咬合式钢结构全螺栓梁柱节点抗震性能研究

Study on the Seismic Performance of Occlusive Fully Bolted Beam-to-Column Joints in Steel Structures

摘要

咬合式梁柱节点作为一种新型钢结构全螺栓连接节点，能够在不增加螺栓数量的情况下提高节点的承载力，因此具有承载力高、节约材料、施工便捷等优势。对咬合式梁柱节点的抗震性能开展研究。首先，完成了0齿、4齿、6齿咬合式梁柱节点的低周反复加载试验，得到节点的破坏模式、滞回曲线、骨架曲线等，发现：与无咬合齿节点相比，有咬合齿节点的承载能力和耗能能力更高，具有更好的抗震性能。随后，利用ABAQUS软件建立了3个试件的数值计算模型，通过试验结果和数值计算结果的对比验证了数值计算模型的准确性。提出的新型咬合式梁柱节点能够改善梁柱节点的承载能力和耗能能力，弥补全螺栓节点的弊端。

Abstract

The Occlusive Fully Bolted Beam-to-Column （OFBBC） joint， a novel type of fully bolted steel connection， enhances the load-bearing capacity without increasing the number of bolts， offering advantages such as high structural strength， material efficiency， and ease of construction. This study investigates the seismic performance of OFBBC joints. Low-cycle reversed loading tests were carried out on three joints with 0， 4， and 6 grooves， and their failure modes， hysteretic curves， and backbone curves were obtained. The results show that joints with grooves exhibit higher load-carrying capacity and energy dissipation ability， indicating better seismic performance compared to joints without grooves. Furthermore， numerical models of the three specimens were developed using ABAQUS and validated against experimental results. The proposed OFBBC joint improves both load-bearing and energy dissipation capacities， overcoming the drawbacks of traditional fully bolted joints.

Graphical abstract

关键词

咬合齿 / 梁柱节点 / 抗震性能 / 有限元模拟

Key words

grooves / beam-to-column joint / seismic performance / finite element simulation

0 引 言

梁柱连接节点是钢框架结构的重要组成部分，在结构中传递轴力、剪力与弯矩，其性能直接影响钢结构整体结构安全可靠性^［1］。相对于焊接连接，高强螺栓连接不仅能有效避免现场焊接由于操作技术、天气、焊缝位置等原因引起的焊缝质量问题，还具有承载性能好、延性好、抗震性能好等优势。美国Northridge地震和日本阪神地震的震后灾害调查显示，梁柱焊接节点在地震中严重破坏，而梁柱螺栓连接节点在地震中较少破坏^［2］。因此，梁柱高强螺栓连接节点在高烈度设防地区具有广阔发展前景。

姜晓明等^［3］研究了一种带端板的螺栓连接节点，并根据其实际受力情况研究了节点抗弯和抗剪承载力之间的相互作用关系，发现剪力对节点承载力的不利影响更大。李占鸿等^［4］设计了一款冷弯厚壁型钢的螺栓连接节点，对6个梁柱节点进行循环加载试验，发现该节点具有一定的耗能能力，并研究了螺栓数量、节点翼缘板厚度等参数对节点性能的影响，强化了对冷弯厚壁型钢的研究深度。孙立建等^［5］研究了一款Z字形装配式节点的抗震性能，通过低周往复加载试验，发现该节点具有饱满的滞回曲线，具有非常良好的抗震性能；通过对比栓焊和栓接，发现连接方式对节点刚度的影响较大。刘泉维等^［6］对一种T形方颈螺栓连接节点进行了力学性能研究，通过一系列有限元模型，分析了节点的承载性能和破坏机理，结果发现T形头的长宽比对节点的破坏模式和承载力影响最大。

受到钢筋螺纹连接的启发，一些学者提出了新型连接方式。蒋首超等^［7］针对传统不锈钢螺栓连接的不足，设计了铝合金高强螺栓牙板连接，即在传统高强螺栓连接的基础上，将连接件与被连接件的接触面改进为牙纹形，通过拧紧螺栓使盖板的接触面相互压紧，靠接触面的摩擦力来阻止其相互滑移，以达到传递外力的目的。章颜^［8］针对高强螺栓在受力较大时所需螺栓数量较多，导致耗材增加、施工速度降低的不足，研发了一种新型咬合式高强螺栓连接，研究了齿口个数、齿口尺寸、盖板厚度等众多参数对连接承载力的影响，提出了咬合齿最佳尺寸和抗剪承载力计算公式。

