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DISEÑO DE PUENTES CON VIGAS I ARMADAS DE ACERO 
 
 
Por: 
 
Oscar Alejandro Amar Loaiza 
 
 
 
Asesor: 
 
Juan Carlos Reyes Ortíz, Ph.D 
 
 
 
Presentado como requisito para optar al título de 
 
 
INGENIERO CIVIL 
 
 
 
 
 
DEPARTAMENTO DE INGENIERIA CIVIL Y AMBIENTAL 
 
 
 
 
 
 
 
Bogotá, Colombia 
 
 
 
 
 
Diciembre de 2013 
 
 
 
 
2 
 
Agradecimientos 
 
 
Agradezco a mi familia por el apoyo incondicional a través de los años vividos a su lado. 
Gracias por la compresión y la guía constante. Al profesor Juan Carlos Reyes por su guía, 
disponibilidad y ayuda a lo largo del desarrollo de este documento. A mis amigos por el 
apoyo durante el desarrollo de esta tesis. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
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Resumen 
 
Este proyecto de grado tiene como objetivo desarrollar una guía para diseñar la 
superestructura de puentes con vigas metálicas armadas en I e ilustrarlo con dos 
ejemplos demostrativos. La primera actividad desarrollada fue el estudio detallado de la 
norma AASHTO publicada en el año 2012. A partir de esta revisión bibliográfica, se 
elaboró una guía de diseño, definiendo desde el proceso de diseño de la placa de concreto 
hasta la totalidad del diseño de las vigas metálicas armadas. Siguiendo el proceso definido 
en la guía, se desarrollaron ejemplos de diseño para puentes con vigas simplemente 
apoyadas y puentes con vigas continuas de dos luces. 
Abstract 
 
The objective of this project is to develop a design guide of steel I-girders used in bridge 
super-structure. First, a detailed examination of the 2012 AASHTO specifications was 
conducted. Based on this, we wrote the design guide which describes the steps to design 
not only the steel I-girders, but also concrete slab. Following this guide, examples were 
prepared for single and continuous spans girders to illustrate the design process. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
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Tabla de Contenido 
 
 
1. Introducción 
 
1.1 Antecedentes 
1.2 Objetivos 
1.3 Organización 
 
2. Marco Teórico 
 
3. Procedimiento de diseño 
3.1 Concepción y pre-dimensionamiento 
3.2 Evaluación de cargas 
3.3 Diseño del sistema de losa 
3.4 Diseño de las vigas en I armadas en acero 
3.4.1 Predimensionamiento 
3.4.2 Análisis estructural de las vigas 
3.4.3 Diseño en fase constructiva 
3.4.4 Diseño en fase operativo 
3.4.5 Diseño a cortante 
3.4.6 Diseño de rigidizadores 
3.4.7 Diseño de los conectores de cortante 
3.4.8 Diseño de la soldadura 
3.4.9 Diseño de arriostramientos 
3.4.10 Diseño a fatiga 
 
4. Ejemplo de diseño 1. Puente con viga de luz simple 
4.1 Concepción y pre-dimensionamiento global 
4.2 Evaluación de cargas 
4.3 Diseño del sistema de losa 
4.4 Diseño de las vigas en I armadas en acero 
 
5. Ejemplo de diseño 2. Puente con viga continua 
5.1 Concepción y pre-dimensionamiento global 
5.2 Evaluación de cargas 
5.3 Diseño del sistema de losa 
5.4 Diseño de las vigas en I armadas en acero 
 
6. Conclusiones y Recomendaciones 
 
 
 
 
 
 
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Tablas y Figuras 
 
Tabla 1. Denominación de Cargas Vivas y Muertas. 
Tabla 2. Combos definidos por la AASHTO, Tabla 3.4.1-1. 
Tabla 3. Valores de factores máximos y mínimos para combos de Strength y Extreme 
Event AASHTO 3.4.1-1. 
Tabla 4. Valores de la Consideración Dinámica (IM). 
Tabla 5. Factores de múltiple presencia. 
Tabla 6. Pesos Específicos para distintos materiales. 
Tabla 7. Valores de Zo y Vo para diferentes condiciones. 
Tabla 8. Valores de la Presión Base Pb para 𝑉𝐵=160 Km/h (AASHTO 3.8.1.2.1-1). 
Tabla 9. Espesores Mínimos para la placa de concreto AASHTO 9.7.1.1 y 13.7.3.1.2. 
Tabla 10. Valores de factores de resistencia para varias solicitaciones. 
Tabla 11. Denotación para los factores de distribución. 
Tabla 12. Factores de distribución para momento en sistema inglés (AASHTO 4.6.2.2.2). 
Tabla 13. Factores de distribución para momento en sistema internacional (AASHTO 
4.6.2.2.2). 
Tabla 14. Factores de distribución para cortante en sistema inglés de unidades 
(AASHTO 4.6.2.2.3). 
Tabla 15. Factores de distribución para cortante en sistema internacional de unidades 
(AASHTO 4.6.2.2.3). 
Tabla 16. Ubicación ENP y Momento plástico a momento positivo. 
Tabla 17. Ubicaciones ENP y Momento plástico para momento negativo (AASHTO 
D6.1.2). 
Tabla 18. Fracción de camiones en el tráfico (AASHTO 3.6.1.4.2) 
Tabla 19. Valor de p dependiendo de carriles disponibles para camiones (AASHTO 
3.6.1.4.2-1). 
Tabla 20. Valores de ciclos por pasada de camión (n) (AASHTO 6.6.1.2.5-2). 
Tabla 21. Factores de Rigidez longitudinal. 
Tabla 22. Factores de Carga para diferentes tipos de carga. 
Tabla 23. Propiedades sección no compuesta 
Tabla 24. Propiedades sección no compuesta. 
Tabla 25. Propiedades sección compuesta a corto plazo. 
Tabla 26. Propiedades sección compuesta a largo plazo. 
Tabla 27. Requerimientos a fatiga para los conectores de cortante. 
Tabla 28. Esfuerzos admisibles para fatiga. 
Tabla 29. Propiedades mecánicas sección metálica a momento positivo. 
Tabla 30. Propiedades mecánicas sección metálica a momento negativo. 
Tabla 31. Propiedades sección a momento negativo no compuesta. 
Tabla 32. Propiedades sección a momento positivo no compuesta. 
Tabla 33. Cálculo de factores de distribución 
Tabla 34. Propiedades sección a momento negativo compuesta a corto plazo. 
Tabla 35. Propiedades sección a momento negativo compuesta a largo plazo. 
Tabla 36. Propiedades sección a momento positivo compuesta a corto plazo. 
Tabla 37. Propiedades sección a momento positivo compuesta a largo plazo. 
Tabla 38. Requerimientos de fatiga para los conectores de cortante. 
Tabla 39. Esfuerzos admisibles para fatiga. 
 
 
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Figura 1. Camión HL-93 de la AASHTO. 
Figura 2. Regla de la palanca. 
Figura 3. Gráfica de Resistencia a flexión de perfiles en I (AASHTO 6.10.8.2.2). 
Figura 4. Denotación de dimensiones de la sección compuesta (AASHTO D6.1.1). 
Figura 5. Denotación fuerzas aplicadas por cada elemento de la sección compuesta 
(AASHTO D6.1.1). 
Figura 6. Ubicación del eje neutro plástico para los casos de cada una de las condiciones 
(AASHTO D6.1.1). 
Figura 7. Sección transversal del puente de luz simple. 
Figura 8. Carga para el diseño transversal del voladizo. 
Figura 9. Modelo del puente con viga simplemente apoyada. 
Figura 10. Sección transversal del puente con vigas continuas. 
Figura 11. Carga para el diseño del voladizo. 
Figura 12. Sección a momento positivo. 
Figura 13. Sección a momento negativo. 
Figura 14. Modelo de la viga con longitudes no soportadas para momento positivo. 
Figura 15. Modelo de la viga con longitudes no soportadas para momento negativo. 
Figura 16. Denominación de elementos sección compuesta. 
Figura 17. Fuerzas actuantes en sección compuesta a momento negativo. 
Figura 18. Distribución de fuerzas de viento en la sección compuesta. 
Figura 19. Rigidizadores del alma. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
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1. Introducción 
 
1.1. Antecedentes 
 
En Colombia, el diseño y análisis de puentes se basa en la norma vigente la cual lleva el 
nombre de Norma Colombiana de Puentes de 1995 (AIS, 1995). Después del año de su 
publicación, ninguna otra norma que se mantenga actualizada con los avances y la 
investigación sobre el diseño de este tipo de estructuras ha sido publicada. Sin embargo, 
en países como Estados Unidos, el cual ha publicado normas que han servido como base 
para la creación de las colombianas, el diseño y análisis de puentes ha estado en constante 
renovación por la American Association of State Highway and Transportation Officials de 
ahora en adelante denominado como AASHTO. De hecho la más reciente normativa 
publicada por ellos es “AASHTO LRFD Design Specifications” en su 5ª edición publicada 
en el año 2010. Esta guía de diseño se desarrollará con base a esta norma. 
Por otro lado en el país la norma NSR-10 (AIS, 2010) presenta procedimientos 
importantes para el diseño de miembrosen acero sometidos a diferentes solicitaciones. 
Esta norma se encuentra muy relacionada con la desarrollada para el diseño de miembros 
de acero en los Estados Unidos como AISC (American Institute of Steel Construction, 
2006). Previamente, Alejandro Estrada Mejía (1995) desarrolló un proyecto de grado en 
el cual se siguió un proceso de diseño de un puente de acero a escala. Para este se 
siguieron procesos definidos en la literatura definiendo con claridad las bondades del uso 
de modelos para la comprensión del comportamiento real de estructuras. En esta se 
definió la importancia del uso de materiales como el acero y se presentaron resultados 
para diferentes secciones especialmente de uso comercial. 
 
Una guía para el diseño de puentes en el cual se una el análisis estructural con base a las 
normas definidas previamente para el diseño de este tipo de estructuras, con el diseño 
de elementos estructurales con base a la NSR-10 ayudaría de una manera importante al 
desarrolló académico de estudiantes en el proceso de diseño de este tipo de puentes. 
Adicionalmente, no solo estarían especificados los procesos de diseño de miembros 
laminados, sino que los miembros armados serían considerados en el desarrollo del 
proyecto de grado. Este tipo de guías no han sido hechas en el país por lo que sería 
importante desarrollarla y así facilitar el proceso de diseño de estructuras de este tipo. 
 
Con el fin de tener una idea completa del problema de los puentes con vigas armadas en 
sección I de acero se debe definir e identificar valores máximos y mínimos de 
dimensiones de los puentes que influirán radicalmente en las solicitaciones máximas que 
la superestructura debe soportar. 
 
1.2. Objetivo General 
 
El objetivo general del proyecto es desarrollar una guía para diseñar la superestructura 
de puentes con vigas metálicas armadas en I, adicionalmente mostrar el procedimiento 
descrito en la guía por medio de dos ejemplos demostrativos. 
 
1.3. Objetivos Específicos 
 
Los objetivos específicos con este proyecto de grado se muestran a continuación: 
 
 
 
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- Definir y recopilar de una manera clara el proceso de diseño de miembros de acero 
según normas reconocidas. 
- Evaluar de una manera concisa el estado del arte para el diseño de puentes y de 
miembros de acero a diferentes solicitaciones. 
- Evaluar y aclarar el proceso de análisis estructural y diseño de puentes 
especificado en la AASHTO. 
- Desarrollar casos de estudio donde se ejemplifique el proceso de diseño para 
puentes con superestructura de vigas de acero. 
 
1.4. Alcance 
 
En este documento, se podrán encontrar observaciones y procesos importantes sobre el 
análisis y diseño de puentes con vigas metálicas armadas en I y se mostrará una serie de 
ejemplos, los cuales seguirán el proceso mostrado dentro de este documento. Esto con el 
fin de facilitar el estudio de este documento. 
 
1.5. Organización 
 
En este documento se encontrará una guía para desarrollar el diseño de vigas metálicas 
para puentes. En el segundo capítulo se hará un marco teórico con ideas principales de la 
teoría de vigas metálicas y de normas que se usaban en el diseño de puentes de este tipo. 
El capítulo tres mostrará el procedimiento a seguir para el diseño de estas estructuras, 
desde el diseño de las placas de concreto que aportan a la resistencia de la sección 
compuesta como el diseño de las vigas como tal. En el capítulo 4 se mostrará un ejemplo 
de diseño donde se ejemplifique el proceso descrito en el capítulo tres. Este ejemplo es 
específicamente un puente con una viga de una luz simplemente apoyada. En el capítulo 
5 se mostrará otro ejemplo, este será de un puente con dos luces de vigas continuas 
rectas. Finalmente, en el capítulo seis se mostrarán unas conclusiones y 
recomendaciones sobre el diseño de estos puentes. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
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2. Marco Teórico 
 
La función principal de un puente es la de soportar el tránsito de vehículos 
principalmente sobre un cruce, que puede ser otra vía, un rio, una depresión, entre otros. 
Además de servir para su objeto específico, en forma segura y económica, los puentes 
deben ser diseñados estéticamente de modo que armonice y no vaya en contra dl 
contorno de la naturaleza y de la arquitectura existente en los sitios en los que van a 
construirse. 
 
