2.1 单根立柱受力性能试验
铝合金立柱在风压作用下的受力可以简化为梯形荷载，梯形荷载模拟示意图见图3，加载装置见图4。
在跨中布置两个竖向位移计，分别测量公、母立柱在竖向荷载作用下的平面内挠度变形);在跨中布置两个水平位移计，分别测量公、母立柱在竖向荷载作用下的平面外开口(或闭口)变形。为监测加载过程铝合金型材的应力变化，在公、母立柱跨中受拉侧分别布置一个应变片。
用手动葫芦模拟等效风压2kPa、4kPa、6kPa、8kPa、10kPa。首先进行预加载1kPa，以观测加载系统和各测点工作的可靠性（词条“可靠性”由行业大百科提供），之后进行单调加载，依次施加2kPa、4kPa、6kPa、8kPa、10kPa对应的荷载，并详细记录相应的位移和应变数据。
为了研究超临界荷载之后的立柱变化情况，特对在跨中带一组挂钩的立柱进行了试验，等效风压依次为2.0kPa、4.0kPa、6.0kPa、8.0kPa、10.0kPa。正风压作用下的变形和应变结果见表1，负风压作用下的变形和应变结果见表2。
从表1和表2可知：
(1)随着风压的增大，平面外变形和应变值基本呈线性增大;相同大小的正风和负风作用下，平面外变形和应变基本相同，而且平面外变形试验值与计算结果较为一致;
(2)正风作用下平面内变形逐步增大，但由于挂钩的拉接作用，使得平面内变形增长较为缓慢;负风作用时，在加载初期，公母立柱平面内变形均逐步加大，但当风压达到8kPa时，母立柱平面内的变形逐步减小，说明此时公立柱和母立柱已闭合在一起，公母立柱一起偏向母立柱一侧;
(3)风压达到10kPa时，远超过公母立柱的临界荷载，但变形形态仍为弹性，无明显的失稳现象发生。
2.2 利用试验室加压腔体进行试验
在江河创建集团股份有限公司内部三性试验室进行试验研究，试件由两个单元体板块组装而成，组装后的尺寸为2730mm×2730mm，加载装置见图5。仅对组装后单元体中部的立柱进行测量，位移计和应变片布置与单根立柱试验相同。
正风压作用下的变形和应变结果见表3，负风压作用下的变形和应变结果见表4。
由于试验室加载条件限制，最多只能加载到5kPa，从试验结果可以看出：(1)开口铝合金立柱在5kPa的风压作用下，平面外变形和应变值与单根立柱所得结果较为接近，而且平面外变形与计算结果符合较好;(2)正向风压为1kPa时，公母立柱各自变形，当风压增大至2kPa时，开口变形继续增大，挂钩开始发挥作用，将公母立柱拉接在一起，而公立柱的抗弯刚度较大，使得母立柱向公立柱一侧靠拢;(3)负风作用时，挂钩基本不起作用，随着风压的增大公母立柱
相互靠拢，风压为4kPa时，母立柱变形逐步减小，说明公母立柱一起朝着母立柱方向偏移。
2.3 沙袋破坏试验
为研究单元体的极限破坏状态，且保证实验过程中的人员设备安全，特对实验方案进行改进，将两个单元体板块拼装后水平放置，利用实验室现有的钢框架模拟其边界条件，并用800mm高的钢架将钢框架支撑起来，采用沙袋进行加载。单元体下部的空间用以安装位移计和设置应变片。加载装置如图6
试验仅模拟正风作用下的受力情况，在单元体上逐层地放置沙袋，对每个托盘和沙袋进行称重，并换算为单元体上的等效均布荷载，在施加过程中记录每层沙袋加载后的立柱变形和应变。为研究其残余变形情况，卸载时逐层移去托盘，并记录各试验数据。变形和应变实测值见表5。
由表5可知：沙袋卸载后，公立柱有6.9mm的平面外变形，母立柱有7.62mm的平面外变形;平面内变形基本恢复原状;公立柱有70με的残余应变，母立柱有499με的残余应变;在超临界荷载的情况下，立柱依然无明显失稳现象。
在获取加载、卸载过程的试验数据后，对上述单元体进行加载直至破坏状态。沙袋达到11层，等效风压为19.46kPa时，单元体有明显变形，但尚未破坏;继续增加沙袋，等效风压为20.51kPa时，单元体破坏。破坏形态见图7。
3 各国规范计算方法对比
针对试验采用的型材进行计算，公母立柱截面尺寸见图8。单元体宽度
，长度
。立柱截面参数见表6。分别按照中国、英国、美国相关规范中的计算方法进行分析。
3.1 中国规范
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