“Comportamiento y mecanismo de deformación en...

MEMORIAS DEL XXIII CONGRESO INTERNACIONAL ANUAL DE LA SOMIM 20 al 22 DE SEPTIEMBRE DE 2017 CUERNAVACA, MORELOS, MÉXICO

Tema A2a Materiales: Prueba Small Punch de Termofluencia

“Comportamiento y mecanismo de deformación en termofluencia del acero 5Cr-0.5Mo por medio de la Prueba Small Punch a 600 °C”

A. Ortiz-Mariscala*, M. L. Saucedo-Muñoza, V. M. Lopez-Hirataa, S. Komazakib

a Escuela Superior de Ingeniería Química e Industrias Extractivas (ESIQIE), IPN, Edificio 7, Unidad Profesional Adolfo Lopez Mateos, G.A.M.,

Lindavista, 07738, Ciudad de México. b Research Field in Engineering, Science and Engineering Area, Research and Education Assembly, Kagoshima University, Japan, 890-0065. *Autor contacto.Dirección de correo electrónico: [email protected]

R E S U M E N

La Prueba de Small Punch analiza las propiedades mecánicas de los materiales usando tamaños miniatura y sin necesidad

de remover componentes en servicio. Esta prueba se destaca por realizarse en estados biaxiales de esfuerzos, con poco

material por espécimen y realizándose en zonas localizadas. El comportamiento de termofluencia de los materiales se

estudia en base al tiempo de ruptura (tR) y al mínimo de velocidad de deflexión (�̇�𝑀) pero actualmente, para estudios de

termofluencia con pruebas en tensión; se ha propuesto un modelo basado en la etapa secundaria y terciaria de la

termofluencia. En este estudio se analizó el comportamiento y el mecanismo de deformación en termofluencia del acero

5Cr - 0.5Mo a 600 °C, considerando los valores elementales (tR - �̇�𝑀); así como el tiempo para el mínimo (tm) y la deflexión

en el mínimo (𝛿𝑚). En este estudio se encontró una constante basada en tm: (𝑡𝑚 𝑥 �̇�𝑀 = 1.12𝑥10−4) y una relación basada

en 𝛿𝑚: �̇�𝑀 = 4 𝑥10−4(𝛿𝑚/𝑡𝑚).

Palabras Clave: Prueba Small Punch, Termofluencia, Tiempo para el mínimo, Deflexión para el mínimo.

A B S T R A C T

The Small Punch test analyses the mechanical properties of the materials using miniaturized specimens and without

removing the component in service. The main advantages of the Small Punch test can be summarized as: the test has a

biaxial stress nature, it requires a small amount of material for specimens and it can be performed as a localized test.

Usually, the creep behaviour of the materials is studied based on the time-to-rupture (tR) and the minimum deflection rate

(�̇�𝑀); recently, the Small Punch test has been used for this purpose. In this study, it was analysed the creep behaviour and

deformation mechanism of the steel based not only in the elemental values (tR - �̇�𝑀) but also it was used the time to

minimum (tm) and deflection in minimum (𝛿𝑚). It was found a constant based on tm: (𝑡𝑚 𝑥 �̇�𝑀 = 1.12𝑥10−4) and a constant

based on (𝛿𝑚): �̇�𝑀 = 4 𝑥10−4(𝛿𝑚/𝑡𝑚).

Keywords: Small Punch test, Creep, Time to minimum, Deflection in minimum.

1. Introducción

La industria energética y la industria de procesos requiere de

materiales que trabajen a altas temperaturas y esfuerzos

constantes, con un tiempo de vida esperado de hasta 100,

000 h. Las condiciones de trabajo de dichos materiales han

variado conforme la demanda energética incrementó en la

década de los 50’s [1]. Estas condiciones de uso orillaron a

diseñar materiales que su resistencia a la ruptura sea mayor

en temperaturas de hasta 700 °C y trabajando con esfuerzos

constantes de hasta 50 MPa [2]. El análisis de estos

ISSN 2448-5551 MM 1 Derechos Reservados © 2017, SOMIM


materiales y su desempeño se relaciona a sus propiedades de

termofluencia. La termofluencia se define como la

deformación plástica que sufre un material en condiciones

de temperaturas cercanas al 40% de su temperatura de fusión

y a esfuerzos constantes.