Para lograr un buen diseño, estos deben tener en cuenta las condiciones geográficas y 
geológicas del sitio. Es por ello indispensable definir las alturas libres, las luces óptimas 
de acuerdo con las necesidades de cada uno, los sistemas constructivos, el método de 
construcción, es decir, para un óptimo diseño estructural debe tenerse en cuenta todos 
estos aspectos, durante la planeación y el diseño. 
 
La carga muerta sobre un puente puede dividirse en dos partes: La correspondiente al 
piso o losa y la correspondiente a la estructura principal. El peso de un puente construido 
con vigas armadas en acero y losa en concreto puede determinarse mediante un diseño 
preliminar del mismo, peso que se utilizará en los cálculos de las cargas que actuarán 
sobre la estructura principal. Hay que anotar que es muy importante tener una 
estimación correcta del peso del puente teniendo en cuenta que a mayor luz se pueden 
incrementar los esfuerzos y por ende los costos de realización del proyecto pueden 
dispararse. 
 
Para un buen pre dimensionamiento se ha utilizado la experiencia ingenieril de muchos 
diseñadores, los cuales han generado gráficas y fórmulas que proporcionan los pesos 
estructurales para puentes de luces cortas, medianas y de gran importancia. Durante 
mucho tiempo se utilizaron un conjunto de gráficas dadas en el libro Bridge 
Engineering de Waddell. 
 
Los puentes deben diseñarse para las cargas vivas reales que se espera lleguen a 
soportar. Esta carga puede llegar a ser difícil de predecir debido a la amplia gama de 
vehículos que pasarán por los puentes y, por ende, lo difícil que se puede hacer saber el 
peso exacto de cada uno de ellos. Para intentar solucionar esta dificultad, se han 
estandarizado diferentes tipos de vehículos y líneas de carga que simulan 
aproximadamente las cargas a las cuales estará sometida la estructura. Inicialmente en 
los Estados Unidos hacia el año 1931 se trabajó con la carga viva estándar dada por el 
camión H20 que era la máxima carga estándar, especificada por la AASHTO. Con el 
desarrollo de los camiones más pesados en el año 1941 se modificó por la carga H20-
S16 y en virtud de los cambios tan rápidos de los vehículos en el año 1944 se definió la 
carga HS20-44. En la actualidad la carga estándar utilizada es el HL-93 y el camión 
Tándem los cuales se especifican en la sección 3.2. 
 
Los puentes armados con vigas metálicas se diseñan para que trabajen en forma integral 
con el piso de concreto trabajando en sección compuesta, logrando mejores diseños 
cuando se proyectan vigas continuas, especialmente en luces importantes para reducir 
 
 
10 
 
los momentos positivos máximos, que involucra más análisis de los esfuerzos internos 
y un diseño detallado de la cimentación del apoyo central con el fin de garantizar que 
no se produzcan asentamientos inesperados. Dentro de la revisión estructural de estos 
elementos metálicos se contemplan los siguientes estados límites de falla como la 
resistencia a flexión (fluencia de los miembros), el pandeo lateral torsional, el pandeo 
local de los elementos a compresión y en general varios aspectos como el diseño de 
conectores de cortante los cuales garantizan que se dé una acción compuesta, sistemas 
de arriostramiento lateral para controlar los pandeos y el efecto del viento y detalles de 
fabricación propios de la viga como lo es la soldadura. El efecto del viento es importante 
en este tipo de vigas pues la superficie donde el viento puede impactar la estructura es 
generalmente grande, generando presiones y esfuerzos que se deben tener en cuentaen 
el diseño. 
 
Las vigas de acero se fabrican a partir de láminas de acero de diferentes calidades. En 
la actualidad se están empleando la ASTM A-572 Gr. 50 y la ASTM A-588 acero 
especial que no requiere ningún tipo de protección. En el diseño de la losa de piso 
convencional soportada por las vigas de acero se supone que esta actúa en un solo 
sentido (transversal) y que la carga se distribuye sobre un ancho efectivo que varía 
según el espaciamiento entre vigas. La definición empírica del ancho efecto se basa en 
estudios teóricos y en resultados de ensayos. Estos límites se establecen en el capítulo 
3 de este documento. 
 
Previamente, la AASHTO presentaba en sus normas una serie de ecuaciones que 
ayudaban a tener un conocimiento general de los momentos y cortantes actuantes en 
diferentes puntos de la losa. Ahora, después de la última edición de esta norma el diseño 
de la losa debe basarse en teoría de concreto para vigas, siguiendo la suposición que la 
losa actúa en un solo sentido. En la sección 3.3 de este documento se hará mayor 
referencia a este concepto. 
 
 Gálibo 
 
El valor mínimo de galibo que deben presentar los puentes en el país es del 4,5 metros. 
Sin embargo se presentan unas excepciones. Si el puente a ser construido esta sobre una 
vía principal en área rural ó esta sobre una vía principal en área urbana el mínimo galibo 
que debe presentar todo el puente en todo el ancho de la vía es de 4,9 metros. 
 
 Ancho de Carril 
 
El mínimo valor admitido para el ancho de carriles en puentes es de 3 metros, aunque 
este ancho debe ser tomado únicamente para puentes donde la velocidad de circulación 
de los vehículos es baja, entre (10 a 40 km/h). Para velocidades mayores es recomendado 
tener valores de 3,5 metros a 3,65 metros de ancho por carril con el fin de dar un espacio 
importante entre vehículos a velocidades de circulación altas. 
 
 
 
 
11 
 
 Número de Carriles 
 
Según como se especifica en la sección 3.6.1 de la AASHTO el número de carriles que tiene 
un puente puede definirse como la distancia libre para circulación de los vehículos 
dividida entre 12 en sistema de unidades inglés (pies) ó como la misma distancia dividida 
entre 3.6 para sistemas de unidades internacional (metros). 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
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3. Procedimiento de diseño 
 
A continuación se describirá un procedimiento de diseño paso a paso para el cálculo de 
puentes conformados por vigas de acero armadas en I y losa de concreto diseñados para 
trabajar en acción compuesta. 
 
3.1 Concepción y pre-dimensionamiento general 
 
Con el fin de tener una idea global del proyecto, en primera instancia se debe tener 
conocimiento de los aspectos generales del puente, enmarcadas por una serie de normas 
definidas por los códigos vigentes. 
 
a) Definir los parámetros iniciales de diseño. Dentro de estos se tienen que definir la 
localización del puente, valores de tráfico, importancia de la vía, porcentaje de 
vehículos pesados que transitarán sobre el puente, tráfico entre otros. 
 
b) Definir los materiales que serán usados durante la construcción del puente. Este 
es un aspecto fundamental pues sus propiedades afectan los resultados de diseño 
del puente y por lo tanto su resistencia y su comportamiento. 
 
c) Definir las dimensiones del puente, altura con respecto al suelo, número de 
carriles, separación entre vigas. 
 
3.2 Evaluación de Cargas 
 
Dentro de las cargas que se definen en la AASHTO, se pueden encontrar una serie de 
tablas que definen las diferentes cargas a tener en cuenta en el análisis de un puente, las 
cuales cambian dependiendo de las condiciones del puente. En la Tabla 1 se muestra la 
denominación de los diferentes tipos de cargas muertas y vivas. 
 
Tabla 1. Denominación de Cargas Vivas y Muertas. 
Tipo de Carga Carga Denominación 
Muertas 
Peso propio de los elementos estructuras y no 
estructurales 
DC 
Peso Propio Carpeta de Rodadura DW 
Carga Horizontal de Presión de Tierra EH 
Carga vertical por rellenos de tierra EV 
Vivas 
Fuerza vehicular de Frenado BR 
Fuerza centrífuga de los vehículos CE 
Fuerzas de Impacto o incremento dinámico IM 
Carga Viva Vehicular LL 
Carga Viva Peatonal PL 
Carga de Viento sobre vehículos WL 
Carga de Viento sobre la estructura WS 
Carga de Hielo IC 
Cargas por Presión de Agua WA 
Cargas de Sismo EQ 
13 
 
Para todas estas cargas definidas previamente las Tablas 2 y 3 definen los combos que 
podrán ser usados para determinar las solicitaciones máximas después de un proceso de 
mayoración. Hay cuatro grupos de combos, en cada uno de estos se aumentan o se 
reducen cargas que aplican para el caso o para la etapa de servicio de la estructura en la 
que se evalúan las solicitaciones máximas. 
 
 Strength: Se evalúan casos máximos a cargas durante la operación de la estructura 
en eventos extraordinarios. 
 Service: Se evalúan las cargas tal y como se presentan en el puente. Al ser combos 
de servicio no se mayoran las cargas, incluso algunas son reducidas por la 
probabilidad de que se presenten sobre el puente. 
 Fatiga: Se tienen en cuenta los ciclos de carga y descarga aportados por la carga 
viva (principalmente carga vehicular) durante la operación de la superestructura. 
 Extreme: Son eventos extraordinarios que tienen sobre la estructura efectos 
relevantes. Dentro de estos eventos extremos pueden ser nombrados los sismos, 
presiones de tierra, inundaciones, congelamiento, entre otros casos. 
 
Siendo esta una guía de diseño de vigas para puentes, los casos de carga “Extreme” no se 
tendrán en cuenta, pues al tener en cuenta efectos extremos como sismos no son temas 
importantes en las vigas, pues estas no hacen parte del sistema de resistencia sísmico de 
los puentes. En la 
Tabla 2 se muestran los distintos combos definidos por la AASHTO para cada grupo. 
Adicionalmente, en la Tabla 3 se muestran los valores máximos y mínimos permitidos 
por la AASHTO de 𝛾𝑝 para los distintos combos. 
 
Tabla 2. Combos definidos por la AASHTO, Tabla 3.4.1-1. 
Estado Límite 
 BR 
WA WS WL IC 
DC LL 
DW IM 
EH CE 
EV PL 
 
Strength I 𝛾𝑝 1.75 1 - - 
Strength II 𝛾𝑝 1.35 1 - - 
Strength Ill 𝛾𝑝 - 1 1.4 - 
Strenght IV 𝛾𝑝 - 1 - - 
Strength V 𝛾𝑝 1.35 1 0.4 0.4 
 
Extreme Event I 𝛾𝑝 1 - - 
Extreme Event II 𝛾𝑝 0.5 1 - - 1 
 
Service I 1 1 1 0.3 0.3 
Service II 1 1.3 1 - - 
Service III 1 0.8 1 - - 
Service IV 1 - 1 0.7 - 
Fatiga I - 1.5 - - - 
Fatiga II - 0.75 - - - 
 
 
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Tabla 3. Valores de factores máximos y mínimos para combos de Strength y Extreme Event AASHTO 3.4.1-1. 
Factor de Carga 
Tipo de Carga Máximo Mínimo 
DC 1.25 0.9 
DW 1.5 0.65 
 
Teniendo en cuenta los valores mostrados en la 
Tabla 2 y la Tabla 3, se puede saber en qué forma se van a mayorar las cargas y a partir 
de ahí, las solicitaciones máximas a las que tendrán que ser diseñados los elementos. En 
estos procesos de diseño se debe evaluar los efectos de cada una de las cargas aplicadas 
sobre la estructura por separado, pues si se hace uso de una envolvente no se sabrá qué 
porcentaje de las solicitaciones máximas de esta corresponden a la carga viva, lo cual 
tendrá que ser aumentada por el porcentaje definido por cargas de impacto. 
 
 Carga Viva 
 
La carga viva que se debe tener en cuenta en el diseño de puentes hace referencia a las 
cargas transitorias propias de la operación del puente. Según la AASHTO, debe haber dos 
camiones de carga para la determinación de máximas solicitaciones. Uno de ellos es el 
camión HL-93 nombrado en la sección 3.6.1.2.2 de la AASHTO y el otro es un Tándem o 
camión de carga tomado de la sección 3.6.1.2.3 de la AASHTO. Estos dos camiones 
presentan diferencias en las longitudes entre los ejes y las cargas sobre ellos. 
 
HL-93 
 
 
Figura 1. Camión HL-93 de la AASHTO 
Las cargas delos ejes serían de 8 kips (35.6 kN) en el eje delantero, de 32 kips en el eje 
intermedio (142.3 kN) y de 32 kips (142.3 kN) en el eje trasero. La separación de los ejes 
es la siguiente. 
 
- Eje delantero y eje intermedio: 14 pies ó 4.3 metros. 
- Eje intermedio y eje trasero: Distancia variable entre 14 pies (4.3 metros) y 30 
pies (9 metros). 
 
14 pies 14 – 30 pies 
32 kips 32 kips 8 kips 
15 
 
La separación transversal entre llantas visto por la parte trasera es de 6 pies o 1.83 m. 
 
