SOLDADURA SISMICA

Nuevo Suplemento para
la Soldadura Sísmica
AWS D1.8
Este suplemento al AWS D1.1
ayudará a las construcciones a
resistir cargas inducidas
sísmicamente
POR RONALD O. HAMBURGER, JAMES O.
MALLEY, Y DUANE K. MILLER
Los terremotos fuertes pueden causar
daño extremo, pero afortunadamente, dichos eventos son muy raros. Por ello, los
códigos de construcción especifican criterios de diseño para evitar colapsos estructurales, al tiempo que permiten daños estructurales muy graves en eventos en nivel
de diseño. Los ingenieros han adoptado
un enfoque de diseño de capacidad, en el
cual las estructuras son diseñadas para
sostener el rendimiento dúctil en regiones
predeterminadas, protegiendo el balance
de la estructura de un daño más extremo.
Las estructuras de marco resistente al momento de acero soldado se tenían como
uno de los mejores sistemas para lograr
esto, con la anticipación del rendimiento
para ocurrir en forma de bisagreo plástico
dúctil en las vigas, adyacentes a la conexión entre la viga y la columna.
RON O. HAMBURGER, P.E., S.E.,
S.E.C.B, es director adjunto con Simpson Gumpterz & Heger, en San Francisco, Calif. Es miembro del Subcomité
Sísmico AWS D1, y presidente del Panel
de Revisión y Precalificación de Conexiones de AISC. JAMES O. MALLEY,
P.E., S.E., es director adjunto con Degenlokb Engineers en San Francisco
Calif. ES miembro del Subcomité Sísmico AWS D1, y presidente del Comité
de Provisiones Sísmicas de AISC.
DUANE K. MILLER, Sc.D, P.E., es gerente de servicios de ingeniería con The
Lincoln Electric Co. en Cleveland, Ohio.
Es presidente del Subcomité Sísmico
AWS D1, y vice presidente del Comité
de Soldadura Estructural AWS D1.
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ENERO 2008
El 17 de Enero de 1994, el terremoto
Northridge con una magnitud de 6.7
sacudió la región de Los Ángeles terminando abruptamente con la comprensión
que los ingenieros tenían del comportamiento de estas estructuras. Después de
inspeccionar unos cuantos edificios, los
ingenieros descubrieron que muchas de
las conexiones resistentes al momento se
habían fracturado de una manera frágil,
en la soldadura CJP entre la brida de la
viga y la columna. Pronto los ingenieros
empezaron a inspeccionar buscando el
daño en edificios de acero en toda la basta
área de Los Ángeles. A pesar de que claramente se veían las fracturas realmente
causadas por el terremoto (Fig. 1), muy
pronto evolucionó la práctica de utilizar
exámenes ultrasónicos (UT) para detectar el daño. Los exámenes ultrasónicos
con frecuencia revelaron indicaciones, a
menudo interpretadas como grietas “incipientes” en el pase de la raíz de la soldadura CJP de la brida del fondo de la
columna a la columna. Los rumores de
que cientos de edificios con estructuras
de acero habían sido dañados por el
terremoto se extendieron.
Evaluando el Daño
Finalmente, los investigadores determinaron que en la mayoría de los incidentes de daño reportados no había daño
alguno, sin embargo sí había defectos de
construcción previamente no detectados,
incluyendo fusión incompleta e inclusiones de escoria. Además había muchas
indicaciones falsas de los exámenes ultrasónicos. Sin embargo, si ocurrió daño real
en quizá varias docenas de estructuras.
Casi siempre, el daño consistió de una
fractura que se inició en la raíz de la soldadura CJP de la brida inferior de la viga
a la brida de la columna, usualmente bajo
la red de la viga. Una ves iniciadas, estas
fracturas progresaron en una variedad de
patrones, algunas veces extendiéndose
hasta la brida de la columna (Fig. 1), a
veces separando la brida de la viga de la
biga de la columna (Fig. 2) y en ocasiones
resultando en el retiro de grandes desprendimientos o divots de material de la
brida de la columna – Fig 3.
