“evaluaciÓn de la tenacidad a la fractura de una...

MEMORIAS DEL XXIV CONGRESO INTERNACIONAL ANUAL DE LA SOMIM 19 al 21 DE SEPTIEMBRE DE 2018 CAMPECHE, CAMPECHE, MÉXICO

Tema A2 Materiales: Mecánica de la fractura

“EVALUACIÓN DE LA TENACIDAD A LA FRACTURA DE UNA VARILLA DE

REFUERZO NMX-B-506 UTILIZANDO BARRAS REDONDAS CON ENTALLA

CIRCUNFERENCIAL”

Terán Guillén Jorgea, Arroyo Olvera Mauraa, Martínez Madrid Miguela, Del Valle Moreno Angélicaa, Lomelí González María Guadalupea

aInstituto Mexicano del Transporte Km 12+000, Carretera Estatal No. 431 “El Colorado-Galindo” Parque Tecnológico San Fandila, Pedro Escobedo Qro. México Teléfono: (442) 2-16-97-77. Fax: (442) 2-16-96-71. [email protected], [email protected],[email protected],[email protected], [email protected]

R E S U M E N

Este trabajo presenta la evaluación de las propiedades de tracción uniaxial y resistencia a la fractura en varillas de

refuerzo que cumplen con la norma NMX-B-506. Para lograr el objetivo se fabricaron probetas de tracción y para la

resistencia a la fractura se utilizaron dos tipos de geometría de probeta: flexión en tres puntos (SENB) y redondas con

entalla circunferencial (CNT). La probeta SENB se preagrietó y se calculó la tenacidad a la fractura mediante la curva

R. Los ensayos de tenacidad a la fractura de las probetas CNT se realizaron sin preagrietar las probetas y se utilizaron 5

expresiones reportadas en la literatura para estimar la tenacidad a la fractura. Se concluye que las propiedades en tensión

uniaxial obtenidas con probetas normalizadas cumplen con los requisitos que pide la norma NMX B- 506. El valor de la

tenacidad a la fractura obtenida con probetas SENB fue mayor que las probetas CNT y la fractografía mostró que no hay

un cambio en los mecanismos de fractura entre las dos geometrías utilizada en este trabajo

Palabras Clave: Tenacidad a la fractura, Varilla de refuerzo, Probetas redondas de entalla circunferencial, Flexión en tres puntos, Ensayos de tracción.

A B S T R A C T

This work presents the evaluation of the properties of uniaxial traction and fracture resistance in reinforcing steel round

bar NMX-B-506. To achieve the objective, tensile specimens were manufactured and for the fracture resistance two types

of specimen geometry were used: Single edge notched bend (SENB) and circumferential notched round bar tensile (CNT).

The SENB specimen was pre-cracked and the fracture toughness was calculated by means of the R curve. The fracture

toughness tests of the CNT specimens were made without pre-cracking the specimens and 5 expressions reported in the

literature were used to estimate the fracture toughness. It’s concluded that the properties in uniaxial tension obtained with

standardized specimens comply with the requirements demanded by the NMX B-506 standard. The value of the fracture

toughness obtained with SENB specimens was greater than the CNT specimens and the fractography showed that there

was not a change in the fracture mechanisms between the two geometries used in this work

Keywords: Fracture toughness, Reinforcing bar steel, Circumferential Notch Tensile, Three Point bend, Tension test.

1. Introducción

Las varillas de refuerzos es un componente imprescindible en la construcción de obras de infraestructura en diferentes ambientes: industriales o marinos. Lo que caracterizan a las

estructuras civiles es la combinación de dos materiales que tienen funciones diferentes; se utiliza el concreto para resistir las fuerzas de compresión y el acero para las fuerzas de tensión, el cual en este último existen tanto el acero de refuerzo como el acero de preesfuerzo. Para que la combinación de estos dos materiales resulte efectiva, es

ISSN 2448-5551 MM 1 Derechos Reservados © 2018, SOMIM

mailto:[email protected]





necesario que haya adherencia entre los dos para que se deformen de forma conjunta y no haya un deslizamiento entre la varilla de refuerzo y el concreto que rodea ésta [1]. La adhesión se logra cuando se produce adhesión química en la interfase acero-concreto, por la rugosidad de la superficie de la varilla de refuerzo y por el corrugamiento (costillas) obtenida durante el proceso de manufactura.