La prueba Uniaxial de termofluencia convencional utiliza

especímenes cilíndricos con un diámetro de φ 6.00 mm y

una longitud calibrada de 30.00 mm. Un extensómetro se

posiciona en la longitud calibrada y la deformación se

registra por una computadora. Los resultados se grafican

como Deformación (ε) contra Tiempo (t). De los resultados

se obtienen dos valores elementales; tiempo de ruptura (tR)

y mínima velocidad de deformación ( 휀�̇� ). Usando estos

valores es posible extrapolar la información disponible y

calcular el tiempo restante de vida de los materiales

aplicando el parámetro de Larson-Miller [3-4], ver ec. (1).

PLM = 𝑇[Log[𝑡𝑅] + 𝐶] (1)

En la ecuación del parámetro de Larson-Miller (PLM), T es

la temperatura en Kelvin, tR el tiempo de ruptura del

espécimen y C una constante dada para el material de

análisis, para metales y aleaciones tiene un valor de 20.

Otra manera de extrapolar los resultados es utilizando la

relación de Monkman-Grant [5], ver ec. (2).

𝐿𝑜𝑔[𝑡𝑅] + 𝐿𝑜𝑔[휀�̇�] = 𝐶 (2)

Donde tR es el tiempo de ruptura, 휀�̇� es la mínima velocidad

de deformación y C una constante calculada a partir de la

misma ecuación.

En la ec. (1) se busca relacionar distintas condiciones de

trabajo de un material mediante el valor del PLM y así

extrapolar los resultados para tiempos de ruptura variados a

temperaturas distintas. La ec. (2) tiene como objetivo

predecir el tiempo de ruptura basado en la mínima velocidad

de deformación.

Las ecuaciones anteriores son el fundamento para obtener

las propiedades de termofluencia de los materiales y

consideran que los materiales siguen exactamente las tres

etapas de la termofluencia: etapa transitoria (primaria), etapa

estacionaria (secundaria) y etapa de aceleración a la fractura

(terciaria).

Cuando se realizan pruebas Uniaxiales, la gráfica

muestra una etapa transitoria de corta duración, una etapa

estacionara de mayor duración que todas las etapas y la etapa

de aceleración con una duración menor que la secundaria,

como se observa en la Fig. 1. El Prof. Abe [6], describe a la

termofluencia como un estudio se debe enfocar en el

comportamiento de la etapa secundaria y terciaria, así como

el mecanismo de deformación basados en el tiempo que

tarda en alcanzar el mínimo (tm) y la deformación en el

momento de alcanzar la mínima velocidad de deformación

(εm).

Figura 1 – Gráfica de Deformación (ε) contra Tiempo (t), curva típica

de termofluencia

Analizando esos conceptos en un acero modificado con

9Cr-1Mo, el Prof Abe concluyó que:

휀�̇� es inversamente proporcional al tiempo

necesario para alcanzar la mínima velocidad,

ver ec. (3)

휀�̇� = 0.54(휀𝑚/𝑡𝑚) (3)

El tiempo de ruptura se relaciona mediante la ec.

(4), donde g es una constante innata del material.

𝑡𝑅 = 𝑔𝑡𝑚 (4)

La ecuación de Monkman-Grant pierde su

precisión al predecir tiempos de ruptura

prolongados. Esto se debe al comportamiento de

las etapas secundaria y terciara del material.

La prueba Small Punch se implementó como una prueba

confiable para obtener las propiedades de los materiales

(tenacidad a la fractura, de termofluencia y de Temperatura

de Transición Dúctil-Frágil). En esta prueba se utilizan

especímenes miniatura colocados en un portamuestras y

deformados por un balín al aplicar una carga hasta fracturar,

ver Fig. 2 (a). Los datos de la prueba son registrados por una

computadora y se grafican como Deflexión (δ) contra

Tiempo (t), ver Fig. 2 (b). La curva obtenida presenta

claramente las tres etapas de termofluencia. A diferencia de

la Prueba Uniaxial, la Prueba Small Punch se realiza

mediante un estado de esfuerzos biaxiales. Esto conlleva

tiempos de ruptura más cercanos a la realidad ya que los

componentes en servicio no sufren solamente de esfuerzos

en una sola dirección.

Al analizar materiales por la prueba Small Punch, es

necesario realizar una conversión entre la carga (N) aplicada

y un esfuerzo equivalente (σ) para comparar los resultados

obtenidos contra resultados de la prueba Uniaxial. Esta

conversión se muestra en la ec. (5).