Examinaciones posteriores encontraron daño similar, previamente sin descubrir, in edificios que habían sido afectados por el terremoto de Loma Prieta en
1989 y otros. Interesantemente, aunque
el daño no era del tipo que se había anticipado por los ingenieros, por lo general
no ponía en peligro la vida y quizá era más
económico de reparar que si hubiera
ocurrido el bisagreo plástico dúctil que se
deseaba.
Sin embargo, debido a que su comportamiento no era precisamente dúctil y
porque estas estructuras podrían estar sujetas a terremotos significativamente más
fuertes que el de Northridge o el de Loma
Prieta en el futuro, la respuesta resultó en
el inicio de un programa muy fuerte de investigación, desarrollo y finalmente de
revisión substancial de los códigos de
edificación.
Causas del Daño
El programa de investigación patrocinado por la Agencia Federal de Gestión
Fig. 1 — Fractura que se extiende a lo largo de la brida de la
columna.
de Emergencias de los Estados Unidos
(FEMA por sus siglas en inglés) identificó un gran número de causas del daño
que había ocurrido. Quizá la más significativa de ellas fue la geometría básica de
conexión prescrita por el código de edificación. A este respecto, unas juntas CJP
soldadas en campo unían las bridas de las
vigas a las bridas o alas de las columnas
mientras que la red de las vigas estaba
conectada con una cercha o placa pequeña cortada y soldada de fabricación a
la columna, y atornillada en campo a la
viga. Hoyos de acceso para la soldadura
estándares se colocaron en las redes de
vigas en las bridas o alas. Típicamente, la
soldadura de ambas juntas de las alas o
bridas de las vigas se hicieron en posición
descendente con respaldo de acero puesto
en el lado de abajo del ala o brida de la
viga, y dejada en su lugar después de completar la unión.
En el modelo típico de diseño para esta
conexión, las soldaduras de ala o brida
CJP sostuvieron el 100% del momento del
doblado mientras que las cerchas sostuvieron el 100% del esquileo. Se asumió
que las bridas o alas de las vigas y las soldaduras CJP cargaban el estrés uniformemente en la tensión axial o compresión, y
cedían uniformemente en lo profundo y
ancho. El código de edificación requería
que las estructuras fueran diseñadas de
manera tal que las vigas fueran más débiles que las columnas para que el comportamiento inelástico de la estructura
consistiera de bisagreo plástico dúctil en
las vigas en la junta de la viga con la
columna.
Estudios analíticos y de laboratorio
revelaron que la distribución del estrés en
las alas o bridas de las vigas fue todo
menos uniforme. Doblamientos fuera de
plano en las bridas de las columnas, bajo
fuerzas ejercidas por las bridas de las
vigas, dieron como resultado que el estrés
se concentrara en el centro de las bridas
de las vigas. Además, en las conexiones,
Fig. 2 — Fractura separando la brida de la viga de la columna.
secciones
planas
no
permanecieron
planas, como se
asumía en el diseño, y
como resultado, las
bridas de las vigas
cargaron
esquileo
substancial. Este esquileo causó que las
bridas de las vigas se
doblaran a medida
que se expandían en
los hoyos de acceso
para soldadura en la
red de vigas, produciendo gran estrés
secundario, y causando que el estrés Fig. 3 — Fractura que ha resultado en el retiro de grandes
casi se duplicara en la desprendimientos o divots de material de la brida de la columna.
superficie de las
bridas o alas inferiores
tilidad. Por lo general, las zonas de
de las vigas mientras al mismo tiempo el
bisagreo plástico en las vigas tienen una
estrés en la superficie superior se reducía.
longitud significativa, a menudo exLa fluencia de las bridas o alas de las
tendiéndose a longitudes de la mitad a la
vigas y la junta soldada a menudo no
totalidad de la profundidad de la viga.
pudieron ocurrir como se anticipó. La alta
Sin embargo, debido a que la brida o
variabilidad carga de fluencia del acero
ala de la viga fue atornillada y no soldada
estructural con frecuencia resultó en una
a la columna y el área de la viga el área de
condición donde la viga, aunque diseñada
la viga se redujo aún más con los hoyos de
para ser más débil que la columna en flexacceso para la soldadura, la región de
ión, en realidad era más fuerte. Además,
conexión era substancialmente más débil
debido a que se usaban con frecuencia
que la viga misma. Si la fluencia se humiembros muy grandes en la construcción
biera iniciado en esta región, no podría
de estas estructuras, el centro de la junta
haber progresado tan fácilmente en la viga
de la brida de la viga a la brida de la
para permitir que ocurriera el comporcolumna era una región de muy alta retamiento dúctil.