然而，对以上连接的现有研究主要集中在连接的静力性能方面，对咬合齿连接在地震作用下的力学性能关注不足，缺乏在低周反复荷载作用下的破坏模式、耗能性能等特性的系统研究，对于连接的抗震性能了解较少，且咬合齿数量等参数对节点抗震性能的影响规律也尚不明确，限制了该新型连接在实际工程中的推广应用。因此，本文设计了新型咬合式高强螺栓梁柱节点，通过在翼缘及盖板上刨槽开齿，借助槽中齿口咬合来代替高强螺栓抗剪的方式，解决了传统全螺栓梁柱节点存在的螺栓数量多、对净截面削弱大、安装困难等问题，并提高了节点的承载力。但在往复荷载作用下，这种新型的咬合齿构造是能够更好地协助耗能，还是会导致节点更容易破坏，以及咬合齿的数量对节点抗震能力有何影响，仍需要进行研究。

针对上述问题，本文首先完成了0齿、4齿、6齿咬合式梁柱节点的低周反复加载试验，分析不同齿口数量下节点各自的破坏模式，并结合试验数据绘制了3个节点的滞回曲线、骨架曲线、耗能面积曲线及能量耗散系数曲线，分析各个节点的节点刚度、耗能能力、耗能效率等性质。随后，利用ABAQUS软件建立了3个试验节点的数值模型，通过试验结果和数值模型结果的对比，验证了数值模型的准确性，为后续的参数分析打下基础。

1 咬合式梁柱节点的低周反复加载试验

为研究咬合式节点的抗震性能，对节点试件进行了试验，试验目的有：①得到咬合式梁柱节点在往复荷载作用下的受力机理、耗能能力、刚度变化等力学性能；②得到咬合式梁柱节点在往复荷载作用下的滞回曲线、骨架曲线、耗能面积曲线及能量耗散系数曲线；③通过对比0齿、4齿、6齿三个节点在往复荷载下的行为区别，研究咬合齿对节点拟静力性能的影响；④整理试验数据，与有限元数值分析结果进行对比，验证有限元模型的合理性。

1.1　试件设计

节点的组装示意图如图1所示，其主要由方钢管柱、外环板、盖板及H型梁通过M16高强螺栓连接组成，其中方钢管柱截面尺寸为200 mm×8 mm，H型梁截面尺寸为300 mm×150 mm×6.5 mm×9 mm，方钢管上的外环板和腹板为工厂预焊接，工字梁翼缘与外环板通过上下翼缘盖板相连，焊接腹板与工字梁腹板通过腹板盖板相连，所有连接处都使用8.8级M16高强螺栓，所有构件的材料均为Q355钢。

图2为节点中所有构件的详细尺寸，共设置了J-0、J-4、J-6三个节点，其中J-0节点为无咬合齿的传统高强螺栓节点。J-4和J-6节点在外环板翼缘、H型梁翼缘上各开两道槽，翼缘盖板开4道槽。试验中所有试件除每一道槽的尺寸不同，其他尺寸一致。为保证咬合齿能够准确咬合，对外环板和翼缘开长圆孔。根据文献［8］给出的最优齿口尺寸，每个咬合齿的尺寸固定都设为1.5 mm×2 mm，如图2（e）所示，图2（f）为槽口实物图。构件J-0、J-4、J-6的齿口数量分别为0、4、6，因此每一道槽的宽度为0 mm、8 mm、12 mm，见表1。

1.2　测点布置

为获得试验数据，更好地检测试验结果，需对测点布置位移计及应变片，以得到节点在低周反复荷载作用下的应力应变、位移转角、构件变形等。测点的布置如图3所示。

位移计DT-1、DT-2、DT-4、DT-5用于测量柱在平面内的转动；DT-3、DT-8—DT-10可以测量整个外环板及梁的挠度，其中DT-8—DT-10能够测量节点的转角；DT-6、DT-7能够测量柱底支座的转动情况；DT-11能够测量梁柱之间的弯曲及转动；DT-12和DT-13能够测量梁端位移，也能够测量梁端弯扭程度。柱表面上下各在八个方向布置了单向应变片S1—S8、S9—S16，用于检查是否存在偏心及不对称情况；梁表面前后各在翼缘上布置4个单向应变片S17—S20、S21—S23及S48，用以测量翼缘弯矩，并检查是否存在扭转；在6块翼缘盖板上的螺孔中布置单向应变片S24—S47，以测量盖板的变形及受力。节点域应力复杂，故采用三向应变花，柱构件上布置4枚，即TS1—TS4，腹板盖板上布置4枚，即TS5—TS8。

