2.1 單根立柱受力性能試驗
鋁合金立柱在風壓作用下的受力可以簡化為梯形荷載，梯形荷載模擬示意圖見圖3，加載裝置見圖4。
在跨中布置兩個豎向位移計，分別測量公、母立柱在豎向荷載作用下的平面內撓度變形);在跨中布置兩個水平位移計，分別測量公、母立柱在豎向荷載作用下的平面外開口(或閉口)變形。為監測加載過程鋁合金型材的應力變化，在公、母立柱跨中受拉側分別布置一個應變片。
用手動葫蘆模擬等效風壓2kPa、4kPa、6kPa、8kPa、10kPa。首先進行預加載1kPa，以觀測加載系統和各測點工作的可靠性，之后進行單調加載，依次施加2kPa、4kPa、6kPa、8kPa、10kPa對應的荷載，并詳細記錄相應的位移和應變數據。
為了研究超臨界荷載之后的立柱變化情況，特對在跨中帶一組掛鉤的立柱進行了試驗，等效風壓依次為2.0kPa、4.0kPa、6.0kPa、8.0kPa、10.0kPa。正風壓作用下的變形和應變結果見表1，負風壓作用下的變形和應變結果見表2。
從表1和表2可知：
(1)隨著風壓的增大，平面外變形和應變值基本呈線性增大;相同大小的正風和負風作用下，平面外變形和應變基本相同，而且平面外變形試驗值與計算結果較為一致;
(2)正風作用下平面內變形逐步增大，但由于掛鉤的拉接作用，使得平面內變形增長較為緩慢;負風作用時，在加載初期，公母立柱平面內變形均逐步加大，但當風壓達到8kPa時，母立柱平面內的變形逐步減小，說明此時公立柱和母立柱已閉合在一起，公母立柱一起偏向母立柱一側;
(3)風壓達到10kPa時，遠超過公母立柱的臨界荷載，但變形形態仍為彈性，無明顯的失穩現象發生。
2.2 利用試驗室加壓腔體進行試驗
在江河創建集團股份有限公司內部三性試驗室進行試驗研究，試件由兩個單元體板塊組裝而成，組裝后的尺寸為2730mm×2730mm，加載裝置見圖5。僅對組裝后單元體中部的立柱進行測量，位移計和應變片布置與單根立柱試驗相同。
正風壓作用下的變形和應變結果見表3，負風壓作用下的變形和應變結果見表4。
由于試驗室加載條件限制，最多只能加載到5kPa，從試驗結果可以看出：(1)開口鋁合金立柱在5kPa的風壓作用下，平面外變形和應變值與單根立柱所得結果較為接近，而且平面外變形與計算結果符合較好;(2)正向風壓為1kPa時，公母立柱各自變形，當風壓增大至2kPa時，開口變形繼續增大，掛鉤開始發揮作用，將公母立柱拉接在一起，而公立柱的抗彎剛度較大，使得母立柱向公立柱一側靠攏;(3)負風作用時，掛鉤基本不起作用，隨著風壓的增大公母立柱
相互靠攏，風壓為4kPa時，母立柱變形逐步減小，說明公母立柱一起朝著母立柱方向偏移。
2.3 沙袋破壞試驗
為研究單元體的極限破壞狀態，且保證實驗過程中的人員設備安全，特對實驗方案進行改進，將兩個單元體板塊拼裝后水平放置，利用實驗室現有的鋼框架模擬其邊界條件，并用800mm高的鋼架將鋼框架支撐起來，采用沙袋進行加載。單元體下部的空間用以安裝位移計和設置應變片。加載裝置如圖6
試驗僅模擬正風作用下的受力情況，在單元體上逐層地放置沙袋，對每個托盤和沙袋進行稱重，并換算為單元體上的等效均布荷載，在施加過程中記錄每層沙袋加載后的立柱變形和應變。為研究其殘余變形情況，卸載時逐層移去托盤，并記錄各試驗數據。變形和應變實測值見表5。
由表5可知：沙袋卸載后，公立柱有6.9mm的平面外變形，母立柱有7.62mm的平面外變形;平面內變形基本恢復原狀;公立柱有70με的殘余應變，母立柱有499με的殘余應變;在超臨界荷載的情況下，立柱依然無明顯失穩現象。
在獲取加載、卸載過程的試驗數據后，對上述單元體進行加載直至破壞狀態。沙袋達到11層，等效風壓為19.46kPa時，單元體有明顯變形，但尚未破壞;繼續增加沙袋，等效風壓為20.51kPa時，單元體破壞。破壞形態見圖7。
3 各國規范計算方法對比
針對試驗采用的型材進行計算，公母立柱截面尺寸見圖8。單元體寬度
，長度
。立柱截面參數見表6。分別按照中國、英國、美國相關規范中的計算方法進行分析。
3.1 中國規范