Tandem 
 
El camión Tándem es un vehículo con dos ejes, cada uno de ellos aporta una carga de 25 
kips (111 kN) con una separación longitudinal entre llantas de 4 pies (1.2 metros) y una 
separación transversal de 6 pies (1.83 m) entre llantas. 
 
Línea de Carga 
 
Adicionalmente, en la sección 3.6.1.2.4 de la AASHTO se define una línea de carga, la cual 
está presente en toda la teoría y por obvias razones en el resto de las normas. Esta línea 
de carga hace referencia a las cargas que pasan repetidamente por el puente y generan 
solicitaciones sobre la estructura del puente. Sin embargo esta línea de carga únicamente 
hace referencia al flujo de vehículos poco pesados o livianos que harán uso de la 
estructura y que de todas maneras deberán ser tenidos en cuenta para el cálculo de las 
máximas solicitaciones sobre las vigas. La carga de esta línea es de 0.64 kips/pie ó de 9.34 
kN/m longitudinalmente, mientras que transversalmente debe tener en cuenta una 
longitud de distribución de 10 ft o 3.05 metros sobre cada carril. El efecto de la carga viva 
debe tener en cuenta el efecto de alguno de los dos camiones ejemplificados a 
continuación más el de la línea de carga especificado en la sección 3.6.1.2 de la AASHTO. 
La carga axial de cada eje de los camiones de diseño, ya sea el Tandem o el HL-93 debe 
estar ubicada a no menos de 1 pie o 0.3 metros del andén, adicionalmente entre llantas 
de dos camiones no debe haber menos de 4 pies o 1.2 metros. 
 
Consideración Dinámica o Cargas de Impacto 
 
Estas cargas son definidas en la sección 3.6.2 de la AASHTO en donde se muestran valores 
porcentuales en los cuales los efectos de la carga viva deben ser incrementados. Esta es 
una consideración la cual tiene en cuenta el impacto de las llantas de los vehículos en 
movimiento a lo largo del puente según se justifica en 3.6.2.1 de la AASHTO. Los valores 
de esta consideración dinámica se muestran en la Tabla 4. 
 
Tabla 4. Valores de la Consideración Dinámica (IM). 
Componente 
Juntas del puente 75% 
 
Fatiga 15% 
Todos los casos de Carga 33% 
 
(1 +
𝐼𝑀
100
) 
 
(1) 
 
La Ecuación 1 corresponde a la forma en la que las cargas vivas deben aumentarse por la 
consideración dinámica, donde 𝐼𝑀 es la consideración dinámica o el incremento por 
cargas de impacto. 
 
 
 
 
16 
 
Peatones 
 
La carga de peatones está definida en la sección 3.6.1.6 de la AASHTO como 0.075 ksf o 
3.6 kN/m^2 en andenes de igual o más de 2 pies o 0.6 metros. Esta carga esta para ser 
aplicada sobre elementos en el puente hechos para recibirla como los andenes. Esta carga 
tiene que ser aplicada al tiempo con la carga viva (camiones de diseño y línea de carga). 
Si el andén puede ser invadido fácilmente por la carga viva, es decir no hay barreras 
diseñadas para los golpes de carros, las cargas peatonales no tienen que ser consideradas 
en el diseño del puente. 
 
Factor de Múltiple Presencia: Este factor especificado en la sección 3.6.1.1.2 de la AASHTO 
es un valor que debe ser aplicado al efecto de la carga viva, es decir, camiones de diseño 
y línea de carga. El factor de múltiple presencia está ligado al número de camiones que 
fueron cargados durante el análisis de la estructura bajo consideración y está relacionado 
con la probabilidad de que esta situación modelada se presente en la realidad. Al cargar 
la estructura por 1, 2, 3 o más camiones de diseño la probabilidad disminuye, pues seguro 
estarán pasando más vehículos, sin embargo no estarían haciendo el mismo efecto que 
haría algún camión de diseño. Los valores del factor de múltiple presencia se muestran 
en la Tabla 5. 
 
Tabla 5. Factores de múltiple presencia. 
Número de Carriles Cargados Factor de Múltiple Presencia m 
1 1.2 
2 1 
3 0.85 
>3 0.65 
 
 Carga Muerta 
 
Las cargas muertas son aquellas que van a estar siempre impuestas en el puente. Estas 
pueden ser tanto estructurales como funcionales. Dentro de estas se clasifican el peso de 
las vigas, el de la placa de concreto, capa de rodadura, barandas, barreras en los voladizos, 
andenes, entre otros. En la sección 3.5.1 de la AASHTO se definen los pesos específicos de 
cada uno de los materiales que pueden estar en un puente como cargas muertas. Estos 
pesos pueden ser encontrados en este documento en la Tabla 6. 
 
Tabla 6. Pesos Específicos para distintos materiales. 
Material kips/ft3 kN/m3 
Acero Estructural 0.49 76.97 
Capa de Rodadura 0.14 21.99 
Concreto 
Bajo peso 0.11 17.28 
Peso Normal con f'c < 5 ksi 0.145 22.78 
Peso Normal con 5 ksi<f'c<15 ksi 0.14+0.001 f'c 21.98+0.001 f'c 
 
Es importante aclarar que las solicitaciones generadas por cada uno de estos elementos 
no son evaluados al mismo tiempo, es decir, algunos generan esfuerzos en el puente 
17 
 
dependiendo de la fase en la que este se encuentre, ya sea desde su construcción hasta su 
operación. 
 
 Carga de Viento sobre la Superestructura. 
 
Estas cargas están sujetas a una serie de fórmulas que se mostrarán a continuación. Se 
asume una velocidad base a partir de la cual se encontrará la presión sobre la estructura. 
Esta velocidad base se muestra a continuación (AASHTO 3.8.11). 
 
𝑉𝐵 = 100 mph = 160 km/h 
 
A partir de esta velocidad del viento base se puede calcular la velocidad de diseño del 
viento. 
 
𝑉𝐷𝑍 = 2.5 ∗ 𝑉0 ∗ (
𝑉30
𝑉𝐵
) ∗ ln (
𝑍
𝑍𝑜
) 
(2) 
 
donde 𝑉30 es la velocidad del viento a 30 pies o 9 metros del suelo, 𝑉0 es la velocidad de 
fricción, 𝑍 es la altura de la estructura a la cual la velocidad de diseño está siendo 
calculada y 𝑍𝑜 la longitud de fricción. Según la sección 3.8.1.1 AASHTO el valor de 𝑉30 
puede ser establecido haciendo mediciones a la altura en la cual el puente estará 
localizado y la zona en la que será construido. Sino la AASHTO acepta la suposición de 
tomar 𝑉30 igual que 𝑉𝐵. Los valores de 𝑍𝑜 y 𝑉0 se define en la Tabla 7. 
 
Tabla 7. Valores de Zo y Vo para diferentes condiciones. 
Condición Campo Abierto Suburbano Ciudad 
Vo (mph) 8.2 10.9 12 
Vo (km/h) 13.12 17.44 19.2 
Zo (ft) 0.23 3.28 8.2 
Zo (m) 0.07 1.00 2.50 
 
A partir de estos valores la velocidad de diseño 𝑉𝐷𝑧 puede ser calculada, la cual es 
indispensable para el cálculo de la Presión de diseño que se calcula tal según la AASHTO 
lo determina en la sección 3.8.1.2.1. 
 
𝑃𝐷 = 𝑃𝐵 (
𝑉𝐷𝑍
𝑉𝐵
)
2
=
𝑃𝐵
10000
𝑉𝐷𝑍
2 
 
 
(3) 
 
donde 𝑃𝐵 es la presión del viento base. En la Tabla 8 se especifican los distintos valores 
de 𝑃𝐵 para el elemento que se vaya a diseñar a viento. 
 
 
 
 
 
 
18 
 
Tabla 8. Valores de la Presión Base Pb para 𝑉𝐵=160 Km/h (AASHTO 3.8.1.2.1-1). 
Componente de la 
Superestructura 
Barlovento 
(ksf) 
Barlovento 
(kN/m2) 
Sotavento (ksf) Sotavento 
(kN/m2) 
Cerchas, Columnas y Arcos 0.05 2.39 0.025 1.20 
Vigas 0.05 2.39 N/A N/A 
Largas Superficies planas 0.04 1.92 N/A N/A 
 
En la sección 3.8.1.2.1 de la AASHTO se específica que la carga total horizontal no puede 
ser menor a 0.3 Kips/pie o 4.4 kN/m. Si esto pasa, la Presión de diseño debe ser 
modificada al valor mínimo. 
 
 Cargas de Viento en la Carga Viva 
 
Según la sección 3.8.1.3 de la AASHTO cuando hay vehículos es permitido aplicar tanto 
cargas de viento sobre la superestructura y sobre la carga viva al tiempo, sin embargo no 
es obligatorio. La carga de viento sobre los vehículos es representada como una carga 
móvil de 0.1 kips/pie o 1.5 kN/m a 6 pies o 1.83 metros sobre la capa de rodadura del 
puente la cual pega normalal costado de los vehículos. 
 
 
3.3 Diseño de Losa 
 
El diseño de la losa es importante para el diseño de las vigas metálicas. No solo porque 
esta hace una gran parte de la carga muerta a la que la superestructura tendrá que estar 
diseñada para soportar, sino porque esta aporta a su resistencia. A continuación, 
siguiendo las especificaciones de la AASHTO, se determinarán unos pasos de diseño para 
la losa de concreto, la cual estará apoyada sobre las vigas y que estará en contacto directo 
con las cargas vehiculares (vivas) del puente. La losa tiene que ser diseñada a momentos 
en el corte transversal del puente, debe tener adicionalmente un refuerzo instalado 
longitudinalmente que aportará a la resistencia de las vigas y adicionalmente debe ser 
diseñado para los voladizos. 
 
3.3.1 Predimensionamiento 
 
Con el fin de unificar los procesos de diseño con lo expuesto en la norma estadounidense 
de diseño de puentes de la AASHTO, se desarrolla el proceso de diseño de la losa. Como 
el espesor de la placa aporta a la capacidad a flexión positiva de las vigas que soportan 
las cargas que transitan por el puente se debe predimensionar adecuadamente. Según las 
secciones 9.7.1.1 y 13.7.3.1.2 de la AASHTO los espesores mínimos para la placa en los 
voladizos y en las zonas intermedias de las vigas se muestran en la Tabla 9. 
 
Tabla 9. Espesores Mínimos para la placa de concreto AASHTO 9.7.1.1 y 13.7.3.1.2. 
Espesor Mínimo 
 Pulgadas cm 
Vigas Intermedias 7 17.78 
Voladizos 8 20.32 
 
19 
 
Los espesores definidos en la Tabla 9 representan valores mínimos estipulados por la 
AASHTO, sin embargo pueden ser aumentados dependiendo del criterio del diseñador. 
En las ediciones anteriores a la del 2010 de la AASHTO, una serie de fórmulas eran dadas 
las cuales permitían calcular el valor de momento y cortante en diferentes puntos de la 
losa. A partir de la AASHTO del 2010 en el artículo 4.6.2.1.6 se asume que las placas tienen 
que ser analizadas y diseñadas con teoría de vigas de concreto tradicional. A partir de 
aquí, se definen unos anchos de esas subdivisiones que se deberán hacer en las placas 
para su análisis y por consiguiente diseño. El ancho de estas franjas mencionadas 
previamente varía dependiendo de lo que se analice. Para placas de concreto en momento 
positivo se utiliza la siguiente ecuación 
 
 26 + 6.6𝑆 (4) 
para momento negativo el ancho de la franja se describe por la siguiente ecuación, 
 
48 + 3𝑆 (5) 
y para los voladizos la franja se puede calcular como sigue, 
 
45 + 10𝑋 (6) 
donde 𝑆 representa la separación entre vigas en pies y 𝑋 representa el ancho del voladizo 
en pies. Se recomienda agregar los valores en estas unidades y luego hacer la respectiva 
conversión para evitar inconvenientes con los valores obtenidos de ellas. Este ancho de 
franjas para el análisis de la placa será tenido en cuenta para la determinación de refuerzo 
para la placa a momentos positivos y negativos que apliquen las cargas sobre el puente. 
 
3.3.2 Análisis 
 
Para el análisis de estas placas las consideraciones descritas previamente para el 
incremento por consideración dinámica y los factores de múltiple presencia deben ser 
tenidos en cuenta. 
 
a) Definir un modelo en donde cada una de las vigas sean representadas por un 
apoyo. Estos apoyos deben ser simplemente apoyados. Sobre la viga que está 
sobre estos apoyos deberán ser divididos los espacios de cada carril que tendrá el 
puente, los espacios de andenes o barreras, etc. Esto con el fin de hacer la 
ubicación de las cargas de una manera adecuada y así no se sobrepongan las 
cargas y se respeten las distancias que deben haber entre camiones de diseño, 
líneas de carga, etc. 
 
b) Luego de analizar el modelo con las cargas vivas, muertas, de viento entre otras, 
las cuales el diseñador considere pertinente tener en cuenta para el análisis, debe 
procederse a determinar las solicitaciones máximas. En el análisis cada luz del 
modelo debe dividirse en decimos con el fin de ver la variación de los momentos 
a lo largo de cada una de las distancias entre apoyos. Para esto se debe tener claro 
que combos de carga se usarán para mayorar las solicitaciones coherentes 
definidas en la Tabla 2. 
 