La corrosión de las varillas de refuerzo se debe a que el concreto tiene poros y pequeños capilares donde los elementos corrosivos como el agua, iones de cloruros, oxígeno, dióxido de carbono y otros gases, se difunde a través del concreto y con un tiempo suficiente alcanza la varilla de refuerzo, provocando su deterioro por corrosión por un cambio en el pH del concreto que produce que la capa formada inicialmente de óxido en el acero se rompa. Esta corrosión produce herrumbre, lo cual son óxidos que son de 2 a 10 veces más voluminosos que el acero original y teniendo como consecuencia el agrietamiento del concreto [2].

Una de los métodos más utilizados para proteger la varilla de refuerzo del concreto es por medio de un recubrimiento a base de zinc por medio del proceso de galvanizado en caliente, lo cual implica formar una capa protectora contra la corrosión de la varilla. Esta capa protectora tiene dos funciones: 1) Por una parte, una vez formada la capa de zinc, de forma natural se forma una capa pasiva, la cual evita la corrosión. 2) El recubrimiento de zinc también proporciona protección catódica, esto quiere decir, que cuando el proceso corrosivo inicia, el zinc será el primero en corroerse debido al diferente potencial eléctrico entre el zinc y el acero [3,4,7,8].

Sin embargo, a pesar de las ventajas que proporciona el galvanizado para proteger el acero de refuerzo, cuando se utiliza para ambientes marinos, aunado si son soldadas, pueden presentar el problema de fragilización por metal líquido en zonas aledañas a la soldadura debido a los esfuerzos residuales, deformación, y probablemente, a la presencia de hidrógeno generado durante la limpieza previa de la varilla antes de galvanizar y a las reacciones de hidratación que ocurre en el concreto durante el fraguado del mismo[3,5, 6,7].

Por otro lado, una alternativa para cuantificar los diferentes deterioros potenciales que se pueden presentar en la varilla es utilizar la metodología de la mecánica de la fractura, por lo cual se requiere el conocimiento de la tenacidad a la fractura y debido a las limitaciones dimensionales y geométricas que tienen los diferentes diámetros de varilla existentes en el mercado, se tiene poca posibilidad de obtener probetas estandarizadas que cumplan con los requerimientos establecido por las normas: ASTM E 399 [8], ASTM E 1820 [9], BS 7448-1 [10].

Una opción para los ensayos de fractura son las probetas de barras redondas con entalla circunferencial (Circumferential Notch Tensile, CNT por sus siglas en inglés), las ventajas de utilizar este tipo de probetas son [11-14]:

La condición de deformación plana se puede obtener porque no existen una región de esfuerzo plano comparada con las probetas estándares.

Existe una microestructura simétrica radial a través del área circunferencial.

Es más fácil fabricar por maquinado las probetas CNT.

Por último, se puede utilizar una CNT sin preagrietar para determinar de forma rápida la tenacidad a la fractura de un material metálico.

El objetivo de este trabajo es determinar la tenacidad a la

fractura en varillas de refuerzo del número 8 (25.4 mm de diámetro) utilizando probeta con entalla circunferencial.

2. Desarrollos

2.1. Determinación del factor de intensidad de esfuerzos

KI.

Para determinar la tenacidad a la fractura de un material, que se define como la resistencia a la rotura de un material en presencia de defectos, se necesita conocer el factor de intensidad de esfuerzo del material, las cuales para que sea un valor valido de tenacidad a la fractura deben de cumplir el criterio del espesor (B) para probetas de flexión en tres puntos (SENB, por sus siglas en inglés) o el diámetro (D) para CNT, es decir:

Las expresiones para determinar la tenacidad a la fractura en probetas CNT son las siguientes [15-18]:

𝐾𝐼 =𝑃

𝐷32

[1.72 (𝐷

𝑑) − 1.27] (1)

𝐾𝐼 =𝜎

2√

𝜋𝑎𝑑

𝐷𝑓 (

𝑑

𝐷) (2)

El factor geométrica f(d/D) está dado por

𝑓 (𝑑

𝐷) = [1 + 0.5 (

𝑑

𝐷) + 0.375 (

𝑑

𝐷)

2

− 0.3639 (𝑑

𝐷)

3

+ 0.731 (𝑑

𝐷)

4

]

