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Efectos de la esbeltez
CONSIDERACIONES GENERALES
El diseño de las columnas consiste básicamente en seleccionar una sección transversal adecuada para la misma, con armadura para
soportar las combinaciones requeridas de cargas axiales mayoradas Pu y momentos (de primer orden) mayorados Mu, incluyendo la
consideración de los efectos de la esbeltez de la columna (momentos de segundo orden).
La esbeltez de una columna se expresa en términos de su relación de esbeltez kℓu/r, donde k es un factor de longitud efectiva (que
depende de las condiciones de vínculo de los extremos de la columna), ℓu es la longitud de la columna entre apoyos y r es el radio
de giro de la sección transversal de la columna. En general, una columna es esbelta si las dimensiones de su sección transversal son
pequeñas en relación con su longitud.
A los fines del diseño, el término "columna corta" se usa para designar una columna que tiene una resistencia igual a la calculada
para su sección transversal, usando las fuerzas y los momentos obtenidos de un análisis para combinación de flexión y carga axial.
Una "columna esbelta" se define como una columna cuya resistencia se reduce debido a las deformaciones de segundo orden
(momentos de segundo orden). Según estas definiciones, una columna con una determinada relación de esbeltez se puede
considerar como columna corta bajo un determinado conjunto de restricciones, y como columna esbelta bajo otro conjunto de
restricciones. Con el empleo de hormigones y armaduras de mayor resistencia, y con métodos de análisis y diseño más precisos, es
posible diseñar secciones de menores dimensiones, lo cual da origen a elementos más esbeltos. En consecuencia, la necesidad de
contar con procedimientos de diseño confiables y racionales para las columnas esbeltas se convierte así en una consideración
importante en el diseño de columnas.
Una columna corta puede fallar a causa de una combinación de momento y carga axial que supere la resistencia de la sección
transversal. Este tipo de falla se conoce como "falla del material." A modo de ejemplo, consideremos la columna ilustrada en la
Figura 11-1. Debido a la carga, la columna tiene una deformación ∆ que provocará un momento adicional (de segundo orden) en la
columna. En el diagrama de cuerpo libre se puede ver que el momento máximo en la columna ocurre en la sección A-A, y es igual
al momento aplicado más el momento debido a la deformación del elemento, que es M = P (e + ∆).
La falla de una columna corta puede ocurrir en cualquier punto a lo largo de la curva de interacción de resistencias, dependiendo de
la combinación del momento y la carga axial aplicada. Como se mencionó anteriormente, se producirá alguna deformación y habrá
una "falla del material" cuando una combinación particular de carga P y momento M = P (e + ∆) interseque la curva de interacción
de resistencias.

11 - 2
Si la columna es muy esbelta, podría llegar a una deformación debida a carga axial P y momento Pe tal que la deformación
aumente indefinidamente sin que aumente la carga P. Este tipo de falla se conoce como "falla de estabilidad," como se indica en la
curva de interacción de resistencias.
Figura 11-1 – Interacción de las resistencias en columnas esbeltas
El concepto básico del comportamiento de las columnas esbeltas rectas con carga axial concéntrica fue desarrollado originalmente
por Euler, hace ya más de 200 años. El concepto establece que un elemento fallará por pandeo bajo la carga crítica Pc = π2
EI/(ℓe)2
,
siendo EI la rigidez flexional de la sección transversal del elemento y ℓe la longitud efectiva, que es igual a kℓu. Para las columnas
cortas "robustas," el valor de la carga de pandeo será mayor que la resistencia al aplastamiento por compresión directa
(correspondiente a la falla del material). En los elementos que son más esbeltos (es decir, elementos para los cuales el valor de
kℓu/r es más elevado), la falla puede ocurrir por pandeo (falla de estabilidad), con la carga de pandeo disminuyendo a medida que
aumenta la esbeltez (ver Figura 11-2).
Figura 11-2 – Carga de falla en función de la esbeltez de una columna
Como se puede observar, es imposible representar los efectos de la esbeltez y los momentos amplificados en una típica curva de
interacción de resistencias. En consecuencia, se puede desarrollar una "familia" de diagramas de interacción de resistencias para
columnas esbeltas con diferentes relaciones de esbeltez, como se ilustra en la Figura 11-3. El diagrama de interacción de
resistencias para kℓu/r = 0 corresponde a las combinaciones de momento y carga axial donde la resistencia no se ve afectada por la
esbeltez del elemento (resistencia de columna corta).
Figura 11-3 – Diagramas de interacción de resistencias para columnas esbeltas
A
A
M
M = Pe
P
P
P
M = Pe
P
P
M
Pe
M = P (e+∆)
∆
P∆
columna corta
falla del material
falla de estabilidad
pandeo
compresión
P
Pc =
( )
π
A
2
2
u
EI
k
kℓu/r
30
6
0
100
130
M
P
kℓu/r = 0

11 - 3
CONSIDERACIÓN DE LOS EFECTOS DE LA ESBELTEZ
Se establecen límites para la esbeltez tanto de pórticos indesplazables como para pórticos desplazables, incluyendo métodos de
diseño permitidos para cada rango de esbeltez. Se establecen límites inferiores para la esbeltez, por debajo de los cuales los
momentos de segundo orden se pueden despreciar y sólo es necesario considerar la carga axial y los momentos de primer orden
para seleccionar la sección transversal y la armadura de las columnas (diseño de columnas cortas). Se debe observar que, para las
vigas y columnas de dimensiones habituales y las alturas de piso típicas de los sistemas de hormigón, los efectos de la esbeltez se
pueden despreciar en más del 90 por ciento de las columnas de los pórticos indesplazables y en alrededor del 40 por ciento de las
columnas de los pórticos desplazables. Cuando las relaciones de esbeltez son moderadas se permite un análisis aproximado de los
efectos de la esbeltez que se basa en un factor de amplificación de los momentos (ver 10.12 y 10.13). Cuando la relación de
esbeltez de la columna es elevada se requiere un análisis de segundo orden más exacto (ver 10.11.5), que considere el
comportamiento no lineal del material y la fisuración, así como los efectos de la curvatura y del desplazamiento lateral del
elemento, la duración de las cargas, la contracción y la fluencia lenta, y la interacción con las fundaciones. No se especifican
límites superiores para la esbeltez de las columnas. En la Figura 11-4 se resumen los límites de la relación de esbeltez indicados en
10.12.2 para pórticos indesplazables y en 10.13.2 para pórticos desplazables, junto con los métodos permitidos para considera la
esbeltez de las columnas.
* 34–12(M1/M2) ≤ 40
** Permitido para cualquier relación de esbeltez.
Figura 11-4 – Consideración de la esbeltez de las columnas
10.10 EFECTOS DE LA ESBELTEZ EN ELEMENTOS COMPRIMIDOS
10.10.1 Análisis de segundo orden
El código alienta el uso de análisis de segundo orden o análisis P-∆ para considerar los efectos de la esbeltez en los elementos
comprimidos. En general, los resultados de un análisis de segundo orden permiten obtener valores más realistas para los momentos
que los que se obtienen usando un análisis aproximado de acuerdo con las secciones 10.12 ó 10.13. En el caso de los pórticos
desplazables, utilizando análisis de segundo orden generalmente se obtendrán diseños más económicos. En las Referencias 10.24 -
10.29 se presentan procedimientos para realizar un análisis de segundo orden. En R10.10.1 el lector encontrará una discusión sobre
las limitaciones para la utilización de un análisis de segundo orden de acuerdo con 10.10.1.
Pórtico
desplazable
Pórtico
indesplazable
Despreciar la
esbeltez
kℓu/r < 22
kℓu/r ≤
34–12(M1/M2)*
Métodos
aproximados
22≤ kℓu/r ≤ 100
100≥ kℓu/r >
34–12(M1/M2)*
Análisis
P - ∆**
kℓu/r > 100 kℓu/r > 100

11 - 4
Si por algún motivo no resulta práctico realizar un análisis más exacto, la sección 10.10.2 permite considerar los efectos de la
esbeltez mediante un método aproximado de amplificación de momentos. Sin embargo, se debe observar que para todos los
elementos comprimidos en los cuales la relación de esbeltez (kℓu/r) es mayor que 100 (ver Figura 11-4), para considerar los efectos
de la esbeltez se debe utilizar un análisis más exacto según lo definido en 10.10.1.
10.11 EVALUACIÓN APROXIMADA DE LOS EFECTOS DE LA ESBELTEZ
Se usa el factor de amplificación de momentos δ para amplificar los momentos de primer orden y así tomar en cuenta el aumento
de los momentos provocado por la curvatura y el desplazamiento lateral del elemento. El factor de amplificación de momentos δ
depende de la relación entre la carga axial aplicada y la carga crítica o de pandeo de la columna, de la relación entre los momentos
aplicados en los extremos de la columna, y de la geometría deformada de la columna.
10.11.1 Propiedades de la sección para el análisis del pórtico
De acuerdo con 10.11.1, las cargas axiales mayoradas (Pu), los momentos mayorados en los extremos de la columna (M1 y M2) y
las deformaciones laterales de piso, ∆o, se deberán calcular usando un análisis elástico de primer orden del pórtico, considerando la
presencia de regiones fisuradas a lo largo del elemento. Es evidente que realizar estos cálculos no es factible desde el punto de vista
económico, aún para estructuras pequeñas. Por lo tanto, para considerar la fisuración en el análisis se pueden usar las propiedades
de la sección dadas en 10.11.1 y resumidas en la Tabla 11-1. Los valores de E, I y A han sido seleccionados a partir de los
resultados obtenidos en ensayos y análisis de pórticos de acuerdo con la Referencia 10.28. Es importante observar que para analizar
la estructura a nivel de la carga de servicio resulta satisfactorio multiplicar los momentos de inercia especificados en la Tabla 11-1
por 1/0,70 = 1,43 (R10.11.1). Además, los momentos de inercia se deben dividir por (1 + βd) en el caso que sobre la estructura
actúen cargas horizontales de larga duración (por ejemplo, las cargas horizontales provocadas por las presiones del suelo) o para
verificación de la estabilidad frente a cargas gravitatorias realizadas de acuerdo con 10.13.6.
Tabla 11-1 – Propiedades de las secciones para el análisis de pórticos
Módulo de elasticidad Momento de inercia†
Área
Vigas 0,35 lg
Columnas 0,70 Ig
Tabiques no fisurados 0,70 lg
Tabiques fisurados 0,35 lg
Placas planas y losas planas
Ec de 8.5.1
0,25 lg
1,0 Ag
†
Dividir por (1 + βd) cuando actúen cargas de larga duración, o para las verificaciones de estabilidad realizadas
de acuerdo con 10.13.6.
Para los análisis a nivel de la carga de servicio multiplicar por 1/0,70 = 1,43.
10.11.2 Radio de giro
En general el radio de giro, r, es g g
I / A . En particular, para los elementos de sección rectangular r se puede tomar igual a 0,30
por la dimensión en la dirección en la cual se está considerando la estabilidad, mientras que para los elementos de sección circular
se puede tomar igual a 0,25 por el diámetro de la sección, como se ilustra en la Figura 11-5.