𝐹 = 𝛼𝜎 (5)

Donde F es la carga aplicada en la prueba Small Punch,

σ es el esfuerzo y α la constante de conversión obtenida a

partir de datos experimentales [7-8].



Figura 2 – (a) Esquema del portamuestras usado en Small Punch; (b)

Gráfica típica de termofluencia obtenida por Small Punch.

Hasta el momento, no existe artículo que describa la etapa

secundaria y terciaria de la termofluencia de la prueba Small

Punch con los valores descritos por el Prof. Abe.

Por lo anterior, el objetivo de este trabajo es obtener las

constantes de las ecuaciones (3) y (4) para la pruebas de

termofluencia mediante la prueba Small Punch en un acero

5Cr-0.5Mo a 600 °C. El material se estudió en el estado

original y en estados envejecidos isotérmicamente a 600 °C

para simular condiciones de trabajo.

2. Material y metodología experimental

El material de estudio es un acero A387 Gr5 C2 o 5Cr-

0.5Mo. En estado original, este acero recibió de fábrica un

tratamiento térmico de normalizado a 950 °C y un

tratamiento térmico de revenido a 770 °C. La

microestructura en estado original consiste de una matriz

ferrítica con precipitados M23C6, homogéneamente

distribuidos en la matriz. Parte del material recibió un

tratamiento de envejecido isotérmico a 600 °C para simular

las condiciones típicas de uso de este material. Los tiempos

de envejecidos presentados en este estudio son: 100 h, y

6000 h.

Las pruebas de termofluencia por Small Punch se

realizaron usando especímenes de disco tipo TEM con

dimensiones de: φ 3.00 x 0.25 mm. Los especímenes se

obtuvieron de un cilindro de φ 3.00 x 16.00 mm, del cual se

seccionaron especímenes con un espesor de 0.35 mm. A

partir de ahí, el espesor se redujo cuidadosamente con papel

lija de carburo de silicio desde el grado 800 hasta 2400. La

superficie final del espécimen se pulió con solución de

Alúmina de 0.3 µm hasta obtener un acabado tipo espejo.

El equipo de termofluencia para Small Punch se muestra

en la Fig. 3. En la máquina es posible ensayar tres

especímenes usando tres portamuestras; ver Fig. 3 (b), con

la posibilidad de realizar cargas distintas en cada uno.

Figura 3 – Máquina de termofluencia para Small Punch, (a) Horno,

(b) Portamuestras y (c) Mecanismo de carga.

La temperatura de prueba en el equipo de Small Punch se

estabilizó por 4 h y se mantuvo a 600 °C. La prueba se

realizó en una atmósfera controlada por gas Argón con una

pureza de 99.99%. Las cargas constantes de análisis para

todas las condiciones son: 67.5, 75, 80, 85 y 100 N.

De los resultados obtenidos por la prueba Small Punch de

termofluencia, se obtuvieron gráficas de Deflexión (δ) –

Tiempo (t), Velocidad Mínima de Deflexión (�̇�𝑀) – Tiempo

(t), Velocidad Mínima de Deflexión (�̇�𝑀) – Tiempo para el

mínimo (tm) y Velocidad Mínima de Deflexión ( �̇�𝑀 ) –

Deflexión en el mínimo (δm).

3. Resultados y Discusión

La figura 4 muestra las curvas de termofluencia obtenidas

en tres condiciones de las cuatro analizadas en este estudio

por la prueba Small Punch. En la Fig. 4 (a) se muestran los

resultados en el estado original, donde a 67.5 N el tiempo de

ruptura promedio fue de 250 h y a 99.6 N, el tiempo de

ruptura promedio fue de 9 h. La Fig. 4 (b) muestra las curvas

de termofluencia obtenidas en la condición de 100 h, donde

a 67.5 N el tiempo de ruptura promedio fue de 249.5 h y a

99.6 N el tiempo de ruptura promedio fue de 25.93 h. En la

condición de 6000 h; ver Fig. 4 (c), las curvas de

termofluencia muestran que a 67.5 N el tiempo de ruptura



promedio fue de 43.64 h y a 99.6N el tiempo de ruptura

promedio fue de 0.675 h.

De los resultados anteriores, se observa que conforme el

tiempo de envejecido aumenta, se reduce la resistencia a la

ruptura del material, ver Fig. 5. Por lo tanto, cada condición

sufre una deformación distinta aunque presenten un mismo

mecanismo.