𝜎 =

4𝑃

𝜋𝑑2 𝑎 =𝐷−𝑑

2

𝐾𝐼 =𝑃

√𝑑3√

2(𝐷−𝑑)

𝜋(𝐷−0.0801𝑑) (3)

𝐷 ≥ (𝐾𝐼𝐶

𝜎𝑌𝑆)

2

𝐵 ≥ 25𝐽𝑄

𝜎𝑌𝑆



𝐾𝐼 = (2𝑃

𝜋𝑑2) √𝜋𝑑

2(1 −

𝑑

𝐷) 𝑓 (

𝑑

𝐷) (4)

𝐾𝐼 =[0.932𝑃√𝐷]

𝑑2√𝜋 (5)

Donde P= carga máxima d= diámetro de la barra en la raíz de la entalla D= diámetro de la barra sin entalla

2.2. Composición química y metalografía.

La muestra de la varilla seccionada se montó en baquelita, y ya montada, se pulió a espejo empleando lijas de diferentes grados (120-2000) y alúmina (1μm hasta 0,05μm). La muestra pulida se atacó con amyl nital al 5%, [19]. La observación fue realizada en un microscopio metalográfico de platina invertida. La captura de las fotomicrografías fue obtenida con una cámara digital con el objetivo de 50X. El análisis químico del acero de la varilla dada por espectrometría de emisión por chispa es la siguiente:

Tabla 1. Composición química del acero de la varilla.

Elemento C Mn S P Si

% Peso 0.42 1.26 0.053 0.043 0.19

2.3. Ensayos de tensión uniaxial

Se realizó el ensayo de tensión uniaxial bajo control de carga y a una velocidad de 0.108 kN/s mediante una maquina servo-hidráulica y de acuerdo a la norma ASTM E-8 [20]. La geometría de la probeta se muestra en la Fig. 1. Figura 1 - Geometría de la probeta de tensión uniaxial de la varilla de

refuerzo.

2.4. Ensayos de fractura.

Para tener un valor comparativo de la tenacidad a la fractura se utilizó dos tipos de geometría. Una geometría fue de flexión en tres puntos (SENB), con un preagrietamiento previo a la prueba. Ver Fig. 2, donde se siguió el procedimiento de la norma ASTM E 1820-13[9] para obtener la curva R y obtener el valor de la Integral J convertido en el valor de KJC. La otra geometría fue la probeta CNT y se ensayó sin haber un preagrietamiento previo para evitar excentricidades que afecten la tenacidad a la fractura [11-14].

A pesar de que no existe un procedimiento normalizado para ensayar las probetas CNT, se siguió el procedimiento

establecido por la norma ASTM E-8 [20], o sea, se aplicó una carga monotónica de tracción hasta la rotura de la probeta y obteniéndose los datos de carga (KN) vs COD (mm) del ensayo. Con base a los datos anteriores y utilizando las ecs. (1)–(5) se determinó un valor provisional de la tenacidad a la fractura con el valor de carga máxima (KQ). Las dimensiones de las probetas fueron: longitud (L) 200 mm, diámetro de la probeta (D), 12.7 mm, diámetro a partir de la entalla (d) 9 mm, ver Fig. 3.

Figura 2 - Geometría de la probeta SEB.

Figura 3– Geometría de la probeta redonda con entalla circunferencial

(CNT).

3. Resultados y discusión

3.1. Metalografía

La metalografía de la varilla de refuerzo se muestra en la Fig. 4. La microestructura consta de perlita fina más ferrita. El tamaño de grano ASTM fue entre 6 y 7.

Figura 4. Microestructura de la varilla de refuerzo.



3.2. Pruebas de tensión uniaxial

En la Fig. 5 se gráfica las distintas curvas obtenidas al ensayar seis especímenes de varilla y en la Tabla 2 los resultados de cada uno de los ensayos. Se observa que los resultados de cada ensayo cumplen con el requisito de tensión de la norma NMX-B-506 [21], este requisito pide que el límite de fluencia debe de ser mínimo de 412 MPa y la resistencia última de 540 MPa. Cabe aclarar que la norma se aplica a varillas de sección completa de longitud al menos de 4 veces el diámetro

Figura 5. Resultados de los ensayos de tensión del acero de la varilla de

refuerzo.

Tabla 2 Promedio de las propiedades mecánicas obtenidas de los

ensayos de tensión uniaxial.