 
20 
 
 
Si se hizo uso de 1, 2, 3 o más camiones las solicitaciones máximas deben ser 
afectadas por los factores de múltiple presencia m, los cuales aumentan o reducen 
los efectos dependiendo de la probabilidad de ocurrencia de esa carga sobre el 
puente. Adicionalmente, el valor de consideración dinámica también debe ser 
tenido en cuenta. El ancho de las franjas definidos previamente. Estas medidas son 
relevantes para definir los momentos que generan las cargas vivas. Por ejemplo, 
si se tiene un momento de 10 kN.m sobre la placa, este debe ser afectado por el 
factor de mayoración, el valor de la consideración dinámica y el ancho de la franja 
dependiendo del momento que se esté analizando. 
 
𝑀+ = 10 𝑘𝑁.𝑚 → 𝑀+𝐷𝑖𝑠𝑒ñ𝑜 = 𝛾𝑝 ∗ (1 +
𝐼𝑀
100
) ∗
𝑀+
𝐹𝑀𝑃
 
 
𝑀+𝐷𝑖𝑠𝑒ñ𝑜 = 1.75 ∗ (1 +
33%
100
) ∗
10 𝑘𝑁.𝑚
𝐹𝑀𝑃 (𝑚𝑒𝑡𝑟𝑜𝑠)
 
 
donde 𝑀+ es el momento positivo tomado del análisis, 𝑀+𝐷𝑖𝑠𝑒ñ𝑜 es el momento 
positivo de diseño de refuerzo para la placa, 𝛾𝑝 es el valor de mayoración de la 
carga viva dependiendo del caso evaluado y 𝐹𝑀𝑃 el valor de ancho de la franja a 
momento positivo. Téngase en cuenta que en el ejemplo mostrado previamente, 
el caso de carga que se podría estar evaluando es el de Strength I, debido al valor 
de mayoración para los efectos de la carga viva. 
 
3.3.3 Diseño de Losa y Voladizos 
 
 Refuerzo transversal 
 
Refuerzo transversal en la placa 
 
a) Definir el momento total negativo y positivo de la placa para todas las cargas que 
se hayan tenido en cuenta en el modelo para luego hacer el diseño de la placa. 
Estas deben tener unidades de momento/longitud, para el cálculo del refuerzo por 
unidad de longitud. Las cargas muertas no deben verse afectadas por el valor del 
ancho de las franjas definidas en la sección 4.6.2.1.3 de la AASTHO. Estas 
simplemente deberían ser evaluadas para cada franja con un espesor de 1 unidad, 
dependiendo de las unidades que se usen. A partir de aquí se recomienda evaluar 
varios casos de carga, aunque de todos los combos de Strength I es el que mayora 
en mayor medida las cargas vivas las cuales son las que generan mayores 
solicitaciones sobre la placa. En este paso se deben calcular la cantidad de refuerzo 
tanto para momento positivo como a momento negativo. 
 
b) Calcular la profundidad efectiva de la placa. Esta podrá ser calculado de la 
siguiente forma: 
 
𝑑𝑒+ = 𝑡𝑠 − 𝑡𝑟𝑖 −
𝑑𝑣
2
− 0.5 pulgadas 
(7) 
 
21 
 
𝑑𝑒− = 𝑡𝑠 − 𝑡𝑟𝑠 −
𝑑𝑣
2
 
(8) 
 
donde 𝑑𝑒+ es la profundidad efectiva de la placa a momento positivo en pulgadas, 
𝑑𝑒− es la profundidad efectiva de la placa a momento negativo en pulgadas, 𝑡𝑠 es 
la profundidad de la placa total en pulgadas, 𝑡𝑟𝑏 espesor de concreto desde la base 
al refuerzo de momento positivo el cual generalmente es 1 pulgada ó 2.5 cm, 𝑡𝑟𝑠 
es el espesor de concreto desde la parte superior de la placa al refuerzo de 
momento negativo el cual se toma como 2.5 pulgadas ó 6.25 cm y 𝑑𝑣 es el diámetro 
de las varillas a usar en pulgadas. El valor de 0.5 pulgadas es de una fracción de la 
capa de rodadura que puede tomarse en cuenta para el cálculo de la profundidad 
efectiva. Este valor se puede calcular con la siguiente fórmula: 
 
𝑑𝑒+ = 𝑡𝑠 − 𝑡𝑟𝑏 −
𝑑𝑣
2
− 1.3 cm 
(7.1) 
 
c) Calcular el valor de refuerzo necesario con la siguiente ecuación tomada de la 
sección 5.5.4.2.1 de la AASHTO. 
 
𝑅𝑛 =
𝑀𝐷𝑖𝑠𝑒ñ𝑜
𝜙𝑓𝑑𝑒2𝑏
 
(9) 
 
donde 𝑏 es el ancho de la aleta superior de la viga y 𝜙𝑓 es el factor de reducción de 
la resistencia a flexión de la placa = 0.9. Luego la cuantía de acero debe ser 
calculada. 
 
𝜌 = 0.85 (
𝑓′𝑐
𝑓𝑦
)(1 − √1 −
2𝑅𝑛
0.85𝑓′𝑐
) 
 
(10) 
 
donde 𝑓′𝑐es el esfuerzo de fluencia del concreto y 𝑓𝑦 es el esfuerzo de fluencia 
del acero de refuerzo. Con esta cuantía se calcula el área de acero necesaria para 
cada uno de los momentos. 
 
𝐴𝑠 = 𝜌𝑏𝑑𝑒 (11) 
 
d) Calcular el espaciamiento de las varillas a momento positivo y momento negativo 
y compararlo con el máximo valor de refuerzo. Para el cálculo del espaciamiento 
de varillas se usa la siguiente ecuación: 
 
𝐸𝑠𝑝. 𝑉𝑎𝑟𝑖𝑙𝑙𝑎𝑠 =
𝐴𝑣
𝐴𝑠⁄ 
(12) 
 
donde 𝐴𝑣 es el área de una varilla de acero. De esta fórmula saldría el valor de 
espaciamiento de refuerzo necesario para soportar los momentos máximos. Luego 
con el fin de verificar que no se sobre pase el valor máximo de refuerzo se debe 
 
 
22 
 
hacer el siguiente cálculo de la máxima resistencia a tensión del acero de refuerzo 
definido en 5.7.3.3.1 de la AASHTO. 
 
𝑇 = 𝐴𝑣 ∗ 𝑓𝑦 (13) 
 
𝑎 =
𝑇
0.85 ∗ 𝑓′𝑐 ∗ (𝐸𝑠𝑝. 𝑉𝑎𝑟𝑖𝑙𝑙𝑎𝑠)
 
(14) 
 
donde 𝑎 es el espesor del bloque de cortante. Según (AASHTO 5.7.2.2) el valor de 
𝛽1 es de 0.85 y no puede ser menor a 0.65. De aquí se calcula el valor de c, el cual 
al ser dividido por el valor de 𝑑𝑒 no puede superar el valor máximo que es de 0.42. 
 
𝑐 =
𝑎
𝛽1
 (15) 
 
𝑐
𝑑𝑒
< 0.42 (16) 
 
El refuerzo que acaba de ser determinado es ubicado transversalmente al sentido 
de la dirección del tráfico. Por lo tanto, este refuerzo no aporta a la resistencia de 
momento de la superestructura en el sentido longitudinal. Este asegura que la 
placa soporte las cargas aplicadas en un análisis transversal. 
 
Refuerzo transversal en el voladizo 
 
a) Determinar el momento sobre el voladizo. Para este análisis se deben tener en 
cuenta todas las cargas que son aplicadas sobre el voladizo. La carga viva debe 
estar ubicada a 1 pie o 30 cm del borde ya sea del andén, barrera, etc. 
Adicionalmente el proceso de diseño de este voladizo debe tener en cuenta las 
fuerzas de colisión de los carros sobre la barrera, en el caso que sea considerada. 
 
b) Al ver el momento generado tanto por la placa, como por barandas, carga viva, 
peatones, entre otros por medio de teoría de estática por momentos como si fuera 
una viga con un apoyo central se procede a hacer el siguiente diseño. 
 
𝑅𝑛 =
𝑀𝑣𝑜𝑙𝑎𝑑𝑖𝑧𝑜
𝑑𝑣𝑏𝑑𝑒2
 
(17) 
 
donde 𝑏 es el ancho de la aleta superior de la viga, 𝑑𝑣 es el diámetro de la varilla 
utilizada y 𝑑𝑒− es la profundidad efectiva a momento negativo. 
 
c) Calcular el valor de la cuantía necesaria y el área de acero necesario. El valor de 
área de acero necesaria para esta cuantía con las siguientes ecuaciones: 
 
 
23 
 
𝜌 = 0.85 (
𝑓′𝑐
𝑓𝑦
)(1 − √1 −
2𝑅𝑛
0.85𝑓′𝑐
) 
(18) 
 
𝐴𝑠 = 𝜌𝑏𝑑𝑒− 
 
luego se calcula el valor de espaciamiento para las varillas seleccionadas. 
 
𝐸𝑠𝑝. 𝑉𝑎𝑟𝑖𝑙𝑙𝑎𝑠 =
𝐴𝑣
𝐴𝑠⁄ 
 
𝑎 =
𝑇𝑎
0.85 ∗ 𝑓′𝑐 ∗ (𝑏)
 
 
donde 𝑎 es el espesor del bloque de concreto y 𝑇𝑎 es la fuerza de fluencia para las 
varillas seleccionadas. Según (AASHTO 5.7.2.2) el valor de 𝛽1 es de 0.85 y no puede 
ser menor a 0.65. De aquí se calcula el valor de c, el cual al ser dividido por el valor 
de 𝑑𝑒 no puede superar el valor máximo que es de 0.42. 
 
𝑐 =
𝑎
𝛽1
→
𝑐
𝑑𝑒
< 0.42 
 
 
 Refuerzo longitudinal 
 
Refuerzo longitudinal de la placa 
 
a) Calcular el porcentaje de acero ubicado longitudinalmente en la parte inferior de 
la placa. Este porcentaje de acero para momento positivo puede ser calculado 
como se encuentra a continuación. 
 
𝐴𝑠%𝑙 =
220
√𝑆
< 0.67 𝑜 67% 
(19) 
 
 donde 𝑆 es el espaciamiento en pies entre vigas. Luego se debe calcular un área de 
acero necesaria por unidad de longitud. Este valor tiene una relación con respecto 
al espaciamiento de las varillas transversalmente colocadas para momento 
positivo. 
 
𝐴𝑠𝑖 =
𝐴𝑣
𝐸𝑠𝑝. 𝑉𝑎𝑟𝑖𝑙𝑙𝑎𝑠 𝑀+
 
(20) 
 
𝐴𝑠𝑙 = 𝐴𝑠%𝑙𝐴𝑠𝑖 (21) 
 
𝐸𝑠𝑝. 𝑅𝑒𝑓𝑢𝑒𝑟𝑧𝑜 𝐿𝑜𝑛𝑔𝑖𝑡𝑢𝑑𝑖𝑛𝑎𝑙 =
𝐴𝑣
𝐴𝑠𝑙
 
(22) 
 
 
 
24 
 
 donde 𝐴𝑠𝑙 es el refuerzo longitudinal requerido a momento positivo. La 
determinación de refuerzo a momento negativo longitudinal se encuentra 
especificado en 5.10.8.2 de AASHTO: 
 
𝐴𝑠 ≥ 0.11
𝐴𝑔
𝑓𝑦
 
(23) 
 donde 𝐴𝑔 es el área bruta de la sección de concreto sobre la viga. El procedimiento 
para calcular el valor de 𝐴𝑠 es el siguiente. Con al siguiente fórmula se puede 
calcular el valor de acero requerido como refuerzo longitudinal de la placa. 
𝐴𝑠 𝑟𝑒𝑞 =
0.11
𝐴𝑔
𝑓𝑦
2
 
 
(24) 
 
b) Calcular el acero ubicado longitudinalmente en la parte inferior de la placa. Con 
el fin de obtener el máximo espaciamiento de las varillas a momento negativo 
colocado longitudinalmente se tiene esta ecuación. 
 
𝐸𝑠𝑝.𝑀𝑜𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜 𝑁𝑒𝑔𝑎𝑡𝑖𝑣𝑜 = 3𝑡𝑠 < 18 pulgadas o 45.7 cm (25) 
 Si el término de la izquierda es mayor que el de la derecha, el máximo 
espaciamiento de las varillas será de 18 pulgadas o 45.7 cm. Posteriormente, 
teniendo en cuenta este máximo espaciamiento se puede calcular el valor del área 
de acero colocado a momento negativo longitudinalmente a ver si cumple con la 
primera condición agregada en este paso. 
 