11 - 5
Figura 11-5 – Radio de giro, r
10.11.3, 10.12.1 Longitud sin apoyo lateral y longitud efectiva de elementos comprimidos
La longitud sin apoyo lateral (o longitud no soportada) ℓu de una columna, definida en 10.11.3, es la distancia libre entre apoyos
laterales, como se ilustra en la Figura 11-6. Observar que la longitud ℓu puede ser diferente para el pandeo respecto de cada uno de
los ejes principales de la sección transversal de la columna. La ecuación básica de Euler para la carga crítica de pandeo se puede
expresar como Pc = π2
EI/(ℓe)2
, siendo ℓe la longitud efectiva kℓu. Las ecuaciones básicas para el diseño de columnas esbeltas fueron
desarrolladas para extremos articulados y, por lo tanto, se las debe modificar para considerar los efectos de las condiciones de
vínculo. La longitud efectiva de la columna, kℓu, y no la longitud real sin apoyo lateral ℓu, es la que se utiliza para estimar las
resistencias de las columnas esbeltas. Esta longitud efectiva considera tanto las condiciones de vínculo como la condición de
sistema indesplazable o desplazable.
Figura 11-6 – Longitud sin apoyo lateral, ℓu
Cuando se produce la carga crítica definida por la ecuación de Euler, un elemento originalmente recto pandea con una forma de
semionda sinusoidal, como se ilustra en la Figura 11-7(a). Con esta configuración, en cada sección actúa un momento adicional P-
∆, siendo ∆ el desplazamiento lateral en el punto específico considerado a lo largo de la columna. Este desplazamiento lateral
continúa aumentando hasta que la tensión por flexión provocada por el momento (P-∆), más la tensión de compresión original
provocada por las cargas aplicadas, excede la resistencia a la compresión del hormigón y la columna falla. La longitud efectiva ℓe
(= kℓu) es la longitud entre los apoyos articulados, entre puntos de momento nulo o entre puntos de inflexión. Para la condición de
ambos extremos articulados ilustrada en la Figura 11-7(a), la longitud efectiva es igual a la longitud sin apoyo lateral o no
soportada, ℓu. Si el elemento está empotrado en ambos extremos (restringido contra la rotación), el pandeo se producirá en la forma
ilustrada en la Figura 11-7(b); habrá puntos de inflexión en los puntos indicados, y la longitud efectiva ℓe será igual a la mitad de la
longitud sin apoyo lateral, ℓu. La carga crítica de pandeo Pc para la condición de extremos empotrados es cuatro veces mayor que
para la condición de extremos articulados. En las estructuras reales rara vez las columnas son perfectamente articuladas o
empotradas, sino que sus extremos están parcialmente restringidos contra la rotación por los elementos solidarios a la columna. En
consecuencia, la longitud efectiva está comprendida entre ℓu/2 y ℓu, como se indica en la Figura 11-7(c), siempre que esté impedido
el desplazamiento lateral de un extremo de la columna respecto del otro. El valor real de la longitud efectiva depende de la rigidez
de los elementos solidarios a los extremos superior e inferior de la columna.
b
h
r = 0,3b r = 0,25 D
r = 0,3h
D
r =
I
Ag
g
Dirección
analizada
ℓ
u
ℓ
u
ℓ
u

11 - 6
Figura 11-7 – Longitud efectiva, ℓe (condición indesplazable)
Una columna que está empotrada en un extremo y totalmente libre en el otro (en voladizo) pandeará como se ilustra en la Figura
11-8(a). El extremo superior tendrá un desplazamiento lateral relativo con respecto al extremo inferior. La geometría deformada
de estos elementos es similar a la mitad de la deformada sinusoidal del elemento articulado en ambos extremos ilustrado en la
Figura 11-7(a). En consecuencia, la longitud efectiva es igual a dos veces la longitud real. Si la columna está impedida contra la
rotación en ambos extremos pero uno de los extremos se puede desplazar lateralmente respecto del otro, la columna pandeará como
se ilustra en la Figura 11-8(b). La longitud efectiva ℓe será igual a la longitud real ℓu, con un punto de inflexión (pi) ubicado como
se indica. La carga de pandeo de la columna de la Figura 11-8(b), en la cual el desplazamiento lateral no está impedido, es un
cuarto de la de la columna de la Figura 11-7(b), en la cual el desplazamiento lateral sí está impedido. Como se indicó
anteriormente, los extremos de las columnas rara vez son totalmente articulados o totalmente empotrados, sino que están
parcialmente restringidos contra la rotación por los elementos solidarios a la columna. Por lo tanto, la longitud efectiva variará
entre ℓu e infinito, como se indica en la Figura 11-8(c). Si los elementos que restringen el movimiento (vigas o losas) son muy
rígidos en relación con la columna, el pandeo se aproximará al esquema ilustrado en la Figura 11-8(b). En cambio, si los elementos
que restringen el movimiento son bastante flexibles, la columna se aproximará a una condición articulada en ambos extremos y la
columna (o las columnas), y posiblemente la estructura, se aproximarán a la instabilidad.
En las estructuras habituales de hormigón armado el diseñador rara vez se ocupa de elementos individuales, sino que analiza
sistemas aporticados rígidos compuestos por conjuntos de viga-columna y losa-columna. El comportamiento de pandeo de un
pórtico que no está arriostrado contra el desplazamiento lateral (desplazable) se puede ilustrar mediante el pórtico sencillo de la
Figura 11-9. Como no tiene restricción lateral en el extremo superior, la totalidad del pórtico (no arriostrado) es libre de moverse
lateralmente. El extremo inferior puede ser articulado o estar parcialmente restringido contra la rotación. En general, la longitud
efectiva ℓe depende del grado de restricción contra la rotación de los extremos de la columna y ℓu < ℓe < ∞.
Figura 11-8 – Longitud efectiva, ℓe (condición desplazable)
Pc Pc Pc pi = punto de inflexión
pi
c
P
c
P
c
P
pi
pi
pi
ℓe = ℓu
∆
ℓu/4
ℓu/2 = ℓe
ℓu
ℓu>ℓe>ℓu/2
ℓu
(a) (b) (c)
pi = punto de inflexión
Pc c
P c
P
Pc
Pc
c
P
pi
pi
pi
(a) (b) (c)
ℓe = 2ℓu
ℓu ℓu
ℓe = ℓu
ℓu
ℓu < ℓe < ∞

11 - 7
Figura 11-9 – Pórtico rígido (condición desplazable)
Resumiendo, se pueden hacer los siguientes comentarios.
1. Para los elementos solicitados a compresión en pórticos indesplazables, la longitud efectiva ℓe está comprendida entre ℓu/2 y ℓu,
siendo ℓu la longitud real sin apoyo lateral de la columna.
2. Para los elementos solicitados a compresión en pórticos desplazables, la longitud efectiva ℓe siempre es mayor que la longitud
real de la columna ℓu, y puede ser igual a 2ℓu o mayor. En este caso un valor de k inferior a 1,2 no sería realista.
3. El uso de los nomogramas de las Figuras 11-10 y 11-11 (también en la Figura R10.12.1) permiten determinar gráficamente los
factores de longitud efectiva para los elementos solicitados a compresión de pórticos indesplazables y desplazables,
respectivamente. Si ambos extremos de una columna de un pórtico indesplazable tienen mínima rigidez rotacional, o se
aproximan a ψ = ∞, y entonces k = 1,0. Si ambos extremos se aproximan al empotramiento perfecto, ψ = 0, y k = 0,5. Si ambos
extremos de una columna de un pórtico desplazable tienen mínima rigidez rotacional, o se aproximan a ψ = ∞, entonces k = ∞.
Si ambos extremos se aproximan al empotramiento perfecto, ψ = 0, entonces k = 1,0.
R10.12.1 presenta un método alternativo para calcular los factores de longitud efectiva para los elementos comprimidos en pórticos
indesplazables y desplazables. Para los elementos comprimidos en pórticos indesplazables, se puede tomar como límite superior
para el factor de longitud efectiva el menor de los valores dados por las siguientes expresiones, tomadas del documento 1992
British Standard Code of Practice (Referencias ACI 10.33 y 10.34):
( )
A B
k 0,7 0,05 1,0
= + ψ + ψ ≤
min
k 0,85 0,05 1,0
= + ψ ≤
donde ψA y ψB son los valores de ψ en los extremos de la columna y min
ψ es el menor de los dos valores.
Para los elementos comprimidos restringidos en ambos extremos, en pórticos desplazables, el factor de longitud efectiva se puede
tomar como (Referencia ACI 10.32):
m
m m
20
Para 2, k 1
20
− ψ
ψ < = + ψ
m m
Para 2, k 0,9 1
ψ ≥ = + ψ
donde m
ψ es el promedio de los valores de ψ en ambos extremos de la columna.
P
c c
P
c
P P
c
ℓe > ℓu
ℓu

11 - 8
Figura 11-10 – Factores de longitud efectiva para elementos comprimidos en pórticos indesplazables
Para los elementos comprimidos articulados en uno de sus extremos, en pórticos desplazables, el factor de longitud efectiva se
puede tomar como (Referencias ACI 10.33 y 10.34):
k 2,0 0,3
= + ψ
donde ψ es la relación entre las rigideces de la columna y la viga en el extremo restringido.
Al determinar el factor de longitud efectiva, k, usando las Figuras 11-10 y 11-11, o usando las ecuaciones del Comentario, las
rigideces (EI) de las vigas (o de las losas) y de las columnas se deben calcular en base a los valores dados en 10.11.1.
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
1,0
2,0
3,0
4,0
5,0
10,0
50,0
0,6
0,2
0
0,1
0,3
0,4
0,5
1,0
0,8
0,7
5,0
2,0
3,0
10,0
50,0
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
k
A
MA
MA
B
P
A
P
B
MB MB
ψA ψA
ψB ψB
c
∑
ψ =
∑
A
A
EI
cols.
EI
vigas
ψA ψB
∞ ∞

11 - 9
Figura 11-11 – Factores de longitud efectiva para elementos comprimidos en pórticos desplazables
10.11.4 Pórticos indesplazables y Pórticos desplazables
En las estructuras reales rara vez existen condiciones totalmente indesplazables o desplazables. Esto no se puede determinar
fácilmente mediante inspección; las secciones 10.11.4.1 y 10.11.4.2 presentan dos manera posibles para determinar si un pórtico es
indesplazable o desplazable. De acuerdo con 10.11.4.1, una columna de una estructura se puede considerar indesplazable si los
momentos de segundo orden en los extremos de la columna no son superiores a 5 por ciento de los momentos de primer orden en
dichos extremos. De acuerdo con 10.11.4.2, también se permite asumir que un entrepiso de una estructura es indesplazable si:
u o
u c
P
Q 0,05
V
∆
= ≤
∑
A
Ec. (10-6)
donde
Q = índice de estabilidad de un entrepiso
∑Pu = carga vertical total mayorada en el entrepiso correspondiente al caso de carga horizontal para el cual ∑Pu es
máximo (R10.11.4)
Vu = corte total en el entrepiso
ψA
ψA
c
∑
ψ =
∑
A
A
EI
cols.
EI
vigas
ψA ψB
B
P
A
M
A
M
B
0
1,0
2,0
3,0
4,0
5,0
6,0
7,0
8,0
9,0
10,0
20,0
30,0
50,0
8
8
1,0
1,5
2,0
3,0
4,0
10,0
20,0
5,0
100,0
8
1,0
0
9,0
7,0
8,0
5,0
3,0
4,0
2,0
6,0
10,0
20,0
30,0
50,0
100,0
∆
ψB

