首先製作一段三明治翼型結構，但是內部不放置任何接合機構，
經由上述的實驗程序，可得一懸臂支承的三明治結構實驗結果(施力 及邊界條件如圖 6-12 所示)；利用 4-1 節介紹的二維以及三維有限元 素分析模型，以及 2-3 中介紹的 Fortran 程式，可得到理論分析的結 果，如圖6-13 以及表 6-5 中所示，其中所使用的材料常數如表 4-1 所 示。
由表6-5 中顯示三維有限元素分析模型較二維有限元素模型來得 準確，在施力達2.5 公斤時誤差為 3.48﹪。由表中誤差的趨勢以及圖 6-13 中撓曲曲線的走勢可以看出，在施力小時誤差較小，在施力大時 誤差會逐漸增加，這是由於支承並不是完全的懸臂支承導致。由於本 實驗的縱長相當長，假如支承端經施力造成 1 度的旋轉量，則端點會 產生40×sin(1°)=0.70 cm 的撓度，約等於造成 0.7/0.969=72.2%的誤差 量，因此實驗中支承的模擬十分重要。ㄧ開始使用數個Ｃ型夾來模 擬，但是誤差始終超過 20%，後來使用 3-2-3 節中介紹的夾具來挾持，
由於挾持的面積變大很多，使得誤差減少成小於 7%，並且增加 6-2-1 節之中的步驟（7），直至當壓力增加數十公斤時數值的變化量影響誤 差不足 1~2%為止。但是隨著施力的增加，邊界些微的轉動仍然會使 實際量測的撓度稍大。
接著製作一具接合機構且經由兩段來接合的三明治翼型結構，經
由上述的實驗程序，可得一懸臂支承的三明治結構實驗結果(施力及 邊界條件如圖 6-14 所示)；利用 4-2 節介紹的有限元素分析模型，以 及 2-3 節中介紹的 Fortran 程式，可得到理論分析的結果，如圖 6-15 以及表6-6 中所示。其中所使用的材料常數如表 4-1 所示，連接管道 以及板狀結構的材料常數由纖維與發泡材料所佔的體積比來估算。葉 片的截面尺寸如圖 6-16 所示，其中淺藍色為發泡材料.綠色為巴爾沙 木.藍色為連接管道，在截面 1 中紅色為空洞.黃色為巴爾沙木，在截 面2 中紅色與黃色皆為板狀結構。截面 1、截面 2 的外表面皆蒙上一 層0.01 cm 厚的玻璃纖維。
表6-6 中顯示有限元素分析模型，在施力達 2.5 公斤時誤差為 6.01
﹪。由表中誤差的趨勢以及圖 6-15 中撓度曲線的走勢可以看出，本 實驗也有先前所述在施力小時誤差較小，在施力大時誤差會逐漸增 加，本來本實驗的縱長較先前實驗來得長，旋轉造成的誤差量應相對 的增加，然而實驗中發現挾持的長度也會影響誤差量，當挾持的長度 越長時誤差越小，邊界越不容易旋轉，但是先前不含接合機構的實驗 試品長度較短，無法挾持較長的長度也是造成其旋轉誤差的因素。
本實驗的分析中，發泡加纖維束的連接管道，以及板狀結構的材 料常數，是以估算其發泡材料的量以及纖維總量，依照其各自所佔的 體積比來推估其材料常數。經由改變其纖維所佔總量約-10~10%所算 出的材料常數，代入有限元素模型以及 Fortran 程式的結果影響不 大，因為聯接管道位於內部，相較於面材影響的慣性矩較小，而板狀 結構所佔的長度又不長，只有強化接合部分一小段長度所致。
綜述本實驗造成誤差的因素如下：
（1） 各種試品製作上的缺陷，如鐵氟龍摺痕、接合角度的精準度、
玻纖外殼疊層角度誤差……等等。
（2） 發泡材料常數量測實驗時造成的誤差。
（3） 各種材料常數如發泡及巴爾沙木，極容易因為產品以及施工 品質變化導致誤差。
（4） 連接管道以及板狀結構材料常數推估造成的誤差。
（5） 連接管道以及板狀結構模型簡化所造成的誤差。
（6） 邊界條件模擬的誤差。
（7） 實驗時的工作平台並不完全為穩固的平台。
（8） 拉伸試驗機精準度上的誤差。
對於邊界條件模擬的誤差，如在固定端改為翼型結構與防撞泡棉 之間的接觸分析，則誤差將更為減少，模擬將更為真實。在此應使用 面對面接觸元素分析，並且需量測出防撞泡棉的剛性，以模擬防撞泡 棉的接觸變形行為。接觸分析屬於邊界非線性的分析，接觸元素相當 於一根根具不貫穿拘束的柔軟彈簧在翼型結構與泡棉之間，求解時需 以遞迴的方式重複施加與移除邊界條件，因此在模型相當大時會耗費 極大的電腦資源；並且由於 fortran 程式無法如此模擬邊界，如此一 來將無法比較ANSYS 與 fortran 程式之間的差異性。
另有一減少邊界旋轉誤差的方法，即是挾持一在挾持段與翼型結 構外型一致，並具有極大剛性的結構，利用上述實驗流程測出每一實 驗施力值的旋轉位移。假設此結構為剛性，則可將實驗時旋轉造成的 誤差減少。但是此結構的自重也會影響實驗時的準確性，因此需以配 重的方法使其重心與實際待測物品一致，唯製作不易與成本稍高為其 缺點。