stricción en el cual condiciones cercanas
En cualquier evento, en muchos casos,
al estrés hidrostático se podrían desarrolla fluencia no se podría desarrollar. Con
lar. Como resultado, el estrés en esta
frecuencia, la junta CJP de la brida inferegión pudo fácilmente exceder los niverior de la viga a la brida de la columna era
les de fluencia nominal y alcanzar niveles
de inadecuada calidad. Se reportó que los
últimos.
soldadores raramente siguieron los reAunque estos problemas conceptuales
querimientos de WPS, y a veces, ni
en el diseño de la conexión no hubieran
siquiera estaban disponibles para ellos o
existido, si la fluencia hubiera ocurrido en
para sus supervisores. Muchas soldaduras
la junta entre la brida o ala de las vigas y
se hicieron a tasas de deposición muy altas
la brida de las columnas, es poco probay a altas entradas de calor, resultando en
ble que hubiera acomodado mucha ducWELDING JOURNAL EN ESPAÑOL
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muy baja tenacidad en la junta soldada y
la zona afectada térmicamente
Además, esta soldadura en la brida o
ala inferior de la viga con frecuencia se
hizo desde la posición de “gato montés”
encima de la brida superior de la viga, con
principios y fines de soldaduras de pases
múltiples hechos en el centro de la brida
de la viga, bajo la red de vigas. Esto con
frecuencia produjo fusión incompleta y
grandes inclusiones de escoria en el pase
de la raíz, así como también calidad de
soldadura pobre en la soldadura cercana
a la red de viga.
Métodos de Inspección
La práctica de inspección había llegado a confiar demasiado en el uso de
tests ultrasónicos (UT) para detectar defectos y fallas en estas soldaduras, al
mismo tiempo que la inspección visual durante la soldadura no era llevada a cabo
de manera adecuada. Investigaciones posteriores a Northridge demostraron que
como resultado de la geometría de las juntas, los exámenes ultrasónicos no pueden
detectar de forma confiable fallas en la
raíz de la junta de la brida inferior de la
viga, en especial en el área de la red de
vigas. Así también, ya que el respaldo rutinariamente era dejado en su lugar, se
obscurecía la observación visual de la calidad de la raíz de la soldadura, la cual desafortunadamente, con frecuencia era
pobre, pero quedaba sin detectar.
La combinación de estos factores de
altas concentraciones de estrés, lata restricción, grandes fallas, y material de baja
tenacidad resultaron en una condición
propicia para que las fracturas iniciaran y
progresaran, lo que en muchos casos
sucedió. Interesantemente, durante posteriores investigaciones de laboratorio, se
demostró que aunque la calidad de la soldadura y la tenacidad fueran mejoradas, si
la geometría de la conexión permaneciera
sin cambio, las fracturas se iniciarían a
bajos niveles de ciclaje inelástico debido a
la fatiga de bajo ciclo en la región cercana
a la intersección de los hoyos de acceso de
soldadura con las bridas de las vigas.
Esta investigación condujo a muchos
cambios en las prácticas de diseño y construcción incluyendo el uso de nuevas
geometrías de conexión, un control mejorado de la tenacidad y la fuerza de fluencia del material base, los requerimientos
para el uso de metales de aporte de soldadura con marcas de tenacidad, y mayor
cuidad en la preparación de y la adherencia a la WPS durante la construcción.