11 - 10
∆o = desplazamiento relativo de primer orden entre la parte superior y la parte inferior del entrepiso debido a Vu
ℓc = longitud de la columna, medida entre los ejes de los nudos del pórtico
Observar que la Ecuación (10-6) no es aplicable cuando Vu = 0.
10.11.6 Factor de amplificación de momentos δ para flexión biaxial
Cuando en una columna hay flexión biaxial, se deben amplificar los momentos calculados para cada eje principal. Los factores de
amplificación de momentos, δ, se calculan considerando la carga de pandeo, Pc, respecto de cada eje en forma separada, en base a
las longitudes efectivas correspondientes y a la rigidez relativa de la columna y las vigas en cada dirección. En consecuencia, si las
capacidades de pandeo respecto de los dos ejes son diferentes, los factores de amplificación de momentos en ambas direcciones
también serán diferentes. Los momentos respecto de los dos ejes se amplifican de forma separada, y luego la sección transversal se
dimensiona para una carga axial Pu y los momentos biaxiales amplificados.
10.12.2, 10.13.2 Consideración de los efectos de la esbeltez
Para los elementos comprimidos en pórticos indesplazables, los efectos de la esbeltez se pueden despreciar cuando kℓu/r es menor o
igual que [34 - 12 (M1/M2)], siendo M2 el mayor de los momentos en ambos extremos y M1 el menor de estos momentos. La
relación M1/M2 es positiva si la columna se deforma con curvatura simple, y negativa si el elemento se deforma con curvatura
doble. Observar que M1 y M2 son los momentos mayorados en los extremos obtenidos a partir de un análisis de pórtico elástico, y
que el término [34 - 12 (M1/M2)] no se debe tomar mayor que 40. Para los elementos comprimidos en pórticos desplazables, los
efectos de la esbeltez se pueden despreciar cuando kℓu/r es menor que 22 (10.13.2). El método del factor de amplificación de
momentos se puede usar para columnas en las cuales la relación de esbeltez es mayor que estos límites inferiores.
El límite superior de la esbeltez de las columnas para que sea aplicable el método del factor de amplificación de momentos es kℓu/r
igual a 100 (10.11.5). Si kℓu/r es mayor que 100 se deberá realizar un análisis de acuerdo con lo definido en 10.10.1, tomando en
cuanta la influencia de las cargas axiales y los momentos de inercia variables sobre la rigidez del elemento y los momentos de los
extremos empotrados, el efecto de las deformaciones sobre los momentos y las fuerzas, y los efectos de la duración de las cargas
(efecto de las cargas sostenidas o de larga duración). En la Figura 11-4 se resumen los criterios para la consideración de la esbeltez
de las columnas.
Los límites inferiores de la esbeltez permitirán despreciar los efectos de la esbeltez para una gran cantidad de columnas.
Considerando la esbeltez kℓu/r en términos de ℓu/h para columnas rectangulares, los efectos de la esbeltez se pueden despreciar
cuando ℓu/h es menor que 10 para elementos comprimidos en pórticos indesplazables y con restricción nula en ambos extremos.
Este límite aumenta a 18 para el caso de columnas con doble curvatura con momentos iguales en sus extremos y una relación entre
la rigidez de la columna y la rigidez de las vigas igual a 1,0 en ambos extremos. Para las columnas con poca o ninguna restricción
en sus extremos, se debería utilizar un valor k = 1,0. Para las columnas robustas restringidas mediante losas planas, k está
comprendido entre alrededor de 0,95 y 1,0 por lo cual se puede estimar conservadoramente igual a 1,0. Para las columnas de los
pórticos formados por vigas y columnas, k varía entre alrededor de 0,75 y 0,90 por lo cual se puede estimar conservadoramente
igual a 0,90. Si el cálculo inicial de la esbeltez en base a los valores k estimados indica que es necesario considerar los efectos de la
esbeltez en el diseño, se debería calcular un valor de k más exacto y evaluar nuevamente la esbeltez. Para los elementos
comprimidos en pórticos desplazables donde la relación entre la rigidez de la columna y la rigidez de las vigas es igual a 1,0 en
ambos extremos, los efectos de la esbeltez se pueden despreciar cuando ℓu/h es menor que 5. Este valor se reduce a 3 si la rigidez
de las vigas se reduce a un quinto de la rigidez de la columna en cada extremo de la misma. En consecuencia, las rigideces en la
parte superior e inferior de las columnas de los edificios en altura en los cuales el desplazamiento lateral no está restringido
mediante muros estructurales u otros elementos afectarán significativamente el grado de esbeltez de la columna.
El límite superior de la esbeltez indicado, kℓu/r = 100, corresponde a ℓu/h = 30 para un elemento comprimido en un pórtico
indesplazable con restricción nula en ambos extremos. Este límite de ℓu/h aumenta a 39 cuando la relación entre la rigidez de la
columna y la rigidez de las vigas en ambos extremos es igual a 1,0.
10.12.3 Momentos amplificados – Pórticos indesplazables
Las ecuaciones para el diseño aproximado de columnas esbeltas indicadas en 10.12.3 para pórticos indesplazables se basan en el
concepto de un factor de amplificación de momentos, δns, que se aplica al mayor de los momentos mayorados, M2, de ambos

11 - 11
extremos del elemento comprimido. Luego la columna se diseña para la carga axial mayorada Pu y el momento amplificado Mc,
siendo Mc:
c ns 2
M M
= δ Ec. (10-8)
donde
m
ns
u
c
C
1,0
P
1
0,75P
δ = ≥
−
Ec. (10-9)
( )
2
c 2
u
EI
P
k
π
=
A
Ec. (10-10)
La carga crítica Pc se calcula para condición indesplazable usando un factor de longitud efectiva, k, menor o igual que 1,0. Cuando
k se determina usando los nomogramas o las ecuaciones de R10.12, en los cálculos se deben usar los valores de E e I de 10.11.1.
Observar que el factor 0,75 de la Ecuación (10-9) es un factor de reducción de la rigidez (ver R10.12.3).
Para definir la carga crítica de una columna, la principal dificultad radica en elegir un parámetro de rigidez EI que aproxime
razonablemente las variaciones de la rigidez debidas a la fisuración, la fluencia lenta y la no linealidad de de la curva tensión-
deformación del hormigón. Si no se realiza un análisis más exacto, EI se deberá tomar como:
( )
c g s se
d
0,2E I E I
EI
1
+
=
+β
Ec. (10-11)
o bien
c g
d
0,4E I
EI
1
=
+β
Ec. (10-12)
La segunda ecuación es una aproximación simplificada de la primera. Ambas ecuaciones aproximan los límites inferiores de EI
para las secciones habituales y, por lo tanto, son conservadoras. La Figura 11-12 ilustra la naturaleza aproximada de las ecuaciones
para determinar EI, comparándolas con valores obtenidos de diagramas momento-curvatura para el caso que no hay carga
sostenida (βd = 0).
Figura 11-12 – Comparación de EI obtenido mediante las ecuaciones con valores de EI obtenidos de diagramas
momento-curvatura
0,6 0,7 0,8 0,9
1
2
P /P
u o
0,7
0,6
1
0,8
P /P
u o
0,9
2
3
4
Ec. (10-11) Ec. (10-12)
EI
Teórico
EI
Ec.(10-11)
EI
Teórico
EI
Ec.
(10-12)
5
ρ = 1%
ρ = 8%
ρ = 1%
ρ = 8%

11 - 12
La Ecuación (10-11) representa el límite inferior del rango práctico de los valores de rigidez. Esto es particularmente válido para
las columnas fuertemente armadas. Como se observó anteriormente, la Ecuación (10-12) es más fácil de usar pero subestima en
gran medida el efecto de la armadura en las columnas fuertemente armadas (ver Figura 11-12).
Ambas ecuaciones para determinar EI fueron desarrolladas para valores de e/h pequeños y valores de Pu/Po elevados, caso en el
cual el efecto de la carga axial es más pronunciado. El término Po es la resistencia nominal a la carga axial para excentricidad nula.
En las columnas de hormigón armado solicitadas por cargas de larga duración, la fluencia lenta transfiere parte de la carga del
hormigón a la armadura, aumentando así las tensiones en el acero. En las columnas poco armadas esta transferencia de carga puede
provocar que el acero llegue a fluencia de forma prematura, provocando una pérdida en el valor efectivo de EI. Esto se toma en
cuenta dividiendo EI por (1 + βd). Para los pórticos indesplazables βd se define de la siguiente manera (ver 10.0):
d
Máxima carga axial de larga duración mayorada
Máxima carga axial mayorada asociada con la misma combinación de cargas
β =
En las columnas compuestas en las cuales un perfil de acero representa un gran porcentaje de la sección transversal total de la
columna, la transferencia de carga debida a la fluencia lenta no es significativa. En consecuencia, sólo la parte de EI
correspondiente al hormigón se debería reducir aplicando (1 + βd) para tomar en cuenta los efectos de la carga de larga duración.
El término Cm es un factor de corrección para momentos equivalentes. Para elementos sin cargas transversales entre sus apoyos, el
término Cm es (10.12.3.1):
1
m
2
M
C 0,6 0,4 0,4
M
 
= + ≥
 
 
Ec. (10-13)
En los elementos con cargas transversales entre sus apoyos, es posible que el momento máximo ocurra en una sección alejada de
los extremos del elemento. En este caso, el mayor momento calculado que ocurre en cualquier sección de la longitud del elemento
se debería amplificar aplicando δns, y Cm se debe tomar igual a 1,0. La Figura 11-13 muestra algunos de los valores del coeficiente
Cm, en función de la deformada de la columna y las condiciones de vínculo de los extremos.
Si en la Ecuación (10-8) el momento M2 calculado es pequeño o nulo, el diseño de una columna indesplazable se debe basar en el
momento mínimo M2,min (10.12.3.2):
( )
2,min u
M P 0,6 0,03h
= + Ec. (10-14)
Para los elementos en los cuales se verifique M2,min > M2, el valor de Cm se debe tomar igual a 1,0 o bien se debe calcular mediante
la Ecuación (10-13) considerando el cociente de los momentos reales calculados para los extremos, M1 y M2.
Figura 11-13 – Valores del coeficiente Cm
C = 1,0
m m
C = 0,6 m
C = 0,4
C = 0,6 + 0,4 (M /M )
m 1 2

11 - 13
10.13.3 Momentos amplificados – Pórticos desplazables
El diseño de los pórticos desplazables considerando los efectos de la esbeltez consiste esencialmente en tres pasos:
1. Se calculan los momentos amplificados debidos al desplazamiento lateral, δmMs, de una de las tres manera siguientes:
a. Un análisis elástico de segundo orden del pórtico (10.13.4.1)
b. Un análisis de segundo orden aproximado (10.13.4.2)
c. Un método aproximado en base a un factor de amplificación de los códigos ACI anteriores (10.13.4.3)
2. Los momentos amplificados debidos al desplazamiento lateral, δmMs, se suman a los momentos Mns, no amplificados y sin
considerar el desplazamiento lateral, en cada extremo de la columna (10.13.3):
1 1ns s 1s
M M M
= + δ Ec. (10-15)
2 2ns s 2s
M M M
= + δ Ec. (10-16)
Los momentos que no consideran el desplazamiento lateral, M1ns y M2ns, se calculan usando un análisis elástico de primer
orden.
3. Si la columna es esbelta y las cargas axiales que actúan sobre la misma son elevadas, se debe verificar si los momentos en los
puntos entre los extremos de la columna son mayores que los momentos en dichos extremos. De acuerdo con 10.13.5, esta
verificación se realiza usando el factor de amplificación δns para pórticos indesplazables, calculando Pc en base a k = 1,0 o menor.
10.13.4 Determinación de δsMs
Como se indicó anteriormente, existen tres maneras para calcular los momentos amplificados debidos al desplazamiento lateral,
δsMs. Si para calcular δsMs se utiliza un análisis elástico de segundo orden, las deformaciones deben ser representativas del estado
inmediatamente anterior a la carga última. Por este motivo en los análisis de segundo orden se deben usar los valores de EI dados
en 10.11.1. Observar que I se debe dividir por (1 + βd), donde para pórticos desplazables βd se define de la siguiente manera (ver
10.0):
d
Máximo corte de larga duración mayorado en un entrepiso
Máximo corte mayorado en el entrepiso
β =
Para cargas sísmicas βd = 0. Un ejemplo de un valor de βd diferente de cero puede ocurrir cuando los elementos están solicitados
por presiones del suelo.
La sección 10.13.4.2 permite utilizar un análisis de segundo orden aproximado para determinar δsMs. En este caso, la solución de la
serie infinita que representa el análisis iterativo P-∆ para los momentos de segundo orden es:
s
s s s
M
M M
I Q
δ = ≥
−
Ec. (10-17)
donde
Q = índice de estabilidad de un entrepiso
u o
u c
P
V
∆
=
∑
A
Ec. (10-7)