Figura 4 – .Curvas de deflexión (δ) – tiempo (t) obtenidas por Small

Punch en el acero 5Cr-0.5Mo en: (a) Estado Original, (b) 100 h y (c)

6000 h de envejecido.

Figura 5 – .Gráfica de carga (F) - tiempo de ruptura (tR) en todas las

condiciones estudiadas.

La velocidad de deflexión (�̇�) se obtiene de la derivación

de la deflexión en el instante de análisis, ver ec. (6).

�̇� = 𝑑𝛿/𝑑𝑡 (6)

La curva típica de velocidad de deflexión (�̇�) – tiempo (t)

se muestra en la Fig. 6. El punto donde la derivada de la

Velocidad de deflexión es igual a cero se llama mínima

velocidad de deflexión (�̇�𝑀), ver ec. (7).

0 = 𝑑�̇�/𝑑𝑡 (7)

Cuando el material alcanza el mínimo de velocidad de

deflexión, en ese instante se obtiene el tiempo para la

mínima velocidad de deflexión (tm) y la deflexión en el

mínimo (δm), ver Fig. 6.

La velocidad mínima de deflexión es inversamente

proporcional a tm, como se muestra en la Fig. 7. De esa

relación se derivó la ec. (8).

�̇�𝑀 = 1.12 𝑥 10−4/𝑡𝑚 (8)

Figura 6 – .Gráficas de (a) velocidad de deflexión (�̇�) – tiempo (t) y (b)

logaritmo de velocidad deflexión (�̇�) – deflexión (δ).



Figura 7 – .Gráfica de mínima velocidad de deflexión (�̇�𝑴) – tiempo

para el mínimo (tm).

La relación entre las dos variables descritas

anteriormente tiene una línea única, independientemente de

la condición de análisis. Este comportamiento de

deformación en termofluencia del material fue descrito por

varios autores [6, 9], considerando pruebas uniaxiales en el

análisis y diferentes materiales. Ellos concluyeron que este

tipo de comportamiento es independiente de la condición y

la temperatura y que para pruebas uniaxiales la relación

resultante es igual a la ec. (9).

�̇�𝑀 = 1.00 𝑥 10−2/𝑡𝑚 (9)

Comparando las ec. (8) y (9), el orden de la constante es

mucho menor en los resultados de la prueba Small Punch.

Esta diferencia de órdenes se debe a la naturaleza de

esfuerzos biaxiales de la prueba Small Punch. Es posible que

esto ocurra debido a que en pruebas uniaxiales la

deformación solamente ocurre en un eje. En el caso de la

prueba Small Punch, la deformación simultánea en dos ejes

distintos retrasa la finalización de la etapa estacionaria. Lo

que se espera de la relación �̇�𝑀 – tm, es que al reducirse la

mínima velocidad de deflexión, el tiempo para el mínimo

aumentará.

La Fig. 8 describe el comportamiento de deformación del

acero 5Cr-0.5Mo en la relación �̇�𝑀 – dm. Se observa que

conforme se reduce la mínima velocidad de deflexión, la

deflexión en el mínimo incrementa.

Comparando los resultados obtenidos para la prueba

Small Punch contra lo reportado en la literatura para la

prueba Uniaxial; existe una diferencia entre la relación de la

mínima velocidad de deflexión contra la deflexión en el

mínimo. La Prueba Uniaxial presenta una pendiente

positiva, la cual explica que conforme la mínima velocidad

de deformación se reduce, la deformación en el mínimo

también se reduce [6]. Este comportamiento lineal no aplica

Figura 8 – .Gráfica de Mínima velocidad de deflexión () – Deflexión

en el mínimo (dm).

para la prueba Small Punch, ya que se observó que la

pendiente es negativa y al reducirse la mínima velocidad de

deflexión, la deflexión en el mínimo incrementa. Esta

diferencia entre la deformación en el mínimo para ambas

pruebas se explica graficando el esfuerzo equivalente

obtenido por el Método de Elementos Finitos (FEM) para la

prueba Small Punch en el momento del mínimo de velocidad

de deflexión contra el esfuerzo en el momento de aparición

de la mínima velocidad de deformación, ver Fig. 9. Los

esfuerzos equivalentes de la prueba Small Punch son más

altos que los esfuerzos de la prueba Uniaxial. Esa diferencia

en esfuerzos se debe a la naturaleza de esfuerzos biaxiales

de la prueba Small Punch y como consecuencia; a diferencia

de la prueba Uniaxial, los especímenes ensayados sufrirán

de una mayor deformación antes de alcanzar el mínimo.