3.3. Ensayos de fractura.

Los ensayos de fractura se realizaron en la máquina Instron de 100 kN de capacidad. Se obtuvo la curva de carga versus COD, tanto para las probetas SENB como CNT. Las gráficas de las pruebas se dan en la Figs. 6 y 7. Para validar los resultados de tenacidad a la fractura se aplicó el criterio del espesor para la SENB y del diámetro para CNT, ver Tabla 4. En el caso de la integral J se obtiene un espesor mínimo de 4.37 mm para que se tenga un valor valido de tenacidad a la fractura, por lo tanto, al tener las probetas ensayadas un espesor mayor, se cumple el criterio.

Al comparar las graficas de la Figs 6 y 7, se nota que las probetas SENB requieren menor fuerza que las probetas CNT para que la probeta se fracture. No obstante, al calcular el valor crítico de J cuando la probeta alcanza el valor máximo

de carga, las probetas SENB presentan mayor tenacidad a la fractura (valor promedio de 79 MPa m1/2), ver Tabla 2, que las probetas CNT, teniendo una diferencia de el 33% con respecto al valor de KQ, obtenido por las ecs. (1)–(5), ver Tabla 3. Lo que implica que las probetas CNT subestima el valor de KIC, siendo estos valores mucho más conservadores que los obtenidos en la probeta SENB, a pesar de no haber sido preagrietadas los especimenes. Las diferencia entre los dos tipos de probeta, se atribuye al hecho de que las probetas CNT tienen mayor triaxilidad que las probetas SENB debido a que en las probetas CNT no tienen una región plástica comparadas a las probetas SENB. Además, la fuerza en las CNT avanza hacia el centro de la probeta a medida que avanza la fractura, todo lo contrario a lo que ocurre en las probetas SENB [11,14].

Figura 6. Resultados de los ensayos de fractura para obtener el valor

de la integral J.

Figura 7. Resultados de los ensayos de fractura para obtener la

tenacidad a la fractura en el valor máximo de carga.

0

200

400

600

800

1000

0 0.05 0.1 0.15 0.2

Esfu

erzo

(M

Pa)

Deformación (mm/mm)

Curva Esfuerzo vs Deformación

ENT1

ENT2

ENT3

Probeta E (MPa) Pmáx(kN) sys (MPa) sU (MPa) % e

ENT-1 186028 52.9 442.82 773.25 16.2

ENT-2 196667 51.92 450.29 786.75 19.4

ENT-3 218197 53.51 465 802.92 17.96

Promedio 200297.33 52.78 452.70 787.64 17.85

Desvest 16388.89 0.80 11.29 14.86 1.60

% C.V. 8.18 1.52 2.49 1.89 8.98

0

2

4

6

8

10

0 0.05 0.1 0.15 0.2

Car

ga (k

N)

COD (mm)

COD vs Carga

J2

J1



Tabla 2. Valor de tenacidad a la fractura estimada con el valor máximo de carga

y convertida a KJC.

Tabla 3. Resultados de la tenacidad a la fractura de los especímenes CNT.

Por otra parte, El valor de la tenacidad a la fractura reportado en la literatura de un acero de medio carbono; el cual, varía entre 33.3 y 50 MPa m1/2 con una estructura de normalizado [22, 23], al comparar estos valores con el resultado promedio de KQ, obtenido mediante las ecuaciones es del orden de 53.5 MPa m1/2, siendo un 7% mayor al reportado en la literatura. También se nota en la Tabla 3, una tendencia que a mayor resistencia a la tension con entalla (sNTS) la tenacidad se incrementa.

Con base a los resultados obtenidos en la Tabla 3 y considerando unicamente los valores promedios por cada una de las ecuaciones utilizadas, se obtuvo la Tabla 4, la cual indica si estos resultados cumplen con el criterio del diámetro. El valor que cumple con el criterio del diámetro es el obtenido por la ec. (5), que es el valor que concuerda con el reportado por la literatura para este tipo de acero.

Tabla 4. Validacion mediante el criterio del diámetro de las probetas

CNT.