Cambios a los Códigos de
Construcción
Con los conocimientos recientemente
encontrados respecto a las causas de las
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ENERO 2008
conexiones fracturadas, hubo un esfuerzo
importante por actualizar las provisiones
de diseño sísmico. El proyecto FEMA culminó a finales de 2001 con la publicación
de las directrices aplicables para los edificios de estructura de momento localizados a lo largo y ancho de los Estados
Unidos. Las recomendaciones del
proyecto se encuentran en:
• FEMA 350 – Criterios Recomendados
para el Diseño Sísmico para Nuevos
Edificios de Estructura de Momento,
(FEMA, 2000a),
• FEMA 351 – Evaluación Sísmica Recomendada y Criterios Actualizados para
Edificios de Estructura de Momento de
Acero Soldado Existentes, (FEMA,
2000b),
• FEMA 352 – Evaluación Recomendada
Posterior al Terremoto y Criterios de
Reparación para Edificios de Estructura
de Momento de Acero Soldado, (FEMA,
2000c), y
• FEMA 353 – Especificaciones Recomendadas y Directrices de Aseguramiento de Calidad para Aplicaciones
Sísmicas en la Construcción de Estructuras de Momento de Acero, (FEMA,
2000d).
Estas publicaciones constituyeron “recomendaciones”, no requerimientos prescritos por código. Además, estos estándares no se sometieron al proceso de
aprobación por consenso, típico para la
mayoría de los estándares de construcción.
FEMA 353 identificó la necesidad de
cambiar lo requerimientos contenidos
tanto en las especificaciones AISC como
AWS. Asuntos como el diseño general y
los detalles aceptables de conexión estuvieron claramente al alcance de AISC.
Fue menos claro, sin embargo, a qué organización se debería dirigir asuntos como
los detalles de conexión (v.g. dónde puede
o no puede colocarse el respaldo de acero,
geometrías aceptables de hoyos de acceso
de soldadura, etc.) Se acordó bajo consenso de los comités que la AISC debería
tratar los requerimientos de el “qué” y el
“dónde”, mientras que la AWS los relativos al “cómo” y al “quien”. La AISC hizo
esto en AISC 343, Provisiones Sísmicas
para Edificios de Acero, al tiempo que la
AWS publicó su AWS D1.8, Suplemento
Sísmico para el Código D1.1 de Acero
para Soldadura Estructural.
Para ilustrar, dónde se requería que el
respaldo de acero fuera removido no se
especificó en D1.8, pero sí fue incluido en
los documentos de la AISC. Sin embargo,
cuando se requiere que el respaldo sea removido, AWS D1.8 trata el asunto de
cómo debe hacerse, y de las provisiones
de mano de obra que aplican para esas
operaciones.
Por muchos años, la AISC ha tenido el
comité TC9 de Tareas Sísmicas, el cual era
responsable de las Provisiones Sísmicas.
Mas recientemente, se formó en la AISC
un Panel de Precalificación y Revisión de
Conexión para determinar qué detalles de
conexión deberían permitirse sin realizar
exámenes de ensamble a escala total. El
Comité D1 de la AWS para Soldadura Estructural estableció un subcomité sísmico
para considerar los asuntos relacionados
con la soldadura que necesitaban incorporarse a los estándares de la AWS.
El Nuevo Suplemento D1.8
de Soldadura Sísmica
En 2005, el primer suplemento D1.8
de Soldadura Sísmica fue aprobado por
el Comité D1 de la AWS. Como lo implica
el título, el D1.1 no es un estándar por sí
solo, sino que es suplementa al Código
D1.1 de la AWS para el Acero de Soldadura Estructural. Además, se espera
que el D1.8 sea usado en conjunto con las
Provisiones Sísmicas de la AISC. Mientras que la mayoría de los temas relacionados con el diseño son cubiertos por
los estándares de la AISC, el D1.8 se refiere a asuntos relacionados con detalles
de conexión, materiales, mano de obra, e
inspección. Estos temas se cubren en siete
secciones como sigue:
Sección 1: Requerimientos Generales
Sección 2: Documentos de Referencia
Sección 3: Definiciones
Sección 4: Detalles de Conexión de
Soldadura
Sección 5: Calificaciones del Soldador
Sección 6: Fabricación
Sección 7: Inspección
Siguiendo a estas secciones están ocho
anexos normativos (obligatorios) como
sigue:
Anexo A – Evaluación en los Procedimientos de Soldadura (WP) en la Envoltura de la Entrada de Calor a Metales
de Aporte para Soldaduras de Demanda
Crítica,
Anexo B – Evaluación de Intermezcla
CVN de Combinaciones de Metales de
Aporte (donde uno de los metales de
aporte es FCAW-S),
Anexo C – Calificaciones Suplementarias del Soldador para Soldadura de Acceso Restringido,
Anexo D – Evaluación Suplementaria
para Límites de Exposición Extendidos
para los Metales de Aporte en FCAW,
Anexo E – Evaluación Ultrasónica Suplementaria para el Técnico,
Anexo F – Procedimientos Suplementarios para la Evaluación de Partículas
Magnéticas,
Anexo G – Evaluación Ultrasónica del
Grado de las Fallas, y
Anexo H – Directrices para la Preparación de Investigaciones para el Comité de
Soldadura Estructural.