11 - 14
Observar que la Ecuación (10-7) predice en forma precisa los momentos de segundo orden en los pórticos desplazables para
valores de δs menores que 1,5. Cuando se verifica δs > 1,5: δmMs se debe calcular usando 10.13.4.1 ó 10.13.4.3.
El código también permite determinar δsMs usando el procedimiento de amplificación de momentos incluido en los códigos ACI
anteriores (10.13.4.3):
s
s s s
u
c
M
M M
P
1
0,75 P
δ = ≥
−
∑
∑
Ec. (10-18)
donde
∑Pu = sumatoria de todas las cargas verticales en un piso
∑Pc = sumatoria de las cargas críticas para todas las columnas que resisten el desplazamiento lateral de un piso
Es importante observar que, en las construcciones con desplazamientos torsionales significativos, el procedimiento de
amplificación de momentos puede subestimar la amplificación de los momentos de las columnas más alejadas del centro de
rotación. En estos casos se debería considerar un análisis de segundo orden tridimensional.
10.13.5 Ubicación del máximo momento
Al sumar los momentos no amplificados y sin considerar el desplazamiento lateral en los extremos de la columna con los
momentos amplificados debidos al desplazamiento lateral, uno de los momentos totales resultantes obtenidos generalmente es el
máximo momento de la columna. Sin embargo, en las columnas esbeltas con elevadas cargas axiales, el máximo momento puede
ocurrir en un punto ubicado entre ambos extremos de la columna. En 10.13.5 se indica una manera sencilla de determinar si esto
ocurre: si en un elemento individual comprimido
u
u
c g
35
r P
f ' A
>
A
Ec. (10-19)
el máximo momento ocurrirá en un punto ubicado entre ambos extremos de la columna. En este caso, M2, definido en la Ecuación
(10-16) se debe amplificar aplicando el factor de amplificación de momentos para pórticos indesplazables dado en la Ecuación (10-
9). Luego la columna se diseña para la carga axial mayorada Pu y el momento Mc, donde Mc se calcula de la siguiente manera:
c ns 2
M M
= δ Ec. (10-8)
( )
m
2ns s 2s
u
c
C
M M
P
1
0,75P
 
 
 
= + δ
 
−
 
 
Observar que k se determina de acuerdo con 10.12.1 y δns ≥ 1,0.
10.13.6 Estabilidad estructural bajo cargas gravitatorias
En los pórticos desplazables se debe investigar la posibilidad de inestabilidad por desplazamiento lateral de la estructura en su
conjunto. Esto se verifica de tres maneras diferentes, dependiendo del método usado para determinar δmMs:
1. Cuando δsMs se determina mediante un análisis de segundo orden (10.13.4.1) se debe satisfacer la siguiente expresión:

11 - 15
deformaciones laterales de segundo orden
2,5
deformaciones laterales de primer orden
≤
Observar que estas deformaciones se basan en una carga aplicada de 1,4PD y 1,7PL más la carga horizontal aplicada. El pórtico
se debería analizar dos veces para este conjunto de cargas: el primer análisis debería ser un análisis de primer orden, y el
segundo un análisis de segundo orden. La carga horizontal se puede tomar como las cargas horizontales reales usadas en el
diseño, o bien puede ser una carga horizontal única aplicada en la parte superior del pórtico. En cualquier caso, la carga
horizontal debe ser lo suficientemente grande para producir deformaciones con valores de tal magnitud que puedan ser
comparadas con precisión.
2. Cuando δsMs se determina mediante un análisis de segundo orden aproximado (10.13.4.2):
u o
u c
P
Q 0,60
V
∆
= ≤
∑
A
donde el valor de Q se evalúa usando 1,4PD y 1,7PL. Observar que la expresión anterior equivale a δs = 2,5. Los valores de Vu y
∆o se pueden determinar usando el conjunto real de las cargas horizontales o bien un conjunto arbitrario de cargas horizontales.
Esta verificación de la estabilidad se considera satisfecha si el valor de Q calculado en 10.11.4.2 es menor o igual que 0,2.
3. Cuando δsMs se determina usando las expresiones de los códigos ACI anteriores (10.13.4.3), la verificación de la estabilidad se
considera satisfecha cuando
s
0 2,5
< δ ≤
En este caso ∑Pu y ∑Po corresponden a las cargas permanentes y sobrecargas mayoradas.
Es importante observar que en cada uno de los tres casos presentados βd se deberá tomar como:
d
Máxima carga axial mayorada
β =
10.13.7 Amplificación de momentos para elementos solicitados a flexión
La resistencia de un pórtico desplazable depende de la estabilidad de las columnas y del grado de restricción proporcionado por las
vigas del pórtico. Si en las vigas que proveen restricción se forman rótulas plásticas, el comportamiento de la estructura se
aproxima al de un mecanismo, y su capacidad de resistir cargas axiales se reduce en forma drástica. La sección 10.13.7 especifica
que los elementos solicitados a flexión (vigas o losas) que proveen restricción deben tener capacidad para resistir los momentos
amplificados de las columnas. El método del factor de amplificación de momentos permite obtener una buena aproximación de los
momentos amplificados reales que actúan en los extremos de los elementos de los pórticos no arriostrados; esto es un avance
significativo con respecto al método de los factores de reducción para columnas largas que se especificaba en códigos anteriores de
ACI para tomar en cuenta la esbeltez de los elementos en el diseño.

11 - 16
RESUMEN DE LAS ECUACIONES DE DISEÑO
Creemos que el siguiente resumen de ecuaciones para el diseño de columnas esbeltas bajo cargas permanentes, sobrecargas y
cargas de viento, tanto en pórticos indesplazables como en pórticos desplazables, puede ser de utilidad para el diseñador. Los
Ejemplos 11.1 y 11.2 ilustran la aplicación de estas ecuaciones para el diseño de columnas en pórticos indesplazables y pórticos
desplazables, respectivamente.
• Pórticos indesplazables
1. Determinar las combinaciones de cargas mayoradas de acuerdo con 9.2.
En los ejemplos que siguen se asume que el factor de carga para sobrecarga es 0,5 (es decir, se aplica la condición 9.2.1(a)) y
que la carga de viento ha sido reducida aplicando el factor de direccionalidad (9.2.1(b)).
Observar que los momentos mayorados Mu,sup y Mu,inf en los extremos superior e inferior de la columna, respectivamente, se
han de determinar usando un análisis de pórtico de primer orden, en base a las propiedades de la sección fisurada del elemento.
2. Determinar Mc para cada combinación de cargas, siendo Mc el mayor momento mayorado que actúa en un extremo de la
columna, incluyendo los efectos de la esbeltez (si fuera necesario). Observar que Mc se puede determinar mediante uno de los
siguientes métodos:
a. Análisis de segundo orden (P-∆) (10.10.1)
b. Método del factor de amplificación de momentos (sólo si kℓu/r ≤ 100; ver 10.12 y el paso (3) siguiente)
Determinar la armadura requerida en la columna para la combinación de cargas crítica determinada en el paso (1) anterior.
Cada combinación de cargas consiste en Pu y Mu.
3. Método del factor de amplificación de momentos (10.12):
Los efectos de la esbeltez se pueden despreciar cuando:
u 1
2
k M
34 12
r M
 
≤ −  
 
A
Ec. (10-7)
donde [ ]
1 2
34 12M / M 40
− ≤ . El término 1 2
M / M es positivo si la columna se deforma con curvatura simple, y negativo si el
elemento se deforma con curvatura doble.
Si es necesario considerar los efectos de la esbeltez, determinar Mc para cada combinación de cargas:
c ns 2
M M
= δ Ec. (10-8)
donde
M2 = valor mayor entre Mu,inf y Mu,sup
( )
u
P 0,6 0,03h
≥ + 10.12.3.2
m
ns
u
c
C
1,0
P
1
0,75P
δ = ≥
−
Ec. (10-9)

11 - 17
( )
2
c 2
u
EI
P
k
π
=
A
Ec. (10-10)
( )
c g s se
d
0,2E I E I
EI
1
+
=
+β
Ec. (10-11)
o bien
c g
d
0,4E I
EI
1
=
+β
Ec. (10-12)
d
Máxima carga axial mayorada asociada con la misma combinación de cargas
β = 10.0
1
m
2
M
C 0,6 0,4 0,4
M
 
= + ≥
 
 
(sin cargas transversales) Ec. (10-13)
= 1,0 (con cargas transversales)
El factor de longitud efectiva se deberá tomar igual a 1,0 o bien se deberá determinar mediante análisis (por ejemplo, usando el
nomograma o las ecuaciones dadas en R10.12). En este último caso, k se deberá basar en los valores de E e I usados en 10.11.1
(ver 10.12.1).
• Pórticos desplazables
1. Determinar las combinaciones de cargas mayoradas.
a. Cargas gravitatorias (permanentes y sobrecargas)
Todos los momentos (Mu,inf)ns y (Mu,sup)ns en la parte inferior y superior de la columna, respectivamente, se deben determinar
usando un análisis de pórtico elástico de primer orden, en base a las propiedades de la sección fisurada de los elementos.
Los momentos M1 y M2 son el valor menor y el valor mayor de los momentos (Mu,inf)ns y (Mu,sup)ns, respectivamente. Los
momentos M1ns y M2ns son los momentos mayorados en los extremos correspondientes a los extremos en los cuales actúan
M1 y M2, respectivamente.
b. Cargas gravitatorias (permanentes y sobrecargas) más cargas de viento
Los momentos totales en la parte superior e inferior de la columna son Mu,sup = (Mu,sup)ns + (Mu,sup)s y Mu,inf = (Mu,inf)ns +
(Mu,inf)s, respectivamente. Los momentos M1 y M2 son el valor menor y el valor mayor de los momentos Mu,sup y Mu,inf,
respectivamente. Observar que en esta etapa M1 y M2 no incluyen los efectos de la esbeltez. Los momentos M1ns y M1s son
los momentos mayorados indesplazables y desplazables, respectivamente, que actúan en el extremo de la columna donde
actúa M1, mientras que M2ns y M2s son los momentos mayorados indesplazables y desplazables, respectivamente, que actúan
en el extremo de la columna donde actúa M2.
c. Cargas gravitatorias (permanentes) más cargas de viento
Para esta combinación de cargas los momentos se definen como se especifica en el punto 1(b).
d. En las combinaciones de cargas especificadas en los puntos 1(b) y 1(c) anteriores se deben considerar los efectos que se
producen cuando las cargas de viento actúan en la dirección de análisis inicial y en la opuesta.