Con respecto a la etapa de aceleración a la fractura, se

reportó que esta dura 2.7 más que la etapa estacionaria

siendo esto válido solamente para la prueba Uniaxial, ver ec.

(10).

(𝑡𝑅 − 𝑡𝑚) = 2.7𝑡𝑚 (10)

En el caso de la prueba Small Punch, debido a la

naturaleza del ensayo de termofluencia y como

consecuencia de la duración de la etapa estacionaria; la etapa

de aceleración dura alrededor del 10% del tiempo total de la

etapa secundaria, ver ec. (11).



Figura 9 -. Comparación entre el esfuerzo equivalente obtenido por la

Prueba Small Punch y el Esfuerzo de la Prueba Uniaxial en el mínimo

de velocidad de deflexión.

(𝑡𝑅 − 𝑡𝑚) = 0.099𝑡𝑚 (10)

La ec. (10) describe el comportamiento de deformación

en la etapa de aceleración para el estado original del acero

5Cr-0.5Mo. La Fig. 10 grafica la duración de la etapa de

aceleración (tR – tm) contra el tiempo para el mínimo (tm). Se

observa que el tiempo hacia la ruptura,+ incrementa

proporcionalmente conforme incrementa el tiempo para el

mínimo, al menos para el material original. Para las

condiciones envejecidas, debido a que existe una reducción

en la resistencia a la ruptura, el tiempo hacia la ruptura es

mucho menor comparado con la condición original. La

condición envejecida por 100 h se describe solamente por

una ecuación polinómica; ver ec. (11), y la condición

envejecida por 6000 h se ajusta linealmente con un

coeficiente de determinación ligeramente más alto que en la

condición original del material, ver ec. (12).

(𝑡𝑅 − 𝑡𝑚) = 1𝑥10−6𝑡𝑚 − 0.0004𝑡𝑚 + 0.034 (11)

(𝑡𝑅 − 𝑡𝑚) = 0.13𝑡𝑚 (12)

La diferencia que existe entre las distintas condiciones

analizadas en este trabajo y su etapa de aceleración a la

ruptura se debe a la diferencia microestructural entre ellas.

En la condición original, el material presenta precipitados

distribuidos homogéneamente sobre una matriz ferrítica. En

los casos envejecidos se ha reportado que conforme aumenta

el tiempo de envejecido, los precipitados engrosan en los

límites de grano y se reduce la densidad de los mismos. [10]

Por lo anterior, se piensa que a 100 h de envejecido existe

una mayor densidad de precipitados en etapa de nucleación

y crecimiento. Y para la condición envejecida por 6000 h, la

densidad de los precipitados se reduce hasta igualar la

densidad del material original, fomentando que su

comportamiento sea lineal, similar al estado original.

Figura 10 -. Gráfica de tiempo hacia la ruptura (tR – tm) contra

tiempo hacia el mínimo ™.

Figura 11 -. Gráfica de Mínima Velocidad de Deflexión (�̇�𝑴) contra

el coeficiente δm/tm.

La Fig. 11 describe la dependencia de la Mínima

Velocidad de Deflexión (�̇�𝑀) contra el coeficiente δm/tm. Los

datos graficados en la Fig. 11 siguen una tendencia lineal

que se describe en la ec. (13).

(�̇�𝑀) = 0.0004(𝛿𝑚/𝑡𝑚) (13)

La ec. (13) indica que con la reducción de la carga, tm

incrementa varios órdenes de magnitud, pero el

decrecimiento de δm solamente sucede en el orden de una

magnitud. Con lo anterior se deduce que la Mínima

Velocidad de Deflexión depende principalmente del tiempo

hacia el mínimo. Esto retarda la aparición del mínimo e

incrementa el tiempo de ruptura.



Figura 12 -. Imágenes de SEM tomadas a 1000X de especímenes

ensayados por la prueba (a) Small Punch y (b) Uniaxial de

termofluencia en el acero 5Cr-0.5Mo.

La Fig. 12 muestra la microestructura del material

después de la prueba. La Fig. 12 (a) presenta la

microestructura en la punta de la zona de fractura, de un

espécimen ensayado a 75 N por la prueba Small Punch. Se

observan granos alargados