测点布置完成后，实测检查其定位，所有试件重要测点的实际位置与设计位置偏差均小于2 mm，所有位移计的实际位置与设计位置偏差均小于1 mm。因此，数据整理时可用测点的设计位置代表实际位置。

1.3　加载装置和加载制度

节点的加载装置如图4所示，使用了50 t水平反力架、100 t竖向反力架、50 t竖向反力架、100 t千斤顶及50 t伺服作动器，实验构件高度为1 590 mm，宽度为1 560 mm，支座底部为固结支座，千斤顶处有环形套箍约束平面外变形。

在加载前，应将所有高强螺栓按照设计值拧紧，以达到预紧力。根据《钢结构高强度螺栓连接技术规程》^［9］规定，8.8级M16高强螺栓预紧力为80 kN。在本实验中，齿口滑移会造成盖板接触面有较大振动，为防止高强螺栓在振动下松动、流失预紧力，将高强螺栓的垫片全部换成防松垫片，如图5所示。

在梁端正式加载前，需要进行预加载。预加载能够检查各测点是否正常工作，并消除偏心加载的情况。预加载的步骤为：①施加屈服荷载的20%；②检查对称位置应变片读数，判断是否存在偏心并消除偏心；③将荷载卸载至零，检查位移计的读数是否复原并调整修复；④重复以上三步，直至测件正常工作。

为模拟节点在使用中实际的受力情况，需要在柱顶施加轴压力。在施加轴力前，应松掉横向约束装置两端的螺栓，使横向约束装置能够借助自身长圆孔，随柱子的变形而位移，避免产生较大的变形，影响后续试件的使用。使用100 t千斤顶在柱顶按照三级进行加载，第一级加载200 kN，第二级加载200 kN，第三级加载160 kN，并保持总共560 kN的轴力不变，使柱子的轴压比保持在0.3，在施加轴力过程中，需观察应变片S1、S3、S5、S7及S9、S11、S13、S15的数值变化是否均匀，判断轴力是否存在偏心情况。千斤顶达到预定荷载后，拧紧横向约束装置的螺栓。

使用50 t伺服作动器在梁端进行低周反复加载，加载制度主要有三种：力控制加载制度、位移控制加载制度、力-位移混合控制加载制度。本试验参考《建筑抗震试验规程》^［10］（JGJ/T 101—2015），并结合本试验自身的特征，采用力-位移混合控制加载制度。屈服前，采用力控制，分三级加载，分别为屈服荷载的25%、50%、75%，且每级循环两次。当荷载达到75%后，继续加载至屈服并记下屈服位移。此后采用位移控制，每级变形以屈服位移的倍数控制，在变形控制的前三级，每级循环三次，以后每级循环两次，如图6所示。

1.4　试验结果

1.4.1　试验现象

J-0节点是传统高强螺栓节点，在加载初期，节点保持弹性。随着荷载增大，节点出现“咔哒”的响声，表明高强螺栓产生滑移，进入承压阶段。由于方管柱为四块钢板焊接而成，因此柱身有焊缝，如图7（a）所示，低周反复加载过程中，柱与外环板连接处焊缝有明显的应力集中。当加载点位移达到95 mm时，焊缝开裂，并迅速向下延伸，如图7（b）所示。当加载点位移达到100 mm时，焊缝的张裂导致外环板与柱翼缘分开，外环板净截面削弱严重，立刻被拉断，如图7（c）所示，此时节点达到破坏，破坏前达到的最高极限承载力为199.45 kN·m。卸载后观察高强螺栓，发现由于使用防松垫片，所有螺栓均没有松动，但有明显滑移，如图7（d）所示，且盖板进入塑性，有塑性变形。

对于J-4节点，加载初期，节点保持弹性，梁端位移小，齿口并没有明显变形。随着荷载逐渐增大，齿口出现变形，盖板张开。随着荷载继续增大，盖板齿口在反复受剪下被磨平，导致盖板齿口自刨槽中脱开，如图8（a）所示，高强螺栓在长圆孔中发生滑移，考虑到长圆孔下结构的一部分作为刚体失去平衡，因此认为齿口从刨槽中滑出即为节点破坏，破坏前的极限承载力为162.67 kN·m。拆下高强螺栓观察齿口破坏现象，发现齿口在往复荷载下被逐渐磨平，非常光滑，如图8（b）所示。通过图8（c）也可以看到外环板处齿口也被磨平，且具有明显的滑移痕迹。