11 - 18
2. Determinar la armadura requerida en la columna para la combinación de cargas crítica determinada en el punto (1) anterior.
Cada combinación de cargas está compuesta por Pu, M1 y M2, donde ahora M1 y M2 son los momentos mayorados totales que
actúan en los extremos, incluyendo los efectos de la esbeltez. Observar que si la carga crítica Pc se calcula usando EI de la
Ecuación (10-11), también es necesario estimar primero la armadura de la columna. Los momentos M1 y M2 se determinan
mediante uno de los métodos siguientes:
a. Análisis de segundo orden (P - ∆) (10.10.1)
b. Método del factor de amplificación de momentos (sólo si kℓu/r ≤ 100; ver 10.13 y el paso (3) a continuación)
3. Método del factor de amplificación de momentos (ver 10.13):
Los efectos de la esbeltez se pueden despreciar cuando
u
k
22
r
<
A
10.13.2
Si es necesario considerar los efectos de la esbeltez:
1 1ns s 1s
M M M
= + δ Ec. (10-15)
2 2ns s 2s
M M M
= + δ Ec. (10-16)
Los momentos δsM1s y δsM2s se deben calcular usando uno de los métodos siguientes (ver 10.13.4):
a. Análisis de segundo orden (P - ∆) (ver 10.13.4.1)
b. Análisis de segundo orden aproximado (10.13.4.2)
s
s s s s
M
M M , 1,0 1,5
1 Q
δ = ≥ ≤ δ ≤
−
Ec. (10-17)
donde
u o
u c
P
Q
V
∆
=
∑
A
Ec. (10-6)
c. Método aproximado dado en códigos ACI anteriores (ver 10.13.4.3):
s
s s s
u
c
M
M M
P
1
0,75 P
δ = ≥
−
∑
∑
Ec. (10-18)
donde
( )
2
c 2
u
EI
P
k
π
=
A
Ec. (10-10)
( )
c g s se
d
0,2E I E I
EI
1
+
=
+β
Ec. (10-11)

11 - 19
o bien
c g
d
0,4E I
EI
1
=
+β
Ec. (10-12)
El factor de longitud efectiva, k, debe ser mayor que 1,0 y se debe basar en los valores de E e I indicados en 10.11.1. (ver
10.13.1).
4. Determinar si el máximo momento ocurre en los extremos de la columna o en un punto ubicado entre los extremos (10.13.5).
Si
u
u
c g
35
r P
f ' A
>
A
Ec. (10-19)
la columna se debe diseñar para la carga axial mayorada Pu y el momento Mc, siendo
c ns 2
M M
= δ
( )
m
2ns s 2s
u
c
C
M M
P
1
0,75P
 
 
 
= + δ
 
−
 
 
En este caso, k se determina de acuerdo con los requisitos de 10.12.1 y δns ≥ 1,0.
5. Verificar la posibilidad de inestabilidad por desplazamiento lateral bajo cargas gravitatorias (10.13.6):
a. Si δsMs se calcula en base a 10.13.4.1:
Deformaciones laterales de segundo orden
2,5
Deformaciones laterales de primer orden
≤
en base a una carga de 1,4PD y 1,7PL más la carga horizontal.
b. Si δsMs se calcula en base a 10.13.4.2:
u o
u c
P
Q 0,60
V
∆
= ≤
∑
A
en base a una carga de 1,4PD y 1,7PL más la carga horizontal.
c. Si δsMs se calcula en base a 10.13.4.3:
s
0 2,5
< δ ≤
donde δs se calcula usando ∑Pu y ∑Pc correspondientes a una carga de 1,4PD y 1,7PL.
En los tres casos βd se deberá tomar como:

11 - 20
d
β =
La referencia 11.1 contiene el desarrollo de las ecuaciones de diseño para los requisitos de esbeltez presentados en esta sección.
REFERENCIA
11.1 MacGregor, J. G., "Design of Slender Concrete Columns – Revisited," ACI Structural Journal, V. 90, No. 3, Mayo-Junio
1993, pp. 302-309.

11 - 21
Ejemplo 11.1 – Efectos de la esbeltez para columnas en un pórtico indesplazable
Diseñar las columnas A3 y C3 para el primer piso del edificio de oficinas de 10 pisos ilustrado. La luz libre del primer piso es de
21 ft-4 in., y en todos los demás pisos es de 11 ft-4 in. Suponer que las cargas horizontales que actúan en el edificio son provocadas
por el viento, y que las cargas permanentes son las únicas cargas de larga duración. Los demás datos necesarios son los siguientes:
Propiedades de los materiales:
Hormigón:
Entrepisos: f'c = 4000 psi, wc = 150 lb/ft3
Columnas y tabiques: f'c = 6000 psi, wc = 150 lb/ft3
Armadura: fy = 60 ksi
Vigas: 24 × 20 in.
Columnas exteriores: 20 × 20 in.
Columnas interiores: 24 × 24 in.
Muros de cortante: 12 in.
Peso de los nervios de las losas = 86 lb/ft2
Carga permanente impuesta = 32 lb/ft2
Sobrecarga en la cubierta = 30 lb/ft2
Sobrecarga en los entrepisos = 50 lb/ft2
Las cargas de viento se calculan de
acuerdo con ASCE 7.
28'-0" 28'-0" 28'-0" 28'-0" 28'-0"
28'-0"
28'-0"
28'-0"
28'-0"
28'-0"
Nervios
(típ)
N
23'-0"
9
a
13´-0"
=
117´-0"
2
3
4
5
6
7
8
9
10
G
R
A
B
C
D
E
F
1 2 3 4 5 6
5 a 28´-0" = 140´-0"

11 - 22
Referencia
Cálculos y discusión del Código
1. Cargas axiales y momentos flectores mayorados para las columnas A3 y C3 en el primer piso.
Columna A3
Momento flector
(ft-kips)
Caso de Carga
Carga axial
(kips)
Superior Inferior
Permanente (D) 718,0 79,0 40,0
Sobrecarga (L)* 80,0 30,3 15,3
Sobrecarga en la cubierta (Lr) 12,0 0,0 0,0
Viento (W) ±8,0 ±1,1 ±4,3
Ec. No. Combinación de Cargas
9-1 1 1,4D 1005,2 110.6 56.0
9-2 2 1,2D + 1,6L + 0,5Lr 995,6 143,3 72,5
3 1,2D + 0,5L + 1,6Lr 920,8 110,0 55,7
4 1,2D + 1,6Lr + 0,8W 887,2 95,7 51,4
9-3
5 1,2D + 1,6Lr - 0,8W 874,4 93,9 44,6
6 1,2D + 0,5L + 0,5Lr + 1,6W 920,4 111,7 62,5
9-4
7 1,2D + 0,5L + 0,5Lr - 1,6W 894,8 108,2 48,8
8 0,9D + 1,6W 659,0 72,9 42,9
9-6
9 0,9D - 1,6W 633,4 69,3 29,1
* Incluye la reducción de la sobrecarga de acuerdo con ASCE 7
Columna C3
Momento flector
(ft-kips)
Caso de Carga
Carga axial
(kips)
Superior Inferior
Permanente (D) 1269,0 1.0 0.7
Sobrecarga (L)* 147.0 32.4 16.3
Sobrecarga en la cubierta (Lr) 24.0 0.0 0.0
Viento (W) ±3,0 ±2,5 ±7,7
Ec. No. Combinación de Cargas
9-1 1 1,4D 1776,6 1,4 1,0
9-2 2 1,2D + 1,6L + 0,5Lr 1770,0 53,0 26,9
3 1,2D + 0,5L + 1,6Lr 1634,7 17,4 7,0
4 1,2D + 1,6Lr + 0,8W 1563,6 3,2 9,0
9-3
5 1,2D + 1,6Lr - 0,8W 1558,8 -0,8 -5,3
6 1,2D + 0,5L + 0,5Lr + 1,6W 1613,1 21,4 21,3
9-4
7 1,2D + 0,5L + 0,5Lr - 1,6W 1603,5 13,4 -3,3
8 0,9D + 1,6W 1146,9 4,9 13,0
9-6
9 0,9D - 1,6W 1137,3 -3,1 -11,7

11 - 23
Observar que las columnas A3 y C3 se deforman con curvatura doble.
2. Determinar si el pórtico en el primer piso es indesplazable o desplazable.
Los resultados de un análisis elástico de primer orden en base a las propiedades seccionales indicadas en 10.11.1
son los siguientes:
∑Pu = carga vertical total en el primer piso correspondiente al caso de carga lateral para el cual ∑Pu es máximo
Las cargas totales del edificio son: D = 37.371 kips, L = 3609 kips, y Lr = 602 kips.
∑Pu máxima se determina en base a la Ecuación (9-4):
( ) ( ) ( )
u
P 1,2 37.371 0,5 3609 0,5 602 0 46.951 kips
= × + × + × + =
∑
Vu = corte de piso mayorado en el primer piso correspondiente a las cargas de viento
= 1,6 × 324,3 = 518,9 kips Ec. (9-4), (9-6)
∆o = deformación relativa de primer orden entre la parte superior e inferior del primer piso debida a Vu
= ( )
1,6 0,03 0 0,05in.
× − =
Índice de estabilidad
( ) ( )
u o
u c
P 46.951 0,05
Q 0,02 0,05
V 518,9 23 12 20/ 2
∆ ×
= = = <
× × −
 
 
∑
A
Ec. (10-6)
Como Q < 0,05 el pórtico a nivel del primer piso se considera indesplazable. 10.11.4.2
3. Diseño de la columna C3.
a. Determinar si es necesario considerar los efectos de la esbeltez.
Usando un factor de longitud efectiva k = 1,0: 10.12.1
u
k 1,0 21,33 12
35,6
r 0,3 24
× ×
= =
×
A
Como la columna se deforma con curvatura doble, el menor valor de 1
2
M
34 12
M
 
−  
 
se obtiene de la
combinación de cargas No. 5:
( )
1
2
0,8
M
34 12 34 12 35,8 40
M 5,3
− −
 
 
− = − = <
 
 
−
   
Para la columna C3 no es necesario considerar los efectos de la esbeltez, ya que kℓu/r < 34 – 12 (M1–M2). 10.12.2
Observar que en este caso no es necesario calcular un valor de k más exacto ya que la columna no es esbelta
para k = 1,0.
b. Determinar la armadura requerida.
Para la columna de 24 × 24 in., intentar con 16 barras No. 7.

11 - 24
Determinar la máxima fuerza de compresión axial admisible, φPn,max:
( )
n,max c g st y st
P 0,80 0,85f ' A A f A
 
φ = φ − +
 
Ec. (10-2)
( ) ( )( ) ( )
2
0,80 0,65 0,85 6 24 9,6 60 9,6
 
= × × − + ×
 
u
1801,6 kips P máx. 1776,6 kips
= > = VERIFICA
La siguiente tabla contiene los resultados obtenidos de un análisis de compatibilidad de las deformaciones; las
deformaciones de compresión se consideran positivas (ver Partes 6 y 7).
No.
Pu
(kips)
Mu
(ft-kips)
c
(in.)
εt φ
φPn
(kips)
φMn
(ft-kips)
1 1776,6 1,4 25,92 0,00049 0,65 1776,6 367,2
2 1770,0 53,0 25,83 0,00048 0,65 1770,0 371,0
3 1634,7 17,4 23,86 0,00027 0,65 1634,7 447,0
4 1563,6 7,0 22,85 0,00015 0,65 1563,6 480,9
5 1558,8 5,3 22,78 0,00014 0,65 1558,8 483,2
6 1613,1 21,4 23,55 0,00024 0,65 1613,1 457,8
7 1603,5 13,4 23,41 0,00022 0,65 1603,5 462,5
8 1146,9 13,0 17,25 -0,00077 0,65 1146,9 609,9
9 1137,3 11,7 17,13 -0,00080 0,65 1137,3 611,7
Por lo tanto, como φMn > Mu para cualquier φPn = Pu, usar una columna cuadrada de 24 × 24 in. con 16 barras No. 7
(ρg = 1,7%).
4. Diseño de la columna A3.
24"
21,69"
16,84"
12,00"
7,16"
2,31"
24"
Recubrimiento libre 1,5" para los estribos No. 3

11 - 25
Determinar k usando el nomograma de la Figura 11-10 o la Figura R10.12.1:
4
4
col
20
I 0,7 9333in.
12
 