Finalmente, para concluir el documento se encuentra un comentario que
proporciona material de respaldo y explica la intención detrás de muchas de las
provisiones.
Resumen de las Principales
Provisiones del D1.8
El siguiente es un resumen de las principales provisiones contenidas en el D1.8.
Este resumen no es exhaustivo, por lo que
el lector debería obtener una copia del
D1.8 y revisar a profundidad ya que no
todas las provisiones se cubren en este
resumen.
Calificaciones del Soldador
La Sección 5 y el Anexo C del D1.8 se
dedican a la calificación del soldador.
Además de llenar los requisitos en cuanto
a calificaciones del D1.1, a los soldadores
que realicen trabajos bajo el D1.8 se les
requiere que tomen el Test de Calificaciones Suplementarias del Soldador para
Soldadura de Acceso Restringido, como
se indica en el Anexo C, cuando la producción de la soldadura involucra todos
de los siguientes:
1) la soldadura es de demanda crítica
(como lo define la AISC),
2) la soldadura une la brida inferior de
la viga a la brida de la columna, y
3) la soldadura debe hacerse a través
de un hoyo de acceso para soldadura en
la red de vigas.
De acuerdo al Anexo C la calificación
o certificación de los soldadores no es requerida si las tres condiciones precedentes
no son partes de la producción de soldadura. Ver el D1.8 provisión 5.11.
En el Anexo C se describen dos configuraciones de evaluación, conocidas como
Opción A y Opción B. La Opción A es
para ser usada cuando el respaldo de
acero sea una especificación en las Especificaciones del Procedimiento de Soldadura (WPS), mientras que la Opción B
se usa en juntas de raíz abiertas, o juntas
con respaldo cerámico, de cobre o de
otros materiales diferentes al acero. El
tipo de test a tomarse depende del tipo de
respaldo (si lo hubiera) que será usado en
la producción, y como se muestra en las
Especificaciones del Procedimiento de
Soldadura (WPS). Ver el D1.8, provisión
5.1.3 y el Anexo C provisiones C3.2, C3.3.
Como es el caso para el D1.1, los soldadores que tomen el test del Anexo C
deben calificar por proceso de soldadura.
Además, la placa de prueba debe soldarse
con una tasa de deposición igual o más
alta que aquella ala que se usará en la producción. Es inteligente, por ello, usar una
tasa de deposición ligeramente más alta
en el test para calificar al soldador de tal
forma que el soldador este calificado para
usar todas las Especificaciones de Procedimientos de Soldadura. Ver el D1.8,
Anexo C provisiones C3.1.2.
Después de completar la placa del test,
se remueven las diferentes placas de restricción y se inspecciona visualmente la
placa del test. Después, como opción del
Contratista, a la placa del test se le practican pruebas mecánicas o no destructivas. Las opciones de pruebas no destructivas (NDT) incluyen la inspección ultrasónica (UT) y la inspección radiográfica
(RT). Cuatro pruebas de doblado se usan
para la evaluación mecánica. Ver el D1.8,
Anexo C provisión C4.
de la cubierta. Los electrodos sólidos para
GMAW y EGW están exentos de
cualquier medida de hidrógeno. Ver el
D1.8, provisión 6.3.2.
Cuando se combinan los metales de
aporte de las especificaciones FCAW con
metales de aporte depositados por otros
procesos, se debe chequear la combinación de ambos para asegurar que la
tenacidad mínima CVN se obtenga. El
Anexo B de D1.8 prescribe las pruebas
que se requieren. Tal evaluación no se requiere cuando las especificaciones de la
FCAW se intermezclen con otras especificaciones FCAW. Ver D1.8, provisión
6.3.4 y Anexo B.