𝐴𝑠 =
𝐴𝑣
𝐸𝑠𝑝.𝑀𝑜𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜 𝑁𝑒𝑔𝑎𝑡𝑖𝑣𝑜
 
(26) 
 
 Este valor de 𝐴𝑠 debe dar mayor que el valor de 0.11𝐴𝑔/𝑓𝑦 , o sino el espaciamiento 
debe ser reducido hasta que cumpla. 
 
Refuerzo longitudinal en los voladizos 
 
A continuación se describirá el proceso para el diseño del refuerzo longitudinal en los 
voladizos. Según la sección 6.10.3.7 de la AASHTO este refuerzo no puede ser menor que 
el 1% del área de la placa. Además las varillas utilizadas no pueden tener un esfuerzo de 
fluencia mayor a 60 ksi o 415 MPa y el tamaño de varillas no puede ser menor a #6. 
 
𝐴𝑝𝑙𝑎𝑐𝑎 = 𝑏𝑡𝑠 (27) 
 
donde 𝑏 es el ancho del perfil metálico. Según el mismo artículo de la norma 2/3 del 1% 
área bruta de la placa debe estar ubicado en la parte superior de la placa sobre el voladizo. 
Por otra parte, el tercio restante debe estar ubicada en la parte inferior de la placa sobre 
el voladizo. Las varillas pueden tener un espaciamiento máximo de 6 pulgadas o 15 cm. 
A partir de aquí las varillas espaciadas el máximo o un espaciamiento menor debe 
superar tanto el porcentaje colocado en la parte superior de la placa como en la parte 
inferior. 
25 
 
3.4 Diseño de las vigas 
 
Ya habiendo diseñado la placa se procede a diseñar las vigas armadas en I. Antes de 
comenzar se puede dar a conocer valores importantes que se aplicarán durante el diseño 
de las vigas metálicas. Para los casos de carga de tipo Strength, en (AASHTO 6.5.4.2) se 
especifican los factores de resistencia, los cuales reducen la resistencia de los elementos, 
bases del diseño por LRFD, donde las cargas se mayoran y la resistencia de los elementos 
se castiga con factores menores a 1. Algunos de estos factores se muestran en la Tabla 10. 
 
Tabla 10. Valores de factores de resistencia para varias solicitaciones. 
Solicitación Factor de 
Resistencia 
Flexión 1 
Cortante 1 
Compresión Axial 0.9 
Tensión (Fluencia de la 
sección) 
0.95 
Soldadura (Filete) 0.8 
 
3.4.1 Predimensionamiento 
 
En la AASHTO se presentan una serie de fórmulas tanto para los componentes de 
secciones en I como para la sección compuesta total. De la tabla presente en 2.5.2.6.3.1 
de la AASHTO se puede obtener la mínima altura de la sección compuesta y de la sección 
metálica únicamente. La altura mínima de la sección compuesta para puentes de una sola 
luz se calcula como 𝐷𝑚𝑖𝑛 = 0.033𝐿 , mientras que la altura mínima de la sección 
compuesta para puentes de luces continuas es 𝐷 𝑚𝑖𝑛 = 0.027𝐿, donde L es la longitud de 
la distancia entre apoyos. Las consideraciones que están descritas en la sección 6.10.2.2 
de la AASHTO sobre las dimensiones que deben tener las aletas de las secciones se 
muestran en las siguientes fórmulas: 
 
𝑏𝑓
2𝑡𝑓
≤ 12 
(28) 
 
𝑏𝑓 ≥
𝐷
6
 
(29) 
𝑡𝑓 ≥ 1.1𝑡𝑤 (30) 
 
0.1≤
𝐼𝑦𝑐
𝐼𝑦𝑡
≤ 10 
(31) 
 
donde 𝑏𝑓 es el ancho de la aleta, 𝐷 es la altura del alma del perfil, 𝑡𝑓 es el espesor de la 
aleta, 𝑡𝑤 es el espesor del alma, 𝐼𝑦𝑐 es el segundo momento de área alrededor del eje débil 
de la aleta a compresión y 𝐼𝑦𝑡 es el segundo momento de área alrededor del eje débil de 
la aleta a tensión. Las consideraciones que deben cumplir el alma de los perfiles metálicos 
se muestran en las siguientes fórmulas. Según la sección 6.10.2.1.2 de la AASHTO si se 
 
 
26 
 
tienen vigas que tendrán sus almas atiesadas o rigidizadas con elementos 
longitudinalmente la condición es la siguiente: 
 
𝐷
𝑡𝑤
≤ 300 
(32) 
 
de lo contrario el alma debe cumplir el siguiente límite: 
 
𝐷
𝑡𝑤
≤ 150 
(33) 
 
3.4.2 Análisis 
 
El análisis que se lleva a cabo para realizar el diseño de este tipo de puentes se describirá 
a continuación. Dentro de todas las cargas que se presentan dentro de la AASHTO y las 
cuales fueron descritas en la sección de cargas de este documento, se deben elegir las que 
sean pertinentes para la zona donde el puente que se diseñará será construido, las 
características del tráfico, de la geografía, etc. Para estos puentes se puede recomendar 
hacer uso de herramientas computacionales que ayuden a determinar solicitaciones con 
gran exactitud. Adicionalmente, que tengan la capacidad de tener cargas móviles que 
puedan ayudar a hacer el análisis especificado en la AASHTO. También se recomienda 
determinar las máximas solicitaciones generadas por todos los tipos de carga que serán 
tenidos en cuenta durante el diseño por separado con el fin de tener claridad sobre las 
solicitaciones generadas por cada una de ellas a la hora de hacer las verificaciones de 
esfuerzos que se explicarán más adelante en el documento. 
 
Factores de distribución. Estos factores hacen posible que el análisis se haga como si se 
tuviera una viga la cual fuera la totalidad del puente, sobre la cual las cargas de todo tipo 
serían impuestas. Posteriormente, dependiendo de la viga que se quiera analizar las 
solicitaciones pueden ser modificadas como una fracción de estas cargas impuestas 
durante el análisis. Esto porque sobre una viga no recaerán la totalidad de las cargas, e 
incluso en algunos casos las vigas interiores reciben más carga y en otros las exteriores. 
Sin embargo, según la AASHTO las vigas interiores y exteriores deben tener la misma 
capacidad. Hay una serie de rangos los cuales deben ser cumplidos por la sección o por 
unas propiedades de las vigas para que los factores de distribución puedan ser utilizados 
en el diseño de los puentes los cuales se muestran en 4.6.2.2.2 de la AASHTO. Los rangos 
de aplicabilidad de estos factores de distribución se encuentran en sistema inglés de 
unidades: 
 
3.5 ≤ 𝑆 ≤ 16, 𝑆 en pies 
4.5 ≤ 𝑡𝑠 ≤ 16 𝑡𝑠 en pulgadas 
20 ≤ 𝐿 ≤ 240 𝐿 en pies 
𝑁𝑏 ≥ 4 
10000 ≤ 𝐾𝑔 ≤ 7000000 
 
Los mismos rangos en sistema internacional se muestran a continuación: 
 
1 ≤ 𝑆 ≤ 5 , 𝑆 en metros 
27 
 
11 ≤ 𝑡𝑠 ≤ 40, 𝑡𝑠 en centímetros 
6 ≤ 𝐿 ≤ 73 , 𝐿 en metros 
𝑁𝑏 ≥ 4 
0.0042 ≤ 𝐾𝑔 ≤ 2.9 
 
donde 𝑆 es el espaciamiento entre vigas 𝑡𝑠 el espesor de la losa de concreto, 𝐿 la luces 
medidas longitudinalmente, 𝑁𝑏 el número de vigas y 𝐾𝑔 el parámetro de rigidez 
longitudinal. Según la sección 4.6.2.2.1 de la AASHTO se pueden calcular los factores de 
distribución tanto para momento como para cortante de las vigas. Este valor es el 
parámetro de rigidez longitudinal. 
 
𝐾𝑔 = 𝑛(𝐼 + 𝐴𝑒𝑔
2) (34) 
donde 𝐼 es el segundo momento de área de la sección no compuesta, 𝐴 de la sección 
transversal del perfil metálico y 𝑒𝑔 la distancia entre centros de gravedad de la viga y la 
placa. El cálculo de los factores de distribución se divide para saber las solicitaciones 
tanto de momento o de cortante tanto en vigas interiores como exteriores. Además estos 
factores también se dividen dependiendo de si la viga del análisis es cargada con un solo 
vehículo o con dos o más. En la Tabla 11 se muestra la notación con la cual se denotarán 
cada uno de los factores de distribución. El primer valor del subíndice hace referencia a 
la solicitación (cortante o momento) y el segundo a la posición de la viga. 
 
Tabla 11. Denotación para los factores de distribución. 
 Un carril 
Cargado 
Dos o más carriles cargados 
Momento 
Viga Interior 𝑎𝑚𝑖 𝑏𝑚𝑖 
Viga exterior 𝑎𝑚𝑒 𝑏𝑚𝑒 
Cortante 
Viga Interior 𝑎𝑐𝑖 𝑏𝑐𝑖 
Viga exterior 𝑎𝑐𝑒 𝑏𝑐𝑒 
 
A partir de la denotación definida en la Tabla 11 se muestran los factores de distribución 
para las dos solicitaciones en las Tablas 12, 13, 14 y 15. 
 
Tabla 12. Factores de distribución para momento en sistema inglés (AASHTO 4.6.2.2.2). 
Ubicación F.D. Un carril cargado F.D. Dos o más carriles cargados 
Viga Interior 𝑎𝑚𝑖 = 0.06 + (
𝑆
14
)
0.4
(
𝑆
𝐿
)
0.3
(
𝐾𝑔
12𝐿𝑡𝑠
3
)
0.1
 
 
𝑏𝑚𝑖 = 0.075 + (
𝑆
9.5
)
0.6
(
𝑆
𝐿
)
0.2
(
𝐾𝑔
12𝐿𝑡𝑠
3
)
0.1
 
Viga exterior 𝑎𝑚𝑒 = Regla de la palanca 
𝑏𝑚𝑒 = 𝑒(𝑏𝑚𝑖) 
 
𝑒 = 0.77 +
𝑑𝑒
9.1
≥ 1 
 
 
 
28 
 
Tabla 13. Factores de distribución para momento en sistema internacional (AASHTO 4.6.2.2.2). 
Ubicación F.D. Un carril cargado F.D. Dos o más carriles cargados 
Viga Interior 𝑎𝑚𝑖 = 0.06 + (
𝑆
4.3
)
0.4
(
𝑆
𝐿
)
0.3
(
𝐾𝑔
12𝐿𝑡𝑠
3
)
0.1
 
 
𝑏𝑚𝑖 = 0.075 + (
𝑆
3
)
0.6
(
𝑆
𝐿
)
0.2
(
𝐾𝑔
12𝐿𝑡𝑠
3
)
0.1
 
Viga exterior 𝑎𝑚𝑒 = Regla de la palanca 
𝑏𝑚𝑒 = 𝑒(𝑏𝑚𝑖) 
 
𝑒 = 0.77 +
𝑑𝑒
2.8
≥ 1 
 
 
donde 𝑑𝑒 distancia entre la barrera y el centro del alma de la viga más cercana a esta. Se 
recomienda hacer uso de estos factores de distribución en las unidades del sistema inglés 
para luego cambiar los valores al sistema que se necesite con el fin de no cometer errores 
en los coeficientes de las ecuaciones. En las Tablas 12 y 13 se ve que para un carril cargado 
en las vigas exteriores se hace uso de la regla de la palanca. Esta consiste en hacer una 
distribución estática de las cargas de un camión entre una viga exterior e interior. 
 
Regla de la palanca 
 
Para esto se hace un análisis en donde se asume que la carga de cada eje es unitaria, por 
lo tanto transversalmente cada llanta transmitiría 0.5 de alguna unidad de fuerza al 
puente. Una de estas cargas se ubica a 1 pie (30 cm) o 2 pies (60 cm) del borde de andén 
o barrera y la otra a 6 pies (1.83m) como todos los camiones de carga y luego se hace un 
análisis de momentos de las dos cargas a la viga interior más cercana. Estos momentos se 
dividen entre el espaciamiento entre vigas. Para finalizar el valor obtenido aquí se 
multiplica por el factor de múltiple presencia dependiendo de con cuantos camiones de 
eje de carga unitaria haya sido determinado este valor. La multiplicación de estos dos 
factores define el factor de distribución de momento de un carril cargado en viga exterior. 
 
Figura 2. Regla de la palanca. 
0.5 P 0.5 P 
y x 
L 
29 
 
Basándose en las distancias mostradas en la Figura 2, se hará una explicación del proceso 
de la regla de la palanca a continuación: 
 
𝑎𝑚𝑒 =
0.5𝑃(𝑥 + 𝑦) + 0.5𝑃(𝑦)
𝐿
(𝑚) 
(35) 
 
siendo 𝑚 el factor de múltiple presencia. En este caso el factor de múltiple presencia sería 
1.2, pues solo fue carga un carril. 
 