= =
 
 
 
10.11.1(b)
c
6000
E 57.000 4415 ksi
1000
= = 8.5.1
Para la columna debajo del nivel 2:
( ) ( )
3
c
c
E I 4415 9333
155 10
23 12 20/ 2
  ×
= = ×
 
× −
 
   
A
in.-kips
Para la columna encima del nivel 2:
3
c
c
E I 4415 9333
264 10
13 12
  ×
= = ×
 
×
 
A
in.-kips
3
4
viga
24 20
I 0,35 5600 in.
12
 
×
= =
 
 
 
10.11.1(b)
3
EI 57 4000 5600
60 10
28 12
×
= = ×
×
A
in.-kips
c c
A
c
E I/ 155 264
7,0
E I / 60
+
Ψ = = =
∑
∑
A
A
Asumir B 1,0
Ψ = (columna esencialmente empotrada en la base)
De la Figura R10.12.1(a), k = 0,86.
Por lo tanto, para la columna A3, deformada con doble curvatura, el menor valor de 1
2
M
34 12
M
 
−  
 
se obtiene
de la combinación de cargas No. 9:
29,1
34 12 39,0
69,3
−
 
− =
 
 
u
k 0,86 21,33 12
36,7 39,0
r 0,3 20
× ×
= = <
×
A
Para la columna A3, deformada con curvatura simple, el menor valor de 1
2
M
34 12
M
 
−  
 
se obtiene de la
combinación de cargas No. 8:
u
k 42,9
36,7 34 12 26,9
r 72,9
 
== > − =
 
 
A

11 - 26
Esto significa que no es necesario considerar la esbeltez para la columna A3 si ésta se deforma con curvatura
doble. Sin embargo, para ilustrar el procedimiento de diseño, incluyendo la consideración de los efectos de la
esbeltez para columnas indesplazables, asumir que se deforma con curvatura simple.
b. Determinar el momento total Mc (incluyendo los efectos de la esbeltez) para cada combinación de cargas.
c ns 2
M M
= δ Ec. (10-8)
donde
m
ns
u
c
C
1,0
P
1
0,75P
δ = ≥
−
Ec. (10-9)
La siguiente tabla resume el cálculo de los momentos amplificados para la columna A3 para todas las
combinaciones de cargas, y a continuación se presenta el cálculo detallado para la combinación No. 6 incluido
para ilustrar el procedimiento.
No.
Pu
(kips)
M2
(ft-kips)
βd
El x 106
(kip-in.2
)
Pc
Cm δns M2,min
(ft-kips)
Mc
(ft-kips)
1 1005,2 110,6 1,00 9,88 2013 0,80 2,40 100,5 265,6
2 995,6 143,3 0,87 10,60 2158 0,80 2,08 99,6 298,6
3 920,8 110,0 0,94 10,21 2080 0,80 1,96 92,1 215,3
4 887,2 95,7 0,97 10,03 2042 0,82 1,94 88,7 185,3
5 874,4 93,9 0,99 9,96 2028 0,79 1,86 87,4 174,5
6 920,4 111,7 0,94 10,21 2079 0,82 2,01 92,0 224,6
7 894,8 108,2 0,96 10,07 2051 0,78 1,87 89,5 201,8
8 659,0 72,9 0,98 9,98 2033 0,84 1,47 65,9 107,2
9 633,4 69,3 1,02 9,78 1993 0,77 1,33 63,3 92,4
Combinación de cargas No. 6:
r
U 1,2D 0,5L 0,5L 1,6W
= + + +
1
m
2
M
C 0,6 0,4 0,4
M
 
= + ≥
 
 
Ec. (10-13)
62,5
0,6 0,4 0,82
111,7
 
= + =
 
 
( )
2
c 2
u
EI
P
k
π
=
A
Ec. (10-10)
( )
c g s se
d
0,2E I E I
EI
1
+
=
+β
Ec. (10-11)
c
6000
E 57.000 4415 ksi
1000
= = 8.5.1

11 - 27
4
4
g
20
I 13.333in.
12
= =
s
E 29.000ksi
= 8.5.2
Suponiendo 8 barras No. 8 con 1,5 in. de recubrimiento para estribos No. 3:
( )
2
4
se
20 1,00
I 2 3 0,79 1,5 0,375 276 in.
2 2
 
 
= × − − − =
 
 
 
 
 
Como la carga permanente es la única carga de larga duración,
D
d
D L L w
r
1,2P
1,2P 0,5P 0,5P 1,6P
β =
+ + +
10.0
( ) ( ) ( ) ( )
1,2 718
0,94
1,2 718 0,5 80 0,5 12 1,6 8
×
= =
× + × + × + ×
( ) ( ) 6
0,2 4415 13.333 29.000 276
EI 10,21 10
1 0,94
× × + ×
= = ×
+
kip-in.2
De la Ecuación (10-12):
c g
d
0,4E I
EI
1
=
+β
6
0,4 4415 13.333
12,14 10
1 0,94
× ×
= = ×
+
kip-in.2
Usando EI de la Ecuación (10-11), la carga crítica Pc es:
( )
2 6
c 2
10,21 10
P 2079 kips
0,86 21,33 12
π × ×
= =
× ×
Por lo tanto, el factor de amplificación δns es:
ns
0,82
2,01
920,4
1
0,75 2079
δ = =
−
×
Verificar requisito de momento mínimo:
( )
2,min u
M P 0,6 0,03h
= + Ec. (10-14)
( )
920,4 0,6 0,03 20 /12
= ×
 
 
= 92,0 ft-kips < 2
M = 111,7 ft-kips
Por lo tanto,

11 - 28
c
M 2,01 111,7 224,6
= × = ft-kips
c. Determinar la armadura requerida.
( )
n,max c g st y st
P 0,80 0,85f´ A A f A
 
φ = φ − +
 
Ec. (10-2)
( ) ( )( ) ( )
2
0,80 0,65 0,85 6 20 6,32 60 6,32
 
= × × − + ×
 
u
1242 kips P máx. 1005,2 kips
= > = VERIFICA
deformaciones de compresión se consideran positivas (ver Partes 6 y 7).
No.
Pu
(kips)
Mu
(ft-kips)
c
(in.)
εt φ
φPn
(kips)
φMn
(ft-kips)
1 1005,2 265.6 17.81 0.00003 0,65 1005,2 298,0
2 995,6 298.6 17.64 0.00000 0,65 995,6 301,1
3 920,8 215.3 16.42 -0.00022 0,65 920,8 321,4
4 887,2 185.3 15.88 -0.00033 0,65 887,2 329,3
5 874,4 174.5 15.67 -0.00037 0,65 874,4 332,1
6 920,4 224.6 16.41 -0.00022 0,65 920,4 321,6
7 894,8 201.8 16.00 -0.00030 0,65 894,8 327,6
8 659,0 107.2 12.36 -0.00128 0,65 659,0 364,8
9 633,4 92.4 12.00 -0.00141 0,65 633,4 367,2
Por lo tanto, como φMn > Mu para cualquier φPn = Pu, usar una columna cuadrada de 20 × 20 in. con 8 barras No. 8
(ρg = 1,6%).
17,625"
10,0"
2,375"
20"
20"

11 - 29
Ejemplo 11.2 – Efectos de la esbeltez en un pórtico desplazable
Diseñar las columnas C1 y C2 para el primer piso del edificio de oficinas de 12 pisos ilustrado. La luz libre del primer piso es de
13 ft-4 in., y en todos los demás pisos es de 10 ft-4 in. Suponer que las cargas horizontales que actúan en el edificio son provocadas
por el viento, y que las cargas permanentes son las únicas cargas de larga duración. Los demás datos necesarios son los siguientes:
Propiedades de los materiales:
Hormigón: = 6000 psi para las columnas en los dos pisos inferiores (wc = 150 lb/ft3
)
= 4000 psi para el resto de los elementos (wc = 150 lb/ft3
)
Armadura: fy = 60 ksi
Vigas: 24 × 20 in.
Columnas exteriores: 22 × 22 in.
Columnas interiores: 24 × 24 in.
Carga permanente impuesta = 30 lb/ft2
Sobrecarga en la cubierta = 30 lb/ft2
Sobrecarga en los entrepisos = 50 lb/ft2
Las cargas de viento se calculan de
acuerdo con ASCE 7.
11
a
12'-0"
=
132'-0"
15´-0"
24´-0"
5 a 24´-0" = 120´-0"
24´-0" 24´-0" 24´-0" 24´-0"
24´-0"
24´-0"
24´-0"
G
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
1
2
3
4
A B C D E F
Losa de 7"
N
R

11 - 30
Referencia
Cálculos y discusión del Código
1. Cargas axiales y momentos flectores mayorados para las columnas C1 y C2 en el primer piso.
Como se trata de un pórtico simétrico, las cargas gravitatorias no provocarán una deformación lateral apreciable.
Columna C1
Momento flector
(ft-kips)
Caso de Carga
Carga
axial
(kips) Superior Inferior
Permanente (D) 622,4 34,8 17,6
Sobrecarga (L)* 73,9 15,4 7,7
Sobrecarga en la cubierta (Lr) 8,6 0,0 0,0
Viento (W) (N-S) -48,3 17,1 138,8
Viento (W) (S-N) 48,3 -17,1 -138,8
No. Combinación de cargas M1 M2 M1ns M2ns M1s M2s
9-1 1 1,4D 871,4 48,7 24,6 24,6 48,7 24,6 48,7 --- ---
9-2 2 1,2D + 1,6L + 0,5Lr 869,4 66,4 33,4 33,4 66,4 33,4 66,4 --- ---
3 1,2D + 0,5L + 1,6Lr 797,6 49,5 25,0 25,0 49,5 25,0 49,5 --- ---
4 1,2D + 1,6Lr + 0,8W 722,0 55,4 131,5 55,4 131,5 41,8 21,1 13,7 110,4
9-3
5 1,2D + 1,6Lr - 0,8W 799,3 28,1 -89,3 28,1 -89,3 41,8 21,1 -13,7 -110,4
6 1,2D + 0,5L + 0,5Lr + 1,6W 710,9 76,8 245,8 76,8 245,8 49,5 25,0 27,4 220,8
9-4
7 1,2D + 0,5L + 0,5Lr - 1,6W 865,4 22,1 -195,8 22,1 -195,8 49,5 25,0 -27,4 -220,8
8 0,9D + 1,6W 482,9 58,7 236,6 58,7 236,6 31,3 15,8 27,4 220,8
9-6
9 0,9D - 1,6W 637,4 4,0 -205,0 4,0 -205,5 31,3 15,8 -27,4 -220,8
Columna C2
Momento flector
(ft-kips)
Caso de Carga
Carga
axial
(kips) Superior Inferior
Permanente (D) 1087,5 -2,0 -1,0
Sobrecarga (L)* 134,5 -15,6 -7,8
Sobrecarga en la cubierta (Lr) 17,3 0.0 0.0
Viento (W) (N-S) -0,3 43,5 205,0
Viento (W) (S-N) 0,3 -43,5 -205,0
No. Combinación de cargas M1 M2 M1ns M2ns M1s M2s
9-1 1 1,4D 1522,6 -2,8 -1,4 -1,4 -2,8 -1,4 -2,8 --- ---
9-2 2 1,2D + 1,6L + 0,5Lr 1529,0 -27,4 -13,7 -13,7 -27,4 -13,7 -27,4 --- ---
3 1,2D + 0,5L + 1,6Lr 1400,1 -10,2 -5,1 -5,1 -10,2 -5,1 -10,2 --- 0,0
4 1,2D + 1,6Lr + 0,8W 1332,6 32,4 162,8 32,4 162,8 -2,4 -1,2 34,8 164,0
9-3
5 1,2D + 1,6Lr - 0,8W 1333,0 -37,2 -165,2 -37,2 -165,2 -2,4 -1,2 -34,8 -164,0
6 1,2D + 0,5L + 0,5Lr + 1,6W 1380,5 59,4 322,9 59,4 322,9 -10,2 -5,1 69,6 328,0
9-4 7 1,2D + 0,5L + 0,5Lr - 1,6W 1381,5 -79,8 -333,1 -79,8 -333,1 -10,2 -5,1 -69,6 -328,0
8 0,9D + 1,6W 978,4 67,8 327,1 67,8 327,1 -1,8 -0,9 69,6 328,0
9-6
9 0,9D - 1,6W 979,3 -71,4 -328,9 -71,4 -328,9 -1,8 -0,9 -69,6 -328,0
2. Determinar si el pórtico en el primer piso es indesplazable o desplazable.
Los resultados de un análisis elástico de primer orden en base a las propiedades seccionales indicadas en 10.11.1
son los siguientes:

11 - 31
∑Pu = carga vertical total en el primer piso correspondiente al caso de carga lateral para el cual ∑Pu es máximo
Las cargas totales del edificio son: D = 17.895 kips, L = 1991 kips, Lr = 270 kips.
∑Pu máxima se determina en base a la Ecuación (9-4):
( ) ( ) ( )
u
P 12 17.895 0,5 1991 0,5 270 0 22.605 kips
= × + × + × + =
∑
Vu = corte de piso mayorado en el primer piso correspondiente a las cargas de viento
= 1,6 × 302,6 = 484,2 Ec. (9-4), (9-6)
∆o = deformación relativa de primer orden entre la parte superior e inferior del primer piso debida a Vu
= ( )
1,6 0,28 0 0,45in.
× − =
Índice de estabilidad
( ) ( )
u o
u c
P 22.605 0,45
Q 0,12 0,05
V 484,2 15 12 20/ 2
∆ ×
= = = >
× × −
 
 
∑
A
Ec. (10-6)
Como Q > 0,05 el pórtico a nivel del primer piso se considera desplazable. 10.11.4.2
3. Diseño de la columna C1.
Determinar k usando el nomograma de R10.12.1.
4
4
col
22
I 0,7 13.665 in.
12
 
= =
 
 
 
10.11.1
c
6000
E 57.00 4415 ksi
1000
= = 8.5.1
( )
3
c
c
E I 4415 13.665
355 10
15 12 10
  ×
= = ×
 
× −
 
   
A
in.-kips
3
c
c
E I 4415 13.665
419 10
12 12
  ×
= = ×
 
×
 
A
in.-kips
3
4
viga
24 20
I 0,35 5600 in.
12
 
×
= =
 
 
 
10.11.1
Para la viga: 3
c
c
E I 57 4000 5600
70 10
24 12
×
= = ×
×
A
in.-kips

11 - 32
c c
A
c
E I / 355 419
11,1
E I/ 70
+
Ψ = = =
∑
∑
A
A
Asumir B 1,0
Ψ = (columna esencialmente empotrada en la base)
Del nomograma (Figura R10.12.1(b)), k = 1,9.
u
k 1,9 13,33 12
46 22
r 0,3 22
× ×
= = >
×
A
10.13.2
Por lo tanto es necesario considerar los efectos de la esbeltez.
b. Determinar el momento total M2 (incluyendo los efectos de la esbeltez) y las combinaciones de cargas de diseño,
usando el análisis aproximado de 10.13.4.2.
La siguiente tabla resume el cálculo de los momentos amplificados para la columna C1 para todas las
combinaciones de cargas, y a continuación se presenta el cálculo detallado para las combinaciones No. 4 y 5,
incluido para ilustrar el procedimiento.
No. Combinación de Cargas
∑Pu
(kips)
∆o
(in.)
Vu
(kips)
Q
δs M2ns
(ft-kips)
M2s
(ft-kips)
M2
(ft-kips)
1 1,4D 25.053 --- --- --- --- 48,7 --- 48,7
2 1,2D + 1,6L + 0,5Lr 24.795 --- --- --- --- 66,4 --- 66,4
3 1,2D + 0,5L + 1,6Lr 22.902 --- --- --- --- 49,5 --- 49,5
4 1,2D + 1,6Lr + 0,8W 21.906 0,22 242,1 0,12 1,14 21,1 110,4 147,0
5 1,2D + 1,6Lr - 0,8W 21.906 0,22 242,1 0,12 1,14 21,1 -110,4 -104,8
6 1,2D + 0,5L + 0,5Lr + 1,6W 22.605 0,45 484,2 0,12 1,14 25,0 220,8 276,7
7 1,2D + 0,5L + 0,5Lr - 1,6W 22.605 0,45 484,2 0,12 1,14 25,0 -220,8 -226,8
8 0,9D + 1,6W 16.106 0,45 484,2 0,09 1,10 15,8 220,8 257,9
9 0,9D - 1,6W 16.106 0,45 484,2 0,09 1,10 15,8 -220,8 -226,2
2 2ns 2s
M M M
= + Ec. (10-16)
2s
s 2s 2s
M
M M
1 Q
δ = ≥
−
Ec. (10-17)
Para las combinaciones de cargas No. 4 y 5:
r
U 1,2D 1,6L 0,8W
= + ±
( ) ( )
u
P 1,2 17.895 1,6 270 0 21.906 kips
= × + × ± =
∑
( )
o 0,8 0,28 0 0,22 in.
∆ = × − =
u
V 0,8 302,6 240,1 kips
= × =
( ) ( )
c 15 12 20/ 2 170 in.
= × − =
A

11 - 33
u o
u c
P 21.906 0,22
Q 0,12
V 240,1 170
∆ ×
= = =
×
∑
A
1 1
1,14
1 Q 1 0,12
δ = = =
− −
• Para deformación lateral de norte a sur (combinación de cargas No. 4):
s 2s
M 1,14 110,4 125,9
δ = × = ft-kips
2 2ns s 2s
M M M 21,1 125,9 147,0
= + δ = + = ft-kips
u
P 722,0 kips
=
• Para deformación lateral de sur a norte (combinación de cargas No. 5):
( )
s 2s
M 1,14 110,4 125,9
δ = × − = − ft-kips
2
M 21,1 125,9 104,8
= − = − ft-kips
u
P 799,3 kips
=
c. A fin de poder realizar una comparación, calcular nuevamente s 2s
M
δ usando el método del factor de
amplificación de momentos descrito en 10.13.4.3.
2s
s 2s 2s
u
c
M
M M
P
1
0,75 P
δ = ≥
−
∑
∑
Ec. (10-18)
La carga crítica Pc se calcula con la Ecuación (10-10) usando k de 10.13.1 y EI de las Ecuaciones (10-11) o
(10-12). Como aún no se conoce cuál será la armadura, para determinar EI usar la Ecuación (10-12).
Para cada una de las 12 columnas exteriores a lo largo de las líneas de columnas 1 y 4 (es decir, las columnas
en las cuales en la dirección de análisis concurre una viga), en el punto 3(a) anterior se determinó que k es
igual a 1,9.
( )
4
6
c
d
0,4E I 0,4 4415 22
EI 34,5 10
1 12 1 0
× ×
= = = ×
+β +
in.2
-kips Ec. (10-12)
( ) ( )
2 2 6
c 2 2
u
EI 34,5 10
P 3686 kips
1,9 13,33 12
k
π π × ×
= = =
× ×
A
Ec. (10-10)
Para cada una de las columnas exteriores A2, A3, F2 y F3 (es decir, las columnas en las cuales en la dirección
de análisis concurren dos vigas):
A
355 419
5,5
2 70
+
Ψ = =
×
B
Ψ = 1,0

11 - 34
Del nomograma, k = 1,75
( )
2 6
c 2
34,5 10
P 4345 kips
1,75 13,33 12
π × ×
= =
× ×
Ec. (10-10)
Para cada una de las 8 columnas interiores:
4
4
col
24
I 0,7 19.354 in.
12
 
= =
 
 
 
10.11.1
( )
3
c
c
E I 4415 19.354
503 10
15 12 10
×
= = ×
× −
A
in.-kips
3
c
c
E I 4415 19.354
593 10
12 12
×
= = ×
×
A
in.-kips
A
503 593
7,8
20 70
+
Ψ = =
×
B 1,0
Ψ =
Del nomograma, k = 1,82.
2
6
24
EI 0,4 4415 48,8 10
12
= × × = × in.-kips Ec. (10-12)
( ) ( )
2 2 6
c 2 2
u
EI 48,8 10
P 5683 kips
1,82 13,33 12
k
π π × ×
= = =
× ×
A
Ec. (10-10)
Por lo tanto,
( ) ( ) ( )
c
P 12 3686 4 4345 5 5683 107.076 kips
= + + =
∑
La siguiente tabla resume el cálculo de los momentos amplificados para la columna C1 usando 10.13.4.3 para
todas las combinaciones de cargas, y a continuación se presenta el cálculo detallado para las combinaciones
No. 4 y 5, incluido para ilustrar el procedimiento.
∑Pu
(kips)
δs M2ns
(ft-kips)
M2s
(ft-kips)
M2
(ft-kips)
1 1,4D 25.053 --- 48,7 --- 48,7
2 1,2D + 1,6L + 0,5Lr 24.795 --- 66,4 --- 66,4
3 1,2D + 0,5L + 1,6Lr 22.903 --- 49,5 --- 49,5
4 1,2D + 1,6Lr + 0,8W 21.908 1,38 21,1 110,4 173,5

11 - 35
∑Pu
(kips)
δs M2ns
(ft-kips)
M2s
(ft-kips)
M2
(ft-kips)
5 1,2D + 1,6Lr - 0,8W 21.908 1,38 21,1 -110,4 -131,3
6 1,2D + 0,5L + 0,5Lr +1,6W 22.605 1,39 25,0 220,8 331,9
7 1,2D + 0,5L + 0,5Lr -1,6W 22.605 1,39 25,0 -220,8 -281,9
8 0,9D + 1,6W 16.106 1,25 15,8 220,8 292,0
9 0,9D - 1,6W 16.106 1,25 15,8 -220,8 -260,3
r
U 1,2D 1,6L 0,8W
= + ±
s
u
c
1 1
1,38
21.908
P
1
1
0,75 107.076
0,75 P
δ = = =
−
−
×
∑
∑
s 2s
M 1,38 110,4 152,4
δ = × = ft-kips
2
M 21,1 152,4 173,5
= + = ft-kips
u
P 722,0 kips
=
( )
s 2s
M 1,38 110,4 152,4
δ = × − = − ft-kips
2
M 21,1 152,4 131,3
= − = − ft-kips
u
P 799,3 kips
=
En la siguiente tabla se presenta un resumen de los momentos amplificados para la columna C1 para todas las
combinaciones de cargas.
10.13.4.2 10.13.4.3
No. Combinación de cargas
Pu
(kips) δs M2
(ft-kips)
δs M2
(ft-kips)
1 1,4D 871,4 --- 48,7 --- 48,7
2 1,2D + 1,6L + 0,5Lr 869,4 --- 66,4 --- 66,4
3 1,2D + 0,5L + 1,6Lr 797,6 --- 49,5 --- 49,5
4 1,2D + 1,6Lr + 0,8W 722,0 1,14 147,0 1,38 173,5
5 1,2D + 1,6Lr - 0,8W 799,3 1,14 -104,8 1,38 -131,3
6 1,2D + 0,5L + 0,5Lr +1,6W 710,9 1,14 276,7 1,39 331,9
7 1,2D + 0,5L + 0,5Lr -1,6W 865,4 1,14 -226,8 1,39 -281,9
8 0,9D + 1,6W 482,9 1,10 257,9 1,25 292,0
9 0,9D - 1,6W 637,4 1,10 -226,2 1,25 -260,3