Como es sabido, dependiendo del tamaño del radio de curvatura puede haber un efecto de la entalla en la tenacidad a la fractura [14], aunque en este trabajo se tenía la hipótesis inicial de que no debería haber un efecto de entalla, se corroboró midiendo antes de los ensayos el radio de curvatura

(⍴) de la entalla de las probetas, utilizando un microscopio electrónico de barrido, dando como resultado un valor promedio de 0.0675 mm. Con este valor y la razón de enromamiento de la entalla (α) se obtuvieron los factores de concentración de esfuerzos (kt1,kt2,kt) y los factores de corrección (C1,C2) [11,14]. Los factores de concentración de esfuerzos y corrección se definen en las siguientes ecs. (6)–(9).

𝑘𝑡 =||2𝐾𝐼

𝜎𝑁𝑇𝑆√𝜋𝜌 (6)

𝑘𝑡1 =2

√𝜋𝛼√

8π(1−𝛽)2

[5+3(1−𝛽)2]2 (7)

𝑘𝑡2 = √2

𝛼

1

2[1 +

1

2𝛽 +

3

8𝛽2 − 0.363𝛽3 + 0.731𝛽4] √1 − 𝛽 (8)

Donde: 𝛼 =𝜌

𝑑 ; 𝛽 =

𝑑

𝐷

𝐶1 =𝑘𝑡1

𝑘𝑡; 𝐶2 =

𝑘𝑡2

𝑘𝑡 (9)

En la Tabla 5 se muestran los valores obtenidos de los factores de concentración de esfuerzos y de correción, los cuales con estos últimos se determinó, de acuerdo a la ec. (10), un valor provisional de tenacidad a la fractura corregido: KQ1 o KQ2.

𝐾𝑄1 = 𝐶1𝐾𝑄; 𝐾𝑄2 = 𝐶2𝐾𝑄 ; (10)

Probeta Pf(kN) a0(mm) W(mm) B(mm) a/W f(a/W) KJC(MPa m1/2)

J1 8.66 9.00 20.00 10.00 0.45 2.29 81.49

J2 8.51 8.87 20.00 10.00 0.44 0.50 76.68

Promedio 8.59 79.09

Desvestand 0.08 2.41

C.V. 0.89 3.05

Ec(1) Ec(2) Ec(3) Ec(4) Ec(5)

ENF1 70.38 0.0127 0.0091 65.30 0.72 1077.91 0.0018 1.61 55.28 55.14 52.48 55.14 50.11

ENF2 70.98 0.0129 0.0096 71.72 0.74 989.63 0.0017 1.64 51.08 51.00 48.52 51.00 46.50

ENF3 68.06 0.0122 0.0089 62.07 0.73 1096.51 0.0016 1.63 54.96 54.86 52.19 54.86 49.94

ENF4 67.95 0.0125 0.0084 54.76 0.67 1240.89 0.0021 1.54 63.45 62.99 60.05 62.99 57.30

ENF5 67.95 0.0127 0.0092 65.76 0.72 1033.39 0.0018 1.61 53.11 52.97 50.41 52.97 48.14

ENF6 76.02 0.0130 0.0097 73.90 0.74 1028.68 0.0017 1.65 53.18 53.10 50.51 53.10 48.49

Promedio 70.22 0.0127 0.0091 65.58 0.72 1077.83 0.0018 1.62 55.17 55.01 52.36 55.01 50.08

Desvestand 2.86 0.0003 0.0004 6.28 0.03 80.73 0.0001 0.04 3.95 3.82 3.68 3.82 3.45

C.V. 4.08 2.27 4.84 9.57 3.48 7.49 8.25 2.34 7.15 6.95 7.02 6.95 6.88

Probeta Pf(kN) D d Area_d(mm2)KQ (MPa m1/2), Calculado por las ecuaciones.

d/D sNTS(MPa) a f(d/D)

KQ(MPa m1/2)D≥(KQ/sYS)2 Validez

sYS(MPa) 452.7 55.17 14.85 FALSO

D (mm) 12.7 55.01 14.77 FALSO

52.36 13.38 FALSO

55.01 14.77 FALSO

50.08 12.24 VERDADERO



Tabla 5. Valores de los factores de concentración de esfuerzos y de

correción.

En las Tablas 6 y 7 indican si el criterio del diametro se cumple para considerar si los valores provisionales corregidos de la tenacidad a la fractura se pueden considerar como un valor de tenacidad la fractura valido; es decir, un valor que no depende de la geometría ni del tamaño de probeta.