Tabla 14. Factores de distribución para cortante en sistema inglés de unidades (AASHTO 4.6.2.2.3). 
Ubicación F.D. Un carril cargado F.D. Dos o más carriles cargados 
Viga Interior 
𝑎𝑐𝑖 = 0.36 +
𝑆
25
, 
 
𝑏𝑐𝑖 = 0.2 +
𝑆
12
− (
𝑆
35
)
2
 
 
Viga exterior 
𝑎𝑐𝑒 =Regla de la 
palanca. 
𝑏𝑐𝑒 = 𝑒 ∗ (𝑏𝑐𝑖) 
𝑒 = 0.6 +
𝑑𝑒
10
 
 
Tabla 15. Factores de distribución para cortante en sistema internacional de unidades (AASHTO 4.6.2.2.3). 
Ubicación F.D. Un carril cargado F.D. Dos o más carriles cargados 
Viga Interior 
𝑎𝑐𝑖 = 0.36 +
𝑆
7.6
 
 
𝑏𝑐𝑖 = 0.2 +
𝑆
3.65
− (
𝑆
10.7
)
2
 
 
Viga exterior 
𝑎𝑐𝑒=Regla de la 
palanca 
𝑏𝑐𝑒 = 𝑒 ∗ (𝑏𝑐𝑖) 
𝑒 = 0.6 +
𝑑𝑒
3
 
 
Teniendo en cuenta los factores definidos en las Tablas 12 a 15 y los análisis de cada una 
de las cargas sobre la viga se pueden determinar las máximas solicitaciones tanto para 
cortante como para momento. De aquí, al disminuir o aumentar los valores de momentos 
con estos factores se puede ver cuál es la mayor solicitación sobre las vigas y así 
determinar cuál es el momento último. Se recomienda que el momento último sea 
calculado para varios combos de carga (Strength I, III y V) con el fin de asegurarse que se 
están evaluando las máximas solicitaciones sobre los miembros. Con la experiencia se 
puede saber cuál de todos los combos es el más exigente con la estructura. 
 
3.4.3 Diseño en Fase constructiva 
 
El proceso de diseño de los puentes no solo debe tener en cuenta el desempeño durante 
la fase operativa del puente, sino que hay controles y consideraciones adicionales que se 
 
 
30 
 
deben tener en cuenta para la etapa en donde la acción compuesta no está todavía 
conformada. A continuación se darán las pautas para el diseño en ambos casos. Para esta 
etapa se debe verificar tanto a momento positivo como negativo que las vigas del puente 
resistan tanto su peso propio, como el de la placa de concreto recién fundida. Las cargas 
vivas más relevantes como los camiones de diseño o la línea de carga no se tienen en 
cuenta en esta fase de diseño. Generalmente los perfiles armados tienden a tener almas 
esbeltas o no compactas. Por otro lado las esbelteces de las aletas pueden ser de los tres 
tipos. Estas esbelteces se ven descritas en la Figura 3. 
 
Figura 3. Gráfica de Resistencia a Flexión de perfiles en I (AASHTO 6.10.8.2.2). 
a) Verificar la resistencia a momento de la sección no compuesta. Para secciones no 
compuestas las cuales se encontrarán en el puente durante la fase constructiva, 
las esbelteces de los elementos se describen en las siguientes ecuaciones tomadas 
de la sección A6.3.2 de la AASHTO. Para las aletas los límites se muestran a 
continuación: 
 
𝜆𝑓 =
𝑏𝑓
2𝑡𝑓
 
(36) 
 
𝜆𝑝𝑓 = 0.38√𝐸/𝑓𝑦 
(37) 
 
𝜆𝑟𝑓 = 0.95√𝐸 ∗ 𝑘𝑐/𝑓𝑦 
(38) 
 
𝑘𝑐 = 4/√𝐷/𝑡𝑤 (39) 
 
donde 𝐷 es la altura del alma de la sección, 𝑡𝑓 es el espesor del alma, 𝑓𝑦 es el 
esfuerzo de fluencia de la aleta y 𝐸 es el módulo de elasticidad del alma. Si 𝜆𝑓 es 
menor que 𝜆𝑝𝑓 (aleta compacta), entonces el pandeo local de la aleta a compresión 
no se presentará y esta alcanzará su fluencia. Si 𝜆𝑓 es mayor que 𝜆𝑝𝑓 pero menor 
 Longitud no soportada, 𝐿𝑏 
Pandeo inelástico 
Pandeo elástico 
Compacto No Compacto Esbelto 
M
o
m
en
to
 n
o
m
in
al
 n
to
 
𝑀𝑝 
𝑀𝑟 
31 
 
que 𝜆𝑟𝑓 (aleta no compacta), entonces se presentará un pandeo inelástico de la 
aleta a compresión. Si 𝜆𝑓 es mayor que 𝜆𝑟𝑓 (aleta esbelta) se presentará un pandeo 
local elástico de la aleta a compresión el cual se describe en la sección A6.3.2 de la 
AASHTO. A continuación se mostrará la resistencia de la aleta a compresión 
dependiendo de su límite de esbeltez. 
 
Pandeo local de la aleta a compresión. Si la aleta es no compacta o esbelta el efecto 
de pandeo en la aleta a compresión se presenta tanto a momento positivo como a 
momento negativo, debido que en un caso el concreto no ejerce un efecto de 
arriostramiento o de soporte continuo a la aleta a compresión y en otro la aleta a 
compresión no está en contacto con la placa de concreto. El momento resistente 
de la sección puede ser escrito de la siguiente manera (AASHTO 6.10.8.2.2): 
 
𝑀𝑐𝑟 = 𝐶𝑏 (1 − (1 −
0.7𝑓𝑦𝑆𝑥
𝑅ℎ𝑀𝑦𝑐
⁄ )(
𝜆𝑓 − 𝜆𝑝𝑓 
𝜆𝑟𝑓 − 𝜆𝑝𝑓 
))𝑅𝑏𝑅ℎ𝑀𝑦𝑐 
(40) 
 
𝐹𝑐𝑟 = 𝐶𝑏 (1 − (1 −
0.7𝑓𝑦𝑆𝑥
𝑅ℎ𝑀𝑦𝑐
⁄ )(
𝜆𝑓 − 𝜆𝑝𝑓 
𝜆𝑟𝑓 − 𝜆𝑝𝑓 
))𝑅𝑏𝑅ℎ𝐹𝑦𝑐 
(41) 
 
donde 𝐶𝑏 es el factor de gradiente de momento el cual es tomado 
conservadoramente como 1, 𝑓𝑦 es el esfuerzo de fluencia del acero, 𝑆𝑥 es el módulo 
de sección elástico, 𝑅ℎ es el factor de hibridez de la sección y 𝑅𝑏 es el factor de 
flexión del alma. El factor de hibridez de la sección es aquel que se ve modificado 
cuando el acero de las secciones cambia longitudinalmente. Si no cambia puede 
ser tomado como 1. Por otro lado el factor de vertimiento del alma debe tomarse 
como 1. 
 
Pandeo Lateral Torsional. Este es el pandeo que se da en toda la sección. Este está 
fuertemente ligado a la longitud no soportada (𝐿𝑏) que presenten los perfiles a 
través de su longitud. Este valor puede ser el de los arriostramientos laterales 
finales por eso debe dejarse una resistencia importante sobrante para las cargas 
que vendrán después, especialmente a Momento negativo pues este no tiene 
aporte a flexión negativa de la placa de concreto. Dependiendo de esta el perfil la 
AASHTO en su sección 6.10.8.2.3 describe otro comportamiento y las fórmulas 
para predecirlo se muestran a continuación: 
 
𝐿𝑝 = 1𝑟𝑡√
𝐸
𝑓𝑦
 
(42) 
 
𝑟𝑡 =
𝑏𝑓
√12 (1 +
𝐷𝑐𝑡𝑤
3𝑏𝑓𝑡𝑓
)
 
(43) 
 
 
 
32 
 
𝐿𝑟 = 𝜋𝑟𝑡√𝐸/(0.7𝑓𝑦) 
(44) 
 
donde 𝐷𝑐 profundidad en compresión del perfil. Esta distancia puede ser 
calculada tan pronto se calculen las propiedades de las secciones. Además se 
recomienda hacer un cálculo para las propiedades de la sección a largo plazo, 
donde el ancho efectivo de la placa de concreto sea convertido a acero haciendo 
uso de una relación modular. En la parte operativa esto se verificará. Si 𝐿𝑏 ≤ 𝐿𝑝, 
no se presenta pandeo lateral torsional y la aleta a compresión alcanza su fluencia. 
 
𝐹𝑛𝑐 = 𝑅𝑏𝑅ℎ𝐹𝑦𝑐 → 𝑀𝑛𝑐 = 𝑅𝑏𝑅ℎ𝐹𝑦𝑐𝑆𝑥 (45) 
 
Si 𝐿𝑝 ≤ 𝐿𝑏 ≤ 𝐿𝑟, el pandeo lateral torsional se presenta de la siguiente manera. 
 
𝐹𝑛𝑐 = 𝐶𝑏 (1 − (1 −
0.7𝑓𝑦𝑆𝑥
𝑅ℎ𝑀𝑦𝑐
⁄ )(
𝐿𝑏 − 𝐿𝑝
𝐿𝑟 − 𝐿𝑝 
))𝑅𝑏𝑅ℎ𝐹𝑦𝑐 ≤ 𝑅𝑏𝑅ℎ𝐹𝑦𝑐 
(46) 
 
𝑀𝑛𝑐 = 𝐶𝑏 (1 − (1 −
0.7𝑓𝑦𝑆𝑥
𝑅ℎ𝑀𝑦𝑐
⁄ )(
𝐿𝑏 − 𝐿𝑝
𝐿𝑟 − 𝐿𝑝 
))𝑅𝑏𝑅ℎ𝐹𝑦𝑐𝑆𝑥 ≤ 𝑅𝑏𝑅ℎ𝐹𝑦𝑐𝑆𝑥 
 
(47) 
De lo contrario el pandeo lateral torsional se calcula con el término que se muestra 
a continuación. 
 
𝐹𝑛𝑐 =
𝐶𝑏𝑅𝑏𝜋
2𝐸
(
𝐿𝑏
𝑟𝑡
)
2 
(48) 
 
La resistencia de la sección no compuesta tanto para momento positivo como para 
negativo se puede calcular de la misma manera. Adicionalmente se puede decir 
que la resistencia final es la menor de las dos que se calcularon previamente. Si 
hay cambios de sección a lo largo de la longitud total del puente, para la fase 
constructiva, este chequeo debe realizarse para las dos aletas a compresión para 
los dos momentos últimos de construcción. 
 
b) Verificar límites de esfuerzos. No solo se debe garantizar que el perfil soporte los 
momentos generados por las cargas muertas iniciales sino que también cumpla 
los siguientes límites (AASHTO 6.10.3.2.1). 
 
𝑓𝑏𝑢 + 𝑓𝑙 ≤ 𝜙𝑓 𝑅ℎ𝐹𝑦𝑐 (49) 
𝑓𝑏𝑢 +
𝑓𝑙
3
≤ 𝜙𝑓 𝑅ℎ𝐹𝑛𝑐 
(50) 
 
𝑓𝑏𝑢 ≤ 𝜙𝑓 𝐹𝑐𝑟𝑤 (51) 
33 
 
 
donde 𝜙𝑓 es el factor de resistencia para flexión el cual es tomado como 1. La 
tercera condición no debe verificarse si el alma es no compacta o compacta. El 
valor de 𝑓𝑏𝑢 como el máximo esfuerzo generado por las cargas muertas durante la 
construcción, 𝑓𝑙 es el esfuerzo de las cargas laterales, 𝐹𝑛𝑐 es el esfuerzo nominal de 
pandeo lateral y 𝐹𝑐𝑟𝑤 es la resistencia nominal de pandeo por cargas laterales del 
alma. La forma de calcular 𝑓𝑙 se especifica en la sección 6.10.1.6 de la AASHTO 
mientras que el de 𝐹𝑐𝑟𝑤 se especifica en la sección 6.10.1.9 del mismo documento. 
Dentro de la cargas que van considerándose en 𝑓𝑙 pueden tomarse algunas cargas 
presentes sobre la losa del puente que generarán esfuerzos adicionales sobre el 
puente, pero que no estarán durante la operación de este. Si estas cargas son 
puntuales, el esfuerzo generado sobre la aleta de diferentes maneras dependiendo 
si las cargas es distribuida o puntual y se tienen en cuenta entre arriostramientos 
o longitud no soportada. Si la carga es puntual el valor de momento secalcula 𝑀𝑙 =
𝐹𝑙 ∗
𝐿𝑏
2
12
, y si es distribuida se calcula 𝑀𝑙 = 𝐹𝑙 ∗
𝐿𝑏
8
 donde 𝐹𝑙 es la carga de 
construcción aplicada a la viga y 𝐿𝑏 es la longitud no soportada de la viga. Se 
recomienda para este procedimiento hacer uso del caso Strength IV pues no 
mayora cargas vivas, pero las cargas muertas, las cuales son las que se están 
evaluando en esta fase son mayoradas en mayor medida. Los dos momentos 
previos dependiendo de las cargas tomadas en cuenta como formaletas, máquinas 
de acabado, entre otras se pueden unificar siendo mayorados como se dijo 
previamente. Luego se calcula el esfuerzo en la aleta evaluada con el fin de hallar 
𝑓𝑙 para realizar las verificaciones. El valor de este esfuerzo se halla con la fórmula 
agregada a continuación: 
 
𝑓𝑙1 =
𝑀𝑙 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙
𝑡𝑓𝑏𝑓
2
6
 
(52) 
 
donde 𝑀𝑙 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 es el valor de momento total después de aplicar las cargas 
distribuidas y puntuales durante la construcción. Después de calcular este valor 
se puede obtener el valor de 𝑓𝑙 con la siguiente fórmula especificada en la sección 
6.10.1.6 de la AASHTO que se muestra a continuación: 
 
𝑓𝑙 = (
0.85
1 −
𝑀𝑢
𝐹𝑐𝑟𝑆𝑥
) = (
0.85
1 −
𝑓𝑏𝑢
𝐹𝑐𝑟
)𝑓𝑙1 ≥ 𝑓𝑙1 
(53) 
 
y para la tercera y última condición se debe verificar la resistencia nominal del 
alma a pandeo por cargas laterales. 
 