Especificaciones del
Procedimiento de
Soldadura (WPSs)
Metales de Aporte – Soldaduras
de Demandas Crítica
Además de satisfacer los requerimientos del D1.1, el D1.8 ordena requerimientos adicionales. Bajo D1.8, las especificaciones del procedimiento de soldadura
(WPSs) deben litar el manufacturero del
metal de aporte, además del nombre comercial del metal de aporte y la clasificación
de la AWS.
Las WPSs deben además listar una o
más combinaciones de variables de la soldadura que producen entradas de calor
dentro de los límites de las pruebas realizadas en el metal de aporte específico.
Las valores para E, I, y S como se muestran en la WPS deben dar como resultado
una entrada de calor dentro de los límites
alto y bajo para el electrodo específico que
se está usando. Ver D1.8, provisión 6.1.2.
Metales de Aporte — Todas las
Soldaduras en D1.8
Para todo trabajo realizado bajo el
D1.8, se requiere que los metales de
aporte satisfagan un requisito mínimo de
Incisión en V Charpy (Charpy V-Notch)
de 20 pies-libra (27 J) a 0ºF (-18ºC), como
se mide en una prueba de clasificación estandarizada de AWS A5 para metales de
aporte. Son aceptables valores más altos
para la energía CVN (Charpy V-Notch),
por ejemplo los mayores a 20 pies-libra,
así como los resultados de pruebas que involucren temperaturas de evaluación más
bajas (v.g. menores a 0ºF). Ver el D1.8,
provisiones 6.3.1 y Tabla 6.1.
Se requiere que la mayoría de los metales de aporte sean capaces de depositar
el metal de soldadura con un contenido
de hidrógeno difusible de 16 mL por 100
g de metal de soldadura depositado, satisfaciendo el requerimiento para H16. Excepciones a los requerimientos incluyen
electrodos de SMAW con cubiertas bajas
en hidrógeno, que pueden aceptarse
basándose en las especificaciones de electrodo en cuanto a contenidos de humedad
Además de satisfacer los requerimientos anteriores, a los metales de aporte usados para hacer soldaduras de demandas
críticas se les requiere cumplir con requerimientos aún más estrictos. Por ejemplo, el D1.8 requiere que los metales de
aporte que sean usados en la producción
sean evaluados en tests a altos y bajos niveles de entrada de calor, esto es, a bajas y
altas tasas de enfriado. A las especificaciones de procedimientos de soldadura
para la producción se les permite usar un
amplio rango de variables, proporcionando los niveles de entrada de calor calculados dentro del rango de valores
evaluados. Ver D1.8. provisión 6.3.5 y
Anexo A.
El Suplemento para Soldadura Sísmica
proporciona dos maneras para conducir
las pruebas de entrada de calor alto y bajo.
El primer enfoque se detalla en el Anexo
A del D1.8. Se proporcionan los niveles
sugeridos de entrada de calor, pero también pueden ser usados valores alternativos. El segundo enfoque aplica para
electrodos de núcleo con fundente
(FCAW), y usa las nuevas especificaciones
suplementarias “D”. Con estas especificaciones suplementarias se requiere que
los metales de aporte sean evaluados a
niveles alto y bajo de entrada de calor prescritos, y evaluados también de acuerdo a
la prueba estándar de clasificación A5.
Los metales de aporte para soldaduras
de demandas críticas, cuando se evalúan
a niveles altos y bajos de entrada de calor,
deben llenar los requerimientos de un
valor CVN mínimo de tenacidad de 20
pies-libra (27 J) a 0ºF (-18ºC), como lo
mide una prueba de clasificación A5 de la
AWS para metales de aporte, como se discutió previamente. Adicionalmente, a los
metales de aporte para soldadura de demandas críticas, cuando se evalúan a niveles altos y bajos de entrada de calor, se les
requiere entregar un valor CVN mínimo
de 40 pies-libra (54 J) a 70ºF (20ºC),
cuando se les aplican pruebas a niveles
WELDING JOURNAL EN ESPAÑOL
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