De la misma forma que en la Tabla 4, las Tablas 6 y 7 se percibe que la ec.(5) si cumple el criterio. Con todo este análisis, se deduce que debido a que los factores de corrección son cercanos al valor de 1, no hay un efecto de la entalla en la tenacidad a la fractura y, por lo tanto, se comprueba la hipotesis inicial.

Tabla 6. Validacion mediante el criterio del diámetro con el valor

provisional corregido KQ1de las probetas CNT.

Tabla 7. Validacion mediante el criterio del diámetro con el valor

provisional corregido KQ2de las probetas CNT.

3.4. Fractografía

El análisis fractográfico de las probetas SENB y CNT se realizó en el microscopio electrónico de barrido S-3700N marca Hitachi. En las Figs. 8 hasta la 12 se presentan las superficies de fractura de la probeta SENB y CNT, donde esta última dio el menor valor de tenacidad a la fractura.

Se observa en las diferentes fractografías que durante el avance de la fractura el micromecanismo de fractura no cambia en ambos tipos de probeta; es decir, se presenta el micromecanismo de cuasiclivaje. No obstante, que en el caso de las probeta SENB exista un preagrietamiento y una zona stretch al inicio de la fractura. Para la probeta CNT por no preagrietarse se presenta un inicio de fractura mediante el micromecanismo de coalescencia de microhuecos y posterior avance de la fractura como cuasiclivaje.

Figura 8. Fractografía de las probeta SENB.

Figura 9 Fractografía de la superficie de la fractura en el centro de la

probeta SENB.

Figura 10 Fractografía de la superficie de la fractura al final de la

probeta SENB.

No. Ecuación KQ_Promedio ρ α kt1 kt2 C1 C2

1 55.17 0.0000675 0.0074 7.08 7.04 1.005 0.998

2 55.01 6.97 7.09 0.983 0.975

3 52.36 7.01 6.88 1.019 1.011

4 55.01 7.35 7.02 1.046 1.038

5 50.08 7.08 7.06 1.004 0.996

ρ = radio de curvatura; ρ/d =α (razón de enromamiento de la entalla); kt1,kt2,kt, factores de concentración

de esfuerzos; C1, C2, factores de correción

No. Ecuación KQ_Promedio KQ1 corregido por C1 D corregido por C1≥ (KQ1/sYS)2 Validez

1 55.17 55.48 15.02 FALSO

2 55.01 54.07 14.26 FALSO

3 52.36 53.35 13.89 FALSO

4 55.01 57.54 16.15 FALSO

5 50.08 50.26 12.33 VERDADERO

No. Ecuación KQ_Promedio KQ2 corregido por C2 D corregido por C2≥ (KQ2/sYS)2 Validez

1 55.17 55.05 14.79 FALSO

2 55.01 53.66 14.05 FALSO

3 52.36 52.94 13.68 FALSO

4 55.01 57.08 15.90 FALSO

5 50.08 49.87 12.14 VERDADERO

Zona stretch

Cuasiclivaje

Cuasiclivaje Diagramas vaje

Coalescencia de microhuecos

Pregrieta por fatiga



Figura 11 Fractografía de la superficie del inicio de la fractura de la

probeta CNT.

Figura 12 Fractografía de la superficie de fractura en el centro de la

probeta CNT. Presenta un micromecanismo de fractura de cuasiclivaje.

4. Conclusión

La microestructura muestra que la varilla de refuerzo tiene las características típicas de un acero de medio carbono por tener mayor contenido de perlita fina que de ferrita.

Las propiedades en tensión uniaxial obtenidas con probetas normalizadas cumplen con los requisitos que pide la norma NMX B- 506; es decir, valores mínimos de límite de fluencia y resistencia última para este tipo de acero.

La tenacidad a la fractura obtenida con probetas SENB es mayor que la obtenida con las probetas CNT. Esto se atribuye al hecho de que en la geometría CNT se tiene una mayor triaxialidad.

De las 5 ecuaciones utilizadas para determinar la tenacidad a la fractura de las probetas con la geometría CNT, únicamente la ecuación 5 cumple con el criterio del diámetro e incluso con los valores corregidos de tenacidad a la fractura. Además, el valor obtenido concuerda con lo reportado en la literatura para este tipo de acero.

La fractografía mostró que no hay un cambio en los mecanismos de fractura entre las dos geometrías utilizada en este trabajo.

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