𝐹𝑐𝑟𝑤 =
0.9𝐸𝑘
(
𝐷
𝑡𝑤
)
2 
(54) 
 
 
 
34 
 
𝑘 =
9
(
𝐷𝑐
𝐷 )
2 
(55) 
 
donde 𝐷 es la altura del alma y 𝐷𝑐 la profundidad de sección en compresión 
elástica. A partir de estas ecuaciones la verificación se puede llevar a cabo con el 
fin de que no se sobrepasen los límites en cada una de las ecuaciones y la etapa 
constructiva esté bien cubierta por el diseño. 
 
 
3.4.4 Diseño en Fase operativa 
 
En esta fase la sección compuesta del puente ya se encuentra definida y consolidada. 
Tanto las vigas como el concreto ya hacen parte de una sola sección por lo tanto el 
concreto aporta en la resistencia a flexión del puente. La parte de concreto de toda la losa 
que hace parte de cada viga (ancho efectivo) es una combinación de condiciones para 
vigas interiores y vigas exteriores. A continuación se muestra la forma de calcularlo. 
Según lo especificado en la sección A4.6.2.6 de la AASHTO, se puede definir la forma de 
establecer el ancho efectivo de concreto de la sección compuesta. Para vigas interiores el 
ancho efectivo se determina con las condiciones mostradas a continuación. 
 
𝑏𝑒𝑖 = menor entre 
{
 
 
 
 
1
4
𝐿
12(𝑡�̅�) + el mayor valor entre {
𝑡𝑤+
𝑡𝑤−
0.5𝑏𝑓
𝑆̅
 
 
Una vez teniendo el valor de ancho efectivo para vigas interiores 𝑏𝑒𝑖, se puede calcular el 
ancho efectivo definitivo. Este se calcula como sigue: 
 
𝑏𝑒𝑒 = menor entre
{
 
 
 
 
1
8
𝐿
6(𝑡�̅�) + el mayor valor entre{
𝑡𝑤+
𝑡𝑤−
1
4
𝑏𝑓
𝐴𝑛𝑐ℎ𝑜 𝑑𝑒𝑙 𝑣𝑜𝑙𝑎𝑑𝑖𝑧𝑜
 
 
𝑏𝑒𝑓𝑓 =
𝑏𝑒𝑖
2
+ 𝑏𝑒𝑒 
(56) 
 
donde 𝐿 la luz longitudinal, 𝑡�̅� es el espesor promedio de la placa de concreto, 𝑏𝑓 es el 
ancho de la aleta en contacto con la placa de concreto y 𝑆̅ el espaciamiento promedio 
entre vigas. A partir de este ancho efectivo, se debe calcular las propiedades de las 
secciones tanto para momento positivo como para momento negativo. A momento 
positivo, la placa debe ser transformada a un equivalente de acero con una relación 
modular de n=8 y de 3n=24, con el fin de cubrir las propiedades de la sección compuesta 
a corto y largo plazo, respectivamente. Generalmente, cuando hay cambios de signo, se 
35 
 
presenta el cambio de sección en los perfiles metálicos de los puentes. Esto con el fin de 
aprovechar el aporte de la placa a compresión en flexión positiva y el aporte de una aleta 
de sección más grande en flexión negativa. 
 
a) Diseñar a momento positivo. La capacidad de una sección compuesta depende de 
si esta es compacta o no compacta. Este concepto es diferente al de alma 
únicamente compacta, pues la sección compuesta compacta o no compacta 
depende directamente de la ubicación del eje neutro plástico (ENP) de la sección. 
Esto se cumple tanto para momento positivo como para momento negativo, 
aunque con una serie de consideraciones diferentes que se explicarán en este 
documento. En la sección D6.1.1 de la AASHTO se encuentra una tabla que ayuda 
a determinar el momento plástico de esta sección compuesta a momento positivo 
dependiendo de la ubicación de su ENP. Esa tabla en este documento fue agregada 
como la Tabla 16 para momento positivo y la Tabla 17 para el momento negativo. 
Según se define en se define en la sección D3.6.3.2 de la AASHTO el valor de la 
profundidad de la sección compuesta a flexión plástica depende de la ubicación 
donde se encuentre el ENP. Si este se encuentra en el alma el valor de esta 
profundidad se muestra a continuación: 
 
𝐷𝑐𝑝 =
𝐷
2
(
𝑃𝑡 − 𝑃𝑐 − 𝑃𝑠 − 𝐹𝑦𝑟𝑠𝐴𝑟𝑠
𝑃𝑤
+ 1) 
(57) 
 
donde 𝐹𝑦𝑟𝑠 es el esfuerzo de fluencia de las varillas de refuerzo y 𝐴𝑟𝑠 el área total 
de varillas de refuerzo en la placa. Si el ENP se encuentra en el alma del perfil 
metálico, entonces se debe verificar el límite de esbeltez del alma para secciones 
compuestas. Si no es así el valor de 𝐷𝑐𝑝 se toma igual que cero y el requerimiento 
de esbeltez del alma para secciones compuestas está satisfecho. En la sección 
A6.2.1 de la AASHTO se especifica el siguiente límite que debe ser verificado una 
vez se calcule el valor de 𝐷𝑐𝑝. 
 
𝜆𝑝𝑤(𝐷𝑐𝑝) =
√
𝐸
𝑓𝑦
(0.54
𝑀𝑝
𝑅ℎ𝑀𝑦
− 0.09)
2 ≤ 𝜆𝑟𝑤 (
𝐷𝑐𝑝
𝐷𝑐
) 
(58) 
 
𝜆𝑟𝑤 = 5.7√
𝐸
𝑓𝑦𝑐
 
(59) 
 
donde 𝑀𝑦 es el momento de fluencia de la aleta a compresión y 𝐷𝑐 es la 
profundidad de la sección compuesta en compresión elástica. Si se cumple el límite 
anterior, la sección compuesta a momento positivo alcanzará a llegar al momento 
plástico (el cual se muestra en la Tabla 16) y sino la sección estará limitada a la 
fluencia de la aleta a compresión tal y como se menciona en la sección A6.2.2 de la 
AASHTO. Como siempre, 𝜆𝑝𝑤(𝐷𝑐𝑝) podría hacer referencia a un límite entre una 
 
 
36 
 
sección compuesta compacta y no compacta mientras que 𝜆𝑟𝑤 divide las secciones 
compuestas no compactas de las esbeltas. 
 
Tabla 16. Ubicación ENP y Momento plástico a momento positivo. 
Tabla D6.1-1 Cálculo de 𝑌 ̅y 𝑀𝑝 para secciones en flexión positiva 
Caso ENP Condición �̅� y 𝑀𝑝 
I En el Alma 
𝑃𝑡+ 𝑃𝑤 ≥
𝑃𝑐+𝑃𝑟𝑏+𝑃𝑟𝑡 
�̅� = (
𝐷
2
)(
𝑃𝑡 − 𝑃𝑐 − 𝑃𝑠 − 𝑃𝑟𝑡 − 𝑃𝑟𝑏
𝑃𝑤
+ 1) 
𝑀𝑝 =
𝑃𝑤
2𝐷
(�̅�2 + (𝐷 − �̅�)2) + (𝑃𝑠𝑑𝑠 + 𝑃𝑟𝑡𝑑𝑟𝑡
+ 𝑃𝑠𝑑𝑠 + 𝑃𝑡𝑑𝑡) 
II En la Aleta superior 
𝑃𝑡+ 𝑃𝑤 + 𝑃𝑐 ≥
𝑃𝑠+𝑃𝑟𝑏+𝑃𝑟𝑡 
�̅� = (
𝑡𝑐
2
)(
𝑃𝑤 + 𝑃𝑡 − 𝑃𝑠 − 𝑃𝑟𝑡 − 𝑃𝑟𝑏
𝑃𝑤
+ 1) 
𝑀𝑝 =
𝑃𝑐
2𝑡
(�̅�2 + (𝑡𝑐 − �̅�)
2) + (𝑃𝑠𝑑𝑠 + 𝑃𝑛𝑑𝑛
+ 𝑃𝑟𝑏𝑑𝑟𝑏 + 𝑃𝑡𝑑𝑡) 
III 
Placa de concreto, 
Debajo 𝑃𝑟𝑏 
𝑃𝑡+ 𝑃𝑤 + 𝑃𝑐 ≥
(
𝐶𝑟𝑏
𝑡𝑠
) 𝑃𝑠+𝑃𝑟𝑏+𝑃𝑟𝑡 
�̅� = (𝑡𝑠)(
𝑃𝑐 + 𝑃𝑤 + 𝑃𝑡 − 𝑃𝑛 − 𝑃𝑟𝑏
𝑃𝑠
) 
𝑀𝑝 = [
�̅�2 𝑃𝑠
2𝑡𝑠
 ] + (𝑃𝑟𝑡𝑑𝑟𝑡 + 𝑃𝑟𝑏𝑑𝑟𝑏 + 𝑃𝑐𝑑𝑐 + 𝑃𝑤𝑑𝑤
+ 𝑃𝑡𝑑𝑡) 
IV 
Placa de concreto, en 
𝑃𝑟𝑏 
𝑃𝑡+ 𝑃𝑤 + 𝑃𝑐 + 𝑃𝑟𝑏 ≥
(
𝐶𝑟𝑏
𝑡𝑠
) 𝑃𝑐+𝑃𝑟𝑡 
�̅� = 𝐶𝑟𝑏 
𝑀𝑝 = [
�̅�2 𝑃𝑠
2𝑡𝑠
 ] + (𝑃𝑟𝑡𝑑𝑟𝑡 + 𝑃𝑐𝑑𝑐 + 𝑃𝑤𝑑𝑤 + 𝑃𝑡𝑑𝑡) 
V 
Placa de concreto, 
Sobre 𝑃𝑟𝑏 , Debajo de 
𝑃𝑟𝑡 
𝑃𝑡+ 𝑃𝑤 + 𝑃𝑐 + 𝑃𝑟𝑏 ≥
(
𝐶𝑟𝑏
𝑡𝑠
) 𝑃𝑐+𝑃𝑛 
�̅� = (𝑡𝑠)(
𝑃𝑟𝑏 + 𝑃𝑐 + 𝑃𝑤 + 𝑃𝑡 − 𝑃𝑟𝑡
𝑃𝑠
) 
𝑀𝑝 = [
�̅�2 𝑃𝑠
2𝑡𝑠
 ] + (𝑃𝑟𝑡𝑑𝑟𝑡 + 𝑃𝑟𝑏𝑑𝑟𝑏 + 𝑃𝑐𝑑𝑐 + 𝑃𝑤𝑑𝑤
+ 𝑃𝑡𝑑𝑡) 
VI Placa de concreto, en 
𝑃𝑟𝑡 
𝑃𝑡+ 𝑃𝑤 + 𝑃𝑐 +
𝑃𝑟𝑏+𝑃𝑟𝑡 ≥ (
𝐶𝑟𝑏
𝑡𝑠
) 𝑃𝑐 
�̅� = 𝐶𝑟𝑡 
𝑀𝑝 = [
�̅�2 𝑃𝑠
2𝑡𝑠
 ] + (𝑃𝑟𝑏𝑑𝑟𝑏 + 𝑃𝑐𝑑𝑐 + 𝑃𝑤𝑑𝑤 + 𝑃𝑡𝑑𝑡) 
VII Placa de concreto, 
Sobre 𝑃𝑟𝑡 
𝑃𝑡+ 𝑃𝑤 + 𝑃𝑐 +
𝑃𝑟𝑏+𝑃𝑟𝑡 < (
𝐶𝑟𝑏
𝑡𝑠
) 𝑃𝑠 
�̅� = (𝑡𝑠)(
𝑃𝑟𝑏 + 𝑃𝑐 + 𝑃𝑤 + 𝑃𝑡 + 𝑃𝑟𝑡
𝑃𝑠
) 
𝑀𝑝 = [
�̅�2 𝑃𝑠
2𝑡𝑠
 ] + (𝑃𝑟𝑡𝑑𝑟𝑡 + 𝑃𝑟𝑏𝑑𝑟𝑏 + 𝑃𝑐𝑑𝑐 + 𝑃𝑤𝑑𝑤+ 𝑃𝑡𝑑𝑡) 
 