对于J-6节点，加载初期，节点保持弹性，此时梁端位移并不明显，节点变形不明显，齿口只有轻微侧移，没有明显变形和错动。随后荷载增大，齿口开始出现错动，盖板边缘张开，如图9（a）所示。随着荷载继续增大，齿口的错动更加明显，齿口的错动也导致齿口受压，多向受力下屈服变形，如图9（b）所示。破坏时，与J-0节点的破坏模式相同，柱与外环板处应力集中明显，当加载点位移达到100 mm时，外环板净截面被拉断，如图9（c）所示，破坏前的极限承载力为200.01 kN·m。拆下高强螺栓观察齿口破坏现象，发现6齿模型的齿口并没有明显的破坏，齿口处的滑移很小，齿口被磨平很浅的一层，如图9（d）所示，可见6个齿口抗剪承载力更大，抗滑移能力更强。

1.4.2　滞回曲线

为获得咬合式梁柱节点的弯矩-转角曲线，需要计算节点的转角φ，由于节点的转动区域主要集中在梁与柱的连接处，因此将柱子与外环板、焊接腹板区域视为刚域，不产生转动，故采用图10所示变形示意图进行转角计算^［11］。从图中可以看出梁端位移Δ_mi由两部分组成^［12］：①由于节点处弯曲变形而产生的位移δ_i；②结构柱受弯变形引起的位移Δ_i，因此节点由于受弯产生的转角可用式（1）计算：

\phi \approx \frac{{\delta }_{\mathrm{i}}}{l_{\mathrm{w}}}=\frac{{\Delta }_{\mathrm{m}\mathrm{i}}-{\Delta }_{\mathrm{i}}}{l_{\mathrm{w}}}（1）

式中：{\Delta }_{\mathrm{m}\mathrm{i}}为梁端位移，由位移计DT-12与DT-13获得；{\Delta }_{\mathrm{i}}为节点域为刚性节点时两端产生的位移，由数值计算获得；l_{\mathrm{w}}为加载点至梁柱连接面处的距离。

为研究三种试验节点的变形能力、抗震能力等承载性能，对三种节点绘制滞回曲线，曲线越饱满，表明该试件的耗能能力越强，抗震性能越好。通过上述方法，计算杆端弯矩M与杆端转角φ，以表征滞回曲线。图11为J-0节点的滞回曲线，可以看出加载初期滞回曲线接近一条直线，加载与卸载大致重合。随着荷载增大，荷载超过了高强螺栓的摩擦阈值，此时螺栓开始滑移，在滞回曲线上出现明显的水平滑移段。加载至后期，滞回环整体有明显的捏缩现象，形状为反S形，并不饱满。

图12为J-4节点的滞回曲线，可以看出加载初期滞回曲线接近一条直线，加载与卸载大致重合。随着荷载增大，齿口逐渐屈服，导致盖板产生滑移，节点整体产生塑性变形，但滞回环整体保持纺锤形，比较饱满。在加载后期，随着齿口破坏，盖板的滑移导致节点刚度改变，因此转角φ为0附近的曲线波动较大；加载末期，节点下盖板所有齿口破坏，齿口自槽中滑出，造成滞回曲线刚度突然下降，产生很大的水平滑移段，滞回环捏缩，成为反S形。

图13为J-6节点的滞回曲线，可以看出加载初期滞回曲线接近一条直线，加载与卸载大致重合。随着荷载增大，节点屈服，但由于齿口并没有破坏，因此滞回环的形状没有改变，直至节点破坏，滞回环始终保持纺锤形，十分饱满，证明节点的耗能能力强。

图14为三个节点的滞回曲线对比，可以看出J-4、J-6节点由于有咬合齿的存在，能够大幅度减小节点在低周反复荷载下的构件滑移，始终保持更高的刚度，滞回曲线更加饱满，耗能能力更强。而J-6节点由于比J-4节点有更多的咬合齿，因此转动刚度更大，极限承载力更大，有更强的耗能能力。

