維摻量為0%的試件，軸向峰值應變分布在0.2%～0.4%，而有摻鋼纖維的試件應變分布在0.4%以上，區(qū)別較大。本文采用每組鋼纖維摻量的軸向峰值應變平均值進行比較，對于鋼纖維摻量由0%增大至2%時，軸向峰值應變由0.52%增大至0.66%，增大了26.92%；鋼纖維摻量由2%增大至3%時，軸向峰值應變由0.66%減小至0.64%，減小了3%，減小不大，但總體上呈先增大后減小趨勢，在鋼纖維摻量2%處最大，分析其原因可知：在軸壓和圍壓雙重作用下，過量的鋼纖維摻量對UHPC 內(nèi)部產(chǎn)生過約束，在減緩開裂速度的同時，降低了峰值應變。結合表3 和圖11(b)可知，同樣取環(huán)向峰值應變平均值進行對比分析，鋼纖維由0%增大至3%時，環(huán)向峰值應變幾乎呈線性增長趨勢，由19.3%增大至34.5%，增長了78.76%。對比兩圖可知，鋼纖維摻量對環(huán)向峰值應變影響較大，能有效抑制環(huán)向裂縫發(fā)展。

圖11 鋼纖維摻量對峰值應變影響圖Fig.11 Effect of steel fiber content on peak strain

4 八面體應力-應變關系曲線

以上所討論的應力-應變定量曲線比一般的三軸應力-應變曲線更能反映具體的應力-應變變化趨勢。為了適用于更復雜的實際情況，還需要繪制其他類型的應力-應變曲線，其中包括八面體應力-應變關系。而八面體應力-應變關系包括以下兩種：八面體正應力-體積應變關系、八面體剪應力-剪應變關系，其中八面體正應力和體積應變分別采用式(1)和式(2)進行計算，八面體剪應力和剪應變分別采用式(3)和式(4)進行計算：

式中： σoct為八面體正應力；Voct為八面體體積應變；τoct為八面體剪應力； γoct為八面體剪應變；σ1為第一主應力，本文指軸向應力； σ2和 σ3分別為第二和第三主應力，本文指圍壓； ε1為第一主應變，本文指軸向應變； ε2和 ε3分別為第二和第三主應變，本文指環(huán)向應變。

4.1 八面體正應力-體積應變關系曲線

圖12 為鋼纖維摻量保持不變時，不同圍壓下UHPC 的八面體正應力和體積應變之間的關系。

圖12 不同圍壓八面體正應力-體積應變曲線圖Fig.12 Octahedral normal stress-volumetric strain curves with different confining pressure

圖12 中所有曲線的主要相似之處在于UHPC應力達到軸向峰值應力之前(約95%)開始膨脹。在達峰值荷載前，變形以受壓應變?yōu)橹鳎诖饲?，體積應變隨荷載增加而增加。隨著荷載繼續(xù)增加，受拉應變逐漸增加使總的體積應變逐漸減小，在峰值后，體積應變轉變?yōu)橐允芾瓚優(yōu)橹?，即呈現(xiàn)體積應變負值狀態(tài)。在下降段，UHPC 體積顯著膨脹，軸向應力略有下降，表明UHPC 內(nèi)部裂紋擴展劇烈。八面體正應力與膨脹開始前的體積變化呈線性關系，體積模量保持不變。圖13 為在保持圍壓不變時，不同鋼纖維摻量下UHPC 八面體正應力與體積應變曲線之間的差異。在UHPC開始膨脹之前，比例荷載傾向于更平滑坡度變化。

圖13 不同鋼纖維摻量下八面體正應力-體積應變曲線圖Fig.13 Octahedral normal stress-volumetric strain curves with different fiber content

4.2 八面體剪應力-剪應變關系曲線

保持鋼纖維摻量不變，不同圍壓下UHPC 八面體剪應力-剪應變關系如圖14 所示。由圖14 可知，曲線基本上遵循相同的趨勢，如果通過其各自的八面體峰值剪應力和峰值剪應變對其進行歸一化，可以看出隨著圍壓的增大，峰值剪應力和剪應變都不斷增大，但下降段趨勢幾乎一致。

圖14 不同圍壓八面體剪應力-剪應變曲線圖Fig.14 Octahedral shear stress-shear strain curves with different confining pressure

圖15 為保持圍壓不變時不同鋼纖維摻量下UHPC 的剪應力-剪應變曲線對比圖?？梢钥闯霾煌摾w維摻量下，但剪應力-剪應變曲線上升段呈線性發(fā)展趨勢，且不同鋼纖維摻量下的曲線幾乎重合，說明其在彈性階段對UHPC 剪切模量影響不大。當鋼纖維摻量由0%增大至1%時，剪應力有明顯的增大，鋼纖維摻量在1%～3%變化時，剪應力和剪應變都變化不大，說明鋼纖維摻量對三軸壓下UHPC 的抗剪能力作用較小。

圖15 不同鋼纖維摻量下八面體剪應力-剪應變曲線圖Fig.15 Octahedral shear stress-shear strain curves with different steel fiber content

5 UHPC 八面體破壞準則

國內(nèi)外已有大量針對混凝土破壞準則的研究，如Mohr-Coulomb 二參數(shù)準則、Bresler-Pister 三參數(shù)準則、Willam-Warnker 五參數(shù)準則等，可通過這些準則對混凝土應力空間的破壞包絡面進行描述，從而判斷其破壞和強度。本文通過對三軸受壓下UHPC 八面體應力-應變進行分析，得到如表3 所示的試驗結果一覽表，并分析得到八面體峰值正應力和峰值剪應力的關系曲線如圖16 所示，并采用如式(5)所示的Drucker-Prager 二參數(shù)準則對UHPC 八面體破壞準則進行分析，得到式(6)所示計算式。

圖16 UHPC 八面體峰值正應力與峰值剪應力關系Fig.16 Octahedral peak normal stress and peak shear stress curves of UHPC

由圖16 和式(6)可以看出，UHPC 在八面體應力空間的剪應力與正應力成線性關系，且八面體峰值剪應力隨著八面體峰值正應力增大不斷增大。

6 結論

本文以圍壓和鋼纖維摻量為試驗參數(shù)，針對UHPC 開展了三軸受壓試驗，得到以下結論：

(1)圍壓和鋼纖維摻量均為零的試件破壞時呈劈裂破壞，其他試件則呈剪切破壞。圍壓不變時，隨著鋼纖維摻量增大，試件破壞時主裂紋斜角度越來越明顯，破壞形態(tài)越不明顯；鋼纖維摻量不變時，隨著圍壓的增大，試件破壞形態(tài)由明顯的斜剪破壞過渡到擠壓破壞。

(2)試件加載過程分為彈性段、彈塑性段和破壞段三個過程。應力-應變曲線下降段隨圍壓增大下降速度不斷減緩，軸向應變發(fā)展變慢；隨著鋼纖維摻量增大，峰值應力變化不大，但下降段環(huán)向應變發(fā)展變慢，試件承載時間變長，延性更好。

(3)隨著圍壓增大，UHPC 軸向和環(huán)向峰值應變呈線性增長；鋼纖維摻量由0%增大至1%時，峰值均應變增大了18.85%，鋼纖維摻量由1%增大至3%時，無太大變化；軸向峰值應變隨鋼纖維摻量增大呈先增大后減小趨勢，在2%處最大；環(huán)向峰值應變呈線性增長趨勢。

(4)對UHPC 八面體正應力-體積應變關系、八面體剪應力-剪應變關系進行分析，并建立UHPC八面體破壞準則關系式。