En la Tabla 16 se muestran unas distancias denominadas por la letra 𝑑 las cuales 
son del centro de gravedad de cada elemento hasta el ENP. Cada uno de los 
términos que se muestran en la Tabla 16 son las fuerzas de cada uno de los 
elementos que componen la sección compuesta. El término 𝑃𝑟𝑡 es la fuerza del 
refuerzo superior de la placa que se define como 𝐹𝑦𝑟𝐴𝑟𝑡 , 𝑃𝑟𝑏 es la fuerza del 
refuerzo inferior y se define como 𝐹𝑦𝑟𝐴𝑟𝑏 , 𝑃𝑠 es la fuerza de la placa de concreto y 
se define como 0.85𝑓′
𝑐
𝑎𝑏𝑒𝑓𝑓 , 𝑃𝑡 es la fuerza de la aleta a tensión que se define 
como 𝐹𝑦𝑡𝑏𝑡𝑡𝑡, 𝑃𝑤 es la fuerza del alma que se define como 𝐹𝑦𝑤𝐷𝑡𝑤 y 𝑃𝑐 es la fuerza 
de la aleta a compresión que se define como 𝐹𝑦𝑐𝑏𝑐𝑡𝑐. El valor de “a” para la placa 
37 
 
de concreto, se debe encontrar variando la condición tal que el valor encontrado 
dividido por 𝛽1 = 0.85 sea menor al espesor de la placa de concreto. 
 
Figura 4. Denotación de dimensiones de la sección compuesta (AASHTO D6.1.1). 
 
Figura 5. Denotación fuerzas aportadas por cada elemento de la sección compuesta (AASHTO D6.1.1). 
 
Figura 6. Ubicación del eje neutro para los casos de cada una de las condiciones (AASHTO D6.1.1) 
En las Figuras 4 a 6 se muestra la ubicación de las fuerzas, su denominación, la 
denominación de cada elemento de la sección compuesta y la ubicación del ENP 
dependiendo del caso. Este momento plástico se debe ver afectado por las 
siguientes condiciones citadas en la sección 6.10.7.1.2 de la AASHTO. Si 𝐷𝑝 ≤
0.1𝐷𝑡 entonces el momento nominal de la sección compuesta a momento positivo 
es igual al momento plástico (𝑀𝑛 = 𝑀𝑝). En caso contrario el momento resistente 
de la sección compuesta se muestra en la siguiente ecuación: 
 
𝑀𝑛 = 𝑀𝑝 (1.07 − 0.7
𝐷𝑝
𝐷𝑡
) 
(60) 
𝑏𝑐 
𝑏𝑡 
𝑡𝑐 
𝐷 
 
𝑡𝑠 
𝑏𝑒𝑓𝑓 
𝑡𝑤 
𝑡𝑡 
 
𝑃𝑟𝑏 
𝑃𝑠 
𝑃𝑐 
𝑃𝑤 
𝑃𝑡 
𝑃𝑟𝑏 
𝐶𝑟𝑡 
𝐶𝑟𝑏 
�̅� 
𝐸𝑁𝑃 �̅� 
𝐸𝑁𝑃 
𝐸𝑁𝑃 
�̅� 
Caso I Caso III en adelante Caso II 
 
 
38 
 
 
donde 𝐷𝑡 es la profundidad total del perfil compuesto, 𝐷𝑝 es la distancia entre la 
parte superior de la placa de concreto al ENP. En puentes las cuales cuentan con 
vigas continuas (más de 1 luz) deben cumplir también el siguiente requisito. 
 
𝑀𝑛 ≤ 1.3𝑅ℎ𝑀𝑦 (61) 
 
donde según el artículo D6.2.2 de la AASHTO el valor de 𝑀𝑦 puede ser tomado 
como el momento de plastificación de la aleta a compresión. El momento nominal 
de la sección compuesta calculado de la manera en la que se aclaró previamente 
debe ser mayor al momento último que se definió usando los distintos casos de 
carga tipo Strength. Este caso debe tener en cuenta todos los tipos de carga, tanto 
la muerta como la carga viva afectada por el respectivo factor de múltiple 
presencia y los factores de distribución. 
 
b) Diseñar a Momento Negativo. Para los tramos donde se tiene flexión negativa, la 
acción compuesta no aporta a la resistencia del perfil a momento. Esto se debe a 
que el concreto de la placa no aporta a esfuerzos de tensión. Esto nos lleva a pensar 
que solo aportaría a esa resistencia a momento las varillas de refuerzo. Sin 
embargo, a diferencia de los tramos del puente en los que las máximas 
solicitaciones comprenden un momento positivo, aquellos tramos a momento 
negativo no presentan su aleta a compresión completamente soportada, llevando 
a que el perfil metálico no pueda alcanzar el momento plástico. Sin embargo este 
momento es útil para los cálculos que se especificarán para determinar la 
resistencia nominal de la sección a momento negativo. Al igual que para momento 
positivo, en la sección D6.1.2 de la AASHTO se especifican condiciones para el 
cálculo del momento plástico de una sección a momento negativo. Estas se pueden 
encontrar en la Tabla 17. 
 
Tabla 17. Ubicaciones ENP y Momento plástico para momento negativo (AASHTO D6.1.2). 
Tabla D6.1-2 Cálculo de �̅� y 𝑀𝑝 para secciones en flexión negativa 
Caso ENP Condición �̅� 𝑦 �̅�𝑝 
I En el alma 
𝑃𝑐+ 𝑃𝑤 ≥ 𝑃𝑡 + 
𝑃𝑟𝑏 + 𝑃𝑟𝑡 
�̅� = (
𝐷
2
)(
𝑃𝑐 − 𝑃𝑡 − 𝑃𝑟𝑡 − 𝑃𝑟𝑏
𝑃𝑤
+ 1) 
𝑀𝑝 =
𝑃𝑤
2𝐷
(�̅�2 + (𝐷 − �̅�)2) + (𝑃𝑟𝑡𝑑𝑟𝑡 + 𝑃𝑟𝑏𝑑𝑟𝑏 + 𝑃𝑐𝑑𝑐 + 𝑃𝑡𝑑𝑡) 
II En la aleta 
𝑃𝑐+ 𝑃𝑤+ 𝑃𝑡 ≥
 𝑃𝑟𝑏+ 𝑃𝑟𝑡 
�̅� = (
𝑡𝑡
2
)(
𝑃𝑤 + 𝑃𝑐 − 𝑃𝑟𝑡 − 𝑃𝑟𝑏
𝑃𝑤
+ 1) 
𝑀𝑝 =
𝑃𝑡
2𝑡𝑡
(�̅�2 + (𝑡𝑡 − �̅�)
2) + (𝑃𝑟𝑡𝑑𝑟𝑡 + 𝑃𝑟𝑏𝑑𝑟𝑏 + 𝑃𝑤𝑑𝑤 + 𝑃𝑐𝑑𝑐) 
 
La denominación de todas las cargas y distancias coinciden con las Figuras 3, 4 y 
5. Lo único que hay que recordar es que se invierten las aletas a compresión con 
la de tensión al tener un momento contrario. El cálculo de la profundidad a 
39 
 
compresión de la sección compuesta también debe ser realizado para el momento 
negativo de la sección D6.3.2 de la AASHTO. Para secciones en las que su ENP se 
encuentre en el alma del perfil metálico esta distancia se calcula de la siguiente 
manera: 
 
𝐷𝑐𝑝 =
𝐷
2𝐴𝑤𝐹𝑦𝑤
(𝐴𝑡𝐹𝑦𝑡 + 𝐴𝑤𝐹𝑦𝑤 + 𝐴𝑟𝑠𝐹𝑦𝑟𝑠 − 𝐴𝑐𝐹𝑦𝑐) 
(62) 
 
Para secciones que tiene su ENP en cualquier otra parte de la sección compuesta 
el valor de 𝐷𝑐𝑝 debe tomarse igual a D. Posteriormente, haciendo uso de las 
ecuaciones 59 y 60 se puede iniciar el proceso con el fin de determinar la 
resistencia del perfil a flexión negativa. 
 
Cálculo de factores de plastificación del alma. Siguiendo las ecuaciones 59 y 60 se 
debe calcular un valor 𝑅𝑝𝑐 el cual afecta la resistencia del pandeo local de la aleta 
a compresión y del pandeo lateral torsional. Este comportamiento se ve 
especificado en la sección A6.2.2 de la AASHTO. Adicionalmente se debe calcular 
un límite más que será considerado en el cálculo de estos factores de plastificación 
del alma con la siguiente fórmula: 
 
𝜆𝑝𝑤(𝐷𝑐) =
𝜆𝑝𝑤(𝐷𝑐𝑝)𝐷𝑐
𝐷𝑐𝑝
≤ 𝜆𝑟𝑤 
(63) 
 
𝜆𝑤 =
2𝐷𝑐
𝑡𝑤
 
(64) 
 
Si el alma de la sección compuesta es compacta ( 𝜆𝑤 ≤ 𝜆𝑝𝑤(𝐷𝑐)) , el factor de 
plastificación se calcula de la siguiente manera: 
 
𝑅𝑝𝑐 =
𝑀𝑝
𝑀𝑦𝑐
 
(65) 
 
sí el alma de la sección compuesta es no compacta 𝜆𝑤 ≥ 𝜆𝑝𝑤(𝐷𝑐) el factor se 
calcularía con la siguiente ecuación: 
 
𝑅𝑝𝑐 = (1 − (1 −
𝑅ℎ𝑀𝑦𝑐
𝑀𝑝
)(
 𝜆𝑤 − 𝜆𝑝𝑤(𝐷𝑐)
 𝜆𝑟𝑤 − 𝜆𝑝𝑤(𝐷𝑐)
))(
𝑀𝑝
𝑀𝑦𝑐
) ≤ (
𝑀𝑝
𝑀𝑦𝑐
) 
(66) 
 
donde 𝑀𝑦𝑐 es el momento de fluencia para la aleta a compresión. 
 
Pandeo local de la aleta a compresión. Luego de haber hecho estos cálculos, se 
procede a verificar el pandeo local en la aleta a compresión que recordemos no 
está continuamente arriostrada. Siguiendo las ecuaciones 35, 36 y 37 se puede 
determinar si la aleta a compresión es compacta, no compacta. Se recomienda no 
tener aletas esbeltas en tramos de momento negativo pues su falla es uno de los 
criterios de selección del momento resistente de la sección compuesta a momento 
 
 
40 
 
último negativo tal y como se argumenta en la sección A6.3.2 de la AASHTO. Si 
 𝜆𝑓𝑐 ≤ 𝜆𝑝𝑓𝑐 , entonces el momento de pandeo local a la aleta a compresión se 
calcula con la siguiente ecuación: 
 
𝑀𝑛𝑐 = 𝑅𝑝𝑐𝑀𝑦𝑐 (67) 
 
sí por otro lado 𝜆𝑓𝑐 ≥ 𝜆𝑝𝑓𝑐, entonces el momento de pandeo local de la aleta a 
compresión se calcula con la siguiente ecuación: 
 
𝑀𝑐𝑟 = (1 − (1 −
𝐹𝑦𝑟𝑆𝑥𝑐
𝑅𝑝𝑐𝑀𝑦𝑐
)(
 𝜆𝑓 − 𝜆𝑝𝑓
 𝜆𝑟𝑓 − 𝜆𝑝𝑓
))𝑅𝑝𝑐𝑀𝑦𝑐 
(68) 
 
𝐹𝑦𝑟 = min (0.7𝐹𝑦𝑐, 𝑅ℎ𝐹𝑦𝑡
𝑆𝑥𝑡
𝑆𝑥𝑐
, 𝐹𝑦𝑤) 
(69) 
 
donde 𝑆𝑥𝑐 es el módulo de sección elástico de la aleta a compresión de sección no 
compuesta. 𝑆𝑥𝑡 es el módulo de sección elástico de la aleta a tensión no compuesta. 
 
Pandeo lateral torsional. Luego de revisar la resistencia nominal de la sección 
compuesta a pandeo local de la aleta a compresión (aleta inferior) se procede a 
hacer el cálculo del momento nominal resistente de la sección compuesta a 
momento negativo bajo Pandeo lateral torsional. Recordemos que este 
comportamiento depende de la longitud no soportada de la viga.