1.4.3　骨架曲线

以往复加载试验中测得的滞回曲线为基础，依次连接各级位移加载循环的峰值荷载点，即可得到骨架曲线，以反映结构极限承载力和延性等主要特点。

图15为三个节点的骨架曲线。通过骨架曲线可以看出，在弹性阶段，骨架曲线基本为一条直线，J-6节点与J-0节点的初始转动刚度几乎一致，都高于J-4节点的初始转动刚度。随着荷载增大，节点转角0.012 rad附近时，J-0节点产生滑移，刚度大幅下降，至转角为0.03 rad附近时进入强化阶段，刚度再次增大，而J-6与J-4节点此时仍保持较大的转动刚度。三者皆在弯矩为160 kN·m附近屈服，由于J-4节点的承载力较小，因此在节点屈服后不久便破坏，而J-6和J-0节点在屈服后发挥了钢材的塑性，有较好的延性。由于最终破坏并没有发生在齿口处，因此无法判断J-6与J-0节点的极限承载力，但通过骨架曲线可以判断，加入咬合齿的J-4、J-6节点能够极大地限制节点构件的滑移，从而大幅提高节点转动刚度，减小节点在低周反复作用下的位移，使节点具有更高的承载力和更好的抗震能力。

1.4.4　耗能能力

耗能能力是指节点在往复荷载下利用自身变形来消耗能量的能力，节点耗散的能量U通过滞回曲线所包围的面积来衡量，面积越大说明消耗的能量越多，通过等效黏滞阻尼系数ξ来衡量节点的耗能能力，ξ越大，则耗能能力越强。ξ可按式（2）计算：

\xi =\frac{\mathrm{1}}{\mathrm{2}\mathrm{\pi }}\cdot \frac{S_{\left(ABC+CDA\right)}}{S_{\left(OBE+ODF\right)}}（2）

式中：S_{（ABC+CDA）}表示滞回环所包围的面积，S_{（OBE+ODF）}表示滞回环对应三角形的面积，如图16所示。

图17为三个节点的耗能能量U及等效黏滞阻尼系数ξ随转角变化的曲线对比图。J-6节点由于刚度最大，滞回环最饱满，在同转角下耗能最多，而J-4节点由于刚度小一些，因此耗散的能量和ξ都小于J-6。而J-0节点由于螺栓产生滑移，导致滞回环捏缩，在相同转角下的滞回环面积最小，因此耗散的能量最少。由于产生了较大滑移量，因此J-0节点的ξ也很小，耗能能力最差。由此可知，加入咬合齿不仅能够提高节点的极限承载力，还能提高节点的耗能能力，在地震荷载下更高效地耗能。

2 咬合式梁柱节点抗震性能的数值模拟

2.1　模型的建立

节点的几何模型使用大型有限元分析软件ABAQUS建立，其几何尺寸、节点构造方式与1.1节中的试验节点一致，根据试验中的三个节点建立了三个有限元模型J-0、J-4、J-6，具体尺寸参见1.1节，为保证网格质量，仍采用方孔、长方孔代替圆孔、长圆孔。为保证计算效率和计算精度，采用三维线性减缩积分单元（C3D8R）进行结构化网格划分，并细化了节点域附近的网格，对远离节点域网格划分则相对粗糙。最终经过ABAQUS的检验及试算，可知模型网格形状规则、分布均匀，没有奇异单元，分析中也没有错误与警告信息，故模型网格划分合理、有效。节点的整体模型、齿口细节及网络划分如图18所示。

由于试验节点的方管柱、外环板及焊接腹板是焊接连接，焊缝按等强连接设计，在试验中没有出现焊缝破坏，因此可以使用绑定约束来模拟焊接连接，如图19所示。其余的构件均采用同种接触关系，定义其法向行为为“硬”接触，允许接触后分离，切向行为中摩擦公式定为“罚”，且摩擦系数为0.3^［13］。

在有限元模型中柱顶、柱底及梁端位置设置耦合约束，如图20所示，为模拟试验节点的约束效果，在柱顶设置铰支座，柱底设置固结支座。静力荷载加载于梁端耦合点。为同试验保持一致，有限元模拟的荷载加载制度与试验完全相同，在柱顶施加轴压力，在梁端施加往复荷载。

高强螺栓材料的本构模型采用了两折线弹塑性模型，弹性模量取20 000 MPa，屈服强度取640 MPa，极限抗拉强度取800 MPa，极限塑性应变取0.2。Q355B钢材的本构模型同样采用双折线模型，材料的力学性能参数由材料力学性能试验得到，在本构模型中，材料的弹性模量取20 000 MPa，屈服强度取400 MPa，极限抗拉强度取540 MPa，对应的塑性应变为0.3。

有限元模型的加载制度应与试验相同，因此模型的分析步分为四步：①施加80 kN螺栓荷载；②将螺栓荷载设为“固定在当前长度”，保证高强螺栓压紧盖板；③在柱顶耦合点施加560 kN轴压力；④与试验低周反复加载制度相同，周期性施加梁端位移荷载。

2.2　分析结果

图21为ABAQUS运算至极限承载力时的应力分布图。从图中可知，J-0与J-6节点梁柱连接处的承载力更高，梁端位移更大，导致柱与外环板连接处的应力集中很大，因此会出现焊缝断裂。而J-4节点承载力小，齿口早于外环板破坏，因此梁端位移更小，外环板处应力也更小。三种节点达到极限承载力时，梁端反力分别是187.76 kN、148.70 kN、185.87 kN。图22为部分节点试验与有限元的滞回曲线及骨架曲线对比。

图23为节点在低周反复荷载下有限元模拟结果与试验结果对比。可以看出三个节点试验与有限元模拟的曲线走向一致、形状一致、拐点一致，因此可以看出有限元能够在全过程中较好地模拟试验结果。从破坏模式上看，由于有限元模型没有对焊缝进行模拟，因此无法模拟J-0节点与J-6节点的破坏模式，但通过ABAQUS内力分析，发现在柱与外环板的三条焊缝交界处的应力很大，如图23（a）所示。在J-4节点的破坏模式中，没有办法使用有限元模拟出齿口被磨平的情况，如图23（b）所示，齿口只是在多方受力下变形，但无法模拟出齿口从盖板里滑出的行为，因此在对于J-4节点模拟时，只进行到齿口滑出前，但通过图23可知齿口对节点刚度的影响能够合理模拟。

表2给出了试验与有限元结果的对比，可以看出，节点的极限弯矩M_u、屈服弯矩M_y的试验实测结果与有限元模拟结果的误差均小于20%，表面有限元具有足够的精度。

2.3　受力机理分析

通过分析有限元模型可知，在咬合式节点抗剪的过程中，摩擦型高强螺栓与咬合齿口呈并联关系，共同抵抗剪力，且当剪力较小的时候，摩擦型高强螺栓承担了绝大部分剪力。随着剪力逐渐增大，达到了摩擦型高强螺栓的抗剪承载力，此时额外的剪力由咬合齿承担，咬合齿受到挤压，产生轻微变形。当剪力过大，导致咬合齿发生屈服后，齿口之间便失去了咬合力，此时咬合齿无法继续抗剪，从槽口中脱开，高强螺栓便在长圆孔中滑移，继续承压抗剪。但由于长圆孔滑移距离过远，整个结构产生了较大的刚体位移，失去平衡，因此针对咬合式节点的破坏模式便是咬合齿屈服，从槽口中脱开，摩擦型高强螺栓开始滑移。

虽然将摩擦型高强螺栓发生滑移作为破坏模式，忽略了高强螺栓承压阶段的抗剪能力，造成部分抗力的浪费，但限制高强螺栓的滑移能够保证结构的侧移更小，满足变形限制。此外，高强螺栓还起到了压紧咬合齿的作用，一旦失去压力，咬合齿也失去作用。这一受力特性与摩擦力的特性非常相似，因此可以认为咬合齿的加入实际上是增大了两个接触面之间的摩擦系数，大大提高了单个摩擦性高强螺栓的抗剪承载力，既能够提高整体节点的极限承载力，又能够防止高强螺栓过早滑移，保证节点的刚度和整体结构的变形在要求内。

3 结 论

本文对装配式钢结构的咬合式梁柱节点的承载性能进行了研究，对不同节点的抗震性能进行了试验和数值分析，以研究咬合齿对于全螺栓节点承载性能的影响，主要工作内容与研究结论如下：

（1） 完成了三个不同咬合齿数量J-0、J-4、J-6的拟静力试验，发现在往复荷载下，相比于无咬合齿节点，有咬合齿节点的滞回曲线更饱满，承载力更高，刚度更大，耗能能力更强，抗震性能更好，且咬合齿数目越多，节点极限承载力越高，节点刚度越大，耗能能力越强。

（2） 建立了三种节点的有限元模型，对节点的拟静力试验进行模拟，发现有限元模拟的应力分布、滞回曲线、骨架曲线都能够较好地模拟真实的试验结果，且屈服承载力和极限承载力的误差均小于20%，证明有限元模拟真实可靠。通过对模型进行内力分析，发现咬合齿的抗剪效果可以等效为增大了接触面摩擦系数，可增大抗剪承载力，减少螺栓的滑移。

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