11 - 36
d. Determinar la armadura requerida.
Para la columna de 22 × 22 in. intentar con 8 barras No. 8. Determinar la máxima fuerza de compresión axial
admisible, φPn,max:
( )
n,max c g st y st
P 0,80 0,85f ' A A f A
 
φ = φ − +
 
Ec. (10-2)
( ) ( )( ) ( )
2
0,80 0,65 0,85 6 22 6,32 60 6,32
 
= × × − + ×
 
u
1464,0 kips P máx. 871,4 kips
= > = VERIFICA
deformaciones de compresión se consideran positivas (ver Partes 6 y 7). Usar Mu = M2 del método P - ∆
aproximado de 10.13.4.2.
No.
Pu
(kips)
Mu
(ft-kips)
c
(in.)
εt φ φPn
(kips)
φMn
(ft-kips)
1 871,4 48,7 14,85 -0,00096 0,65 871,4 459,4
2 869,4 66,4 14,82 -0,00097 0,65 869,4 459,7
3 797,6 49,5 13,75 -0,00128 0,65 797,6 468,2
4 722,0 147,0 12,75 -0,00162 0,65 722,0 474,1
5 799,3 -104,8 13,78 -0,00127 0,65 799,3 468,0
6 710,9 276,7 12,61 -0,00167 0,65 710,9 474,8
7 865,4 -226,8 14,76 -0,00099 0,65 865,4 460,2
8 482,9 257,9 7,36 -0,00500 0,90 482,9 557,2
9 637,4 -226,2 11,68 -0,00204 0,65 637,4 478,8
Por lo tanto, como φMn > Mu para cualquier φPn = Pu, usar una columna de 22 × 22 in. con 8 barras No. 8 (ρg =
1,3%). Esta misma armadura es adecuada para las combinaciones de cargas del método del factor de
amplificación de momentos de 10.13.4.3.
4. Diseño de la columna C2
En el punto 3(c) se determinó que k es igual a 1,82 para las columnas interiores. Por lo tanto,
19,625"
11"
2,375"
22"
22"

11 - 37
u
k 1,82 13,33 12
40,4 22
r 0,3 24
× ×
= = >
×
A
10.13.2
Es necesario considerar los efectos de la esbeltez.
b. Determinar el momento total M2 (incluyendo los efectos de la esbeltez) y las combinaciones de cargas de diseño,
usando el análisis aproximado de 10.13.4.2.
La siguiente tabla resume el cálculo de los momentos amplificados para la columna C2 para todas las
combinaciones de cargas, y a continuación se presenta el cálculo detallado para las combinaciones No. 4 y 5,
incluido para ilustrar el procedimiento.
∑Pu
(kips)
∆o
(in.)
Vu
(kips)
Q δs M2ns
(ft-kips)
M2s
(ft-kips)
M2
(ft-kips)
1 1,4D 25.053 --- --- --- --- -2,8 --- -2,8
2 1,2D + 1,6L + 0,5Lr 24.795 --- --- --- --- -27,4 --- -27,4
3 1,2D + 0,5L + 1,6Lr 22.902 --- --- --- --- -10,2 --- -10,2
4 1,2D + 1,6Lr + 0,8W 21.906 0,22 242,1 0,12 1,14 -1,2 164,0 185,8
5 1,2D + 1,6Lr - 0,8W 21.906 0,22 242,1 0,12 1,14 -1,2 -164,0 -188,2
6 1,2D + 0,5L + 0,5Lr + 1,6W 22.605 0,45 484,2 0,12 1,14 -5,1 328,0 368,8
7 1,2D + 0,5L + 0,5Lr - 1,6W 22.605 0,45 484,2 0,12 1,14 -5,1 -328,0 -379,6
8 0,9D + 1,6W 16.106 0,45 484,2 0,09 1,10 -0,9 328,0 358,6
9 0,9D - 1,6W 16.106 0,45 484,2 0,09 1,10 -0,9 -328,0 360,4
2 2ns 2s
M M M
= + Ec. (10-16)
2s
s 2s 2s
M
M M
1 Q
δ = ≥
−
Ec. (10-17)
r
U 1,2D 1,6L 0,8W
= + ±
En el punto 3(b) se determinó que δs es igual a 1,14.
s 2s
M 1,14 164 187,0
δ = × = ft-kips
2 2ns s 2s
M M M 1,2 187,0 185,8
= + δ = − + = ft-kips
u
P 1332,6 kips
=
( )
s 2s
M 1,14 164 187,0
δ = × − = − ft-kips
2
M 1,2 187,0 188,2
= − − = − ft-kips
u
P 1333,0 kips
=

11 - 38
c. A fin de poder realizar una comparación, calcular nuevamente s 2s
M
δ usando el método del factor de
amplificación de momentos descrito en 10.13.4.3. Usar los valores de ∑Pu, ∑Pc y δs calculados en el punto
3(c).
No. Combinación de cargas
∑Pu
(kips)
δs M2ns
(ft-kips)
M2s
(ft-kips)
M2
(ft-kips)
1 1,4D 25.053 --- -2,8 --- -2,8
2 1,2D + 1,6L + 0,5Lr 24.795 --- -27,4 --- -27,4
3 1,2D + 0,5L + 1,6Lr 22.903 --- -10,2 --- -10,2
4 1,2D + 1,6Lr + 0,8W 21.908 1,38 -1,2 164,0 225,1
5 1,2D + 1,6Lr - 0,8W 21.908 1,38 -1,2 -164,0 -227,5
6 1,2D + 0,5L + 0,5Lr + 1,6W 22.605 1,39 -5,1 328,0 451,4
7 1,2D + 0,5L + 0,5Lr - 1,6W 22.605 1,39 -5,1 -328,0 -461,6
8 0,9D + 1,6W 16.106 1,25 -0,9 328,0 409,4
9 0,9D - 1,6W 16.106 1,25 -0,9 -328,0 -411,2
r
U 1,2D 1,6L 0,8W
= + ±
s 1,38
δ = (del punto 3(c))
s 2s
M 1,38 164,0 226,3
δ = × = ft-kips
2
M 1,2 226,3 225,1
= − + = ft-kips
u
P 1332,6 kips
=
( )
s 2s
M 1,38 164,0 226,3
δ = × − = − ft-kips
2
M 1,2 226,3 227,5
= − − = − ft-kips
u
P 1333,0 kips
=
En la siguiente tabla se presenta un resumen de los momentos amplificados para la columna C2 para todas las
combinaciones de cargas.

11 - 39
10.13.4.2 10.13.4.3
Pu
(kips) δs M2
(ft-kips)
δs M2
(ft-kips)
1 1,4D 1522,6 --- -2,8 --- -2,8
2 1,2D + 1,6L + 0,5Lr 1529,0 --- -27,4 --- -27,4
3 1,2D + 0,5L + 1,6Lr 1400,1 --- -10,2 --- -10,2
4 1,2D + 1,6Lr + 0,8W 1332,6 1,14 185,8 1,38 225,1
5 1,2D + 1,6Lr - 0,8W 1333,0 1,14 -188,2 1,38 -227,5
6 1,2D + 0,5L + 0,5Lr + 1,6W 1380,5 1,14 368,8 1,39 451,4
7 1,2D + 0,5L + 0,5Lr - 1,6W 1381,5 1,14 -379,6 1,39 -461,6
8 0,9D + 1,6W 978,4 1,10 358,6 1,25 409,4
9 0,9D - 1,6W 979,3 1,10 -360,4 1,25 -411,2
4. Determinar la armadura requerida.
( )
n,max c g st y st
P 0,80 0,85f ' A A f A
 
φ = φ − +
 
Ec. (10-2)
( ) ( )( ) ( )
2
0,80 0,65 0,85 6 24 6,32 60 6,32
 
= × × − + ×
 
u
1708 kips P máx. 1529,0 kips
= > = VERIFICA
deformaciones de compresión se consideran positivas (ver Partes 6 y 7). Usar Mu = M2 del método P - ∆
aproximado de 10.13.4.2.
2,375"
24"
24"
12"
21,625"

11 - 40
No.
Pu
(kips)
Mu
(ft-kips)
c
(in.)
εt φ φPn
(kips)
φMn
(ft-kips)
1 1522,6 -2,8 23,30 0,00022 0,65 1.522,6 438,1
2 1529,0 -27,4 23,39 0,00023 0,65 1.529,0 435,3
3 1400,1 -10,2 21,49 -0,00002 0,65 1.400,1 489,7
4 1332,6 185,8 20,50 -0,00016 0,65 1.332,6 513,3
5 1333,0 -188,2 20,51 -0,00016 0,65 1.333,0 513,1
6 1380,5 368,8 21,20 -0,00006 0,65 1.380,5 496,9
7 1381,5 -379,0 21,22 -0,00005 0,65 1.381,5 496,4
8 978,4 358,6 15,52 -0,00118 0,65 978,4 587,1
9 979,3 -360,4 15,46 -0,00120 0,65 979,3 587,5
Por lo tanto, como φMn > Mu para cualquier φPn = Pu, usar una columna cuadrada de 24 × 24 in. con 8 barras No.
8 (ρg = 1,1%). Esta misma armadura es adecuada para las combinaciones de cargas del método del factor de
amplificación de momentos de 10.13.4.3.
5. Determinar si el máximo momento ocurre en los extremos de la columna o en un punto ubicado entre los extremos (10.13.5).
Para la columna C1:
u
2
13,33 12 35
24,2 63,9
r 0,3 22 871,4
6 22
×
= = < =
×
×
A
Ec. (10-19)
Para la columna C2:
u
2
13,33 12 35
22,2 52,6
r 0,3 24 1529,0
6 24
×
= = < =
×
×
A
Por lo tanto, para las columnas C1 y C2, el máximo ocurre en uno de los extremos, y no es necesario amplificar
el momento M2 aplicando δns.
6. Verificar la inestabilidad por desplazamiento lateral de la estructura. 10.13.6
a. Si δsMs se calcula en base a 10.13.4.2, el valor de Q evaluado usando las cargas gravitatorias mayoradas no
debe ser mayor que 0,60. Observar que para verificar la estabilidad todos los momentos de inercia se deben
dividir por (1 + βd) (ver 10.11.1), siendo para este piso:
d
β =
( ) ( )
D
u
1,4P 1,4 17.895
0,87
P 1,4 17.895 1,7 2261
×
= = =
× + ×
∑
∑
d
1 1,87
+β =
Dividir todos los momentos de inercia por (1 + βd) equivale a aumentar las deformaciones laterales, y por lo
tanto Q, en (1 + βd). En consecuencia, al nivel del segundo piso:

11 - 41
Q 1,87 0,12 0,22 0,60
= × = <
Por lo tanto, la estructura es estable en este nivel. De hecho, si se calcula Q modificado en cada nivel de piso
se puede ver que toda la estructura es estable.
b. Si δsMs se calcula en base a 10.13.4.3, el valor de δs calculado usando ∑Pu y ∑Pc correspondientes a las cargas
permanentes y sobrecargas mayoradas debe ser positivo y no mayor que 2,5. Para verificar la estabilidad, EI
se debe dividir por (1 + βd). En consecuencia, los valores de Pc se deben volver a calcular considerando los
efectos de βd.
c
107.076
P 57.260 kips
1 0,87
= =
+
∑
y
( ) ( )
s
1
3,1 2,5
1,4 17.895 1,7 2261
1
0,75 57.260
δ = = >
× + ×
−
×
La estructura es inestable cuando se utiliza el método del factor de amplificación de momentos de 10.13.4.3.

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