节点是结构得以连贯的依据，任何结构的结点必须能够把所受荷载从一个构件传递到另一个，直至传到基础，在轻型木结构中所受荷载通过数以百计的构件和数以千计的钉节点来传递，因此明确构件材料的钉连接性能是其应用于现代木结构中重要的一步。　　结合现代木结构国产化的趋势，本文采用国产人工林杉木规格材以及国内市场上常见的普通圆钢钉，依据ASTM D5764等标准对杉木试件进行了钉连接性能研究。测试了杉木规格材握钉力强度，比较了设计值与实验值之间的差距，分析了密度、钉径、纹理方向、放置时间和放置环境对握钉力强度的影响作用；测试了杉木规格材钉槽承压强度，分析了破坏模式并研究了试件密度、钉直径、纹理方向等因素对强度、刚度的影响，采用弹性地基梁理论中Foschi的指数函数模型对杉木钉槽承压时的基体特性进行了理论分析；对所用国产圆钢钉进行了屈服强度测试，明确了几种国内常用圆钢钉的屈服强度等性质，对钉节点的单剪承载力进行了测试，研究了节点的破坏模式，比较了设计值与实验值之间的差异，分析了钉头效应、构件表面摩擦力等因素对承载特性的影响。论文的主要结果如下：　　（1）杉木握钉力值高于国外相关规范设计值，满足使用要求，其中密度是影响握钉力最重要的因素，对实验握钉力值进行回归分析表明其密度指数常数值为1.784，低于国外设计公式所采用的2.5。　　（2）握钉力强度与钉直径成正比，但当钉直径大于3.5mm时易产生开裂；端面握钉力变异系数为17.3-24.4，纵面为11.4-19.3，端面强度变异性大于纵面，握钉力变异范围与试件密度并无相关性，杉木端纵面握钉力强度比为0.6-0.8，钉直径对端纵比并无显著性影响。　　（3）钉节点制作完成后，放置时间及放置环境对握钉力强度有降低的作用，自然条件下放置一周后握钉力强度下降29％，与放置时间相比放置环境温湿度变化所造起的握钉力下降现象更为明显。　　（4）杉木钉槽承压实验采用半孔承压法较为合适，顺纹加载时钉槽承压有钉槽压溃和试件劈裂两种破坏模式，横纹有钉槽压溃和翘曲两种破坏模式，杉木钉槽承压以钉槽压溃的延性破坏模式为主；落叶松以劈裂、翘裂的脆性破坏模式为主。　　（5）荷载方向对钉槽承压强度有明显的影响，顺纹加载时极限钉槽承压强度、5%直径偏移强度以及刚度为横纹加载时的2倍；方差分析表明横纹顺纹加载时钉直径对钉槽承压强度均无显著性影响，但对刚度有显著性影响。　　（6）密度与钉槽承压强度、刚度有着正相关的关系，比较实验值与我国设计值表明我国钉槽强度设计值偏低，与实际相差较大；比较实验测试值与北美木结构设计值表明数值基本相近，除横纹加载条件下落叶松强度小于设计值外其余都均满足要求，因此北美木结构钉槽强度计算方法优于我国现有计算方法，但其横、顺加载时采用相同的计算公式不能反应横、顺纹荷载下的强度差异；对顺纹加载时钉槽强度实验值进行幂函数非线性回归分析可得指数常数值为1.137，低于北美设计公式中所采用的1.84。　　（7）实验所用圆钢钉屈服强度与规范设计值相近，侧剪实验结果表明杉木钉节点共有五种破坏模式，分别为钉从主构件拔出、钉帽嵌入边构件、边构件劈裂、钉槽承压破坏、钉屈服；钉节点的刚度离散性明显大于强度，钉帽效应及构件间摩擦力对节点承载力有着增强的作用，导向孔为90%时钉节点承载力最强，过大的导向孔会使节点承载力下降。（8）钉节点侧剪实验值与我国木结构设计值相差较大，与北美木结构设计值差异较小，计算破坏模式与实验破坏模式一致，分析发现造成我国设计值与实验相差较大的主要原因在于我国规范所使用的杉木钉槽承压强度设计值与实验值相差甚大，而我国钉节点侧剪承载计算方法与北美计算方法不同的表达方式本身所带来的计算差异并不明显，因此改进我国钉槽承压强度表示方法对于钉节点侧剪承载力的精确计算有着重要的意义。　　（9）拟合曲线表明钉节点侧剪承载时线弹性区变异较小，屈服后变异性增大，节点破坏后变异性进一步加大，Foshi指数函数公式较好地描述了节点的承载特性，拟合曲线显示节点极限滑移处一般小于7.62mm，节点线弹性区滑移一般小于1mm，破坏后节点荷载—位移曲线一般呈直线下降趋势。　　（10）拟合曲线表明钉节点承载力随着直径的增大而增大，节点的初始刚度及屈服后刚度与钉直径的变化没有明显的相关；钉帽效应可使得节点承载力增大约一半，具有钉帽效应节点初始刚度增大1.1，屈服后刚度也略有增大；构件间有摩擦力的钉节点承载力略大于无摩擦力节点，但其初始刚度和屈服后刚度变化不明显；导向孔直径为所用钉径110%的节点承载力、初始刚度明显小于导向孔径为60%和90%的节点，过大的导向孔使得钉与钉槽的轴力握钉力减小造成节点侧剪承载力下降呈钉拔出破坏模式，采用适宜的导向孔径可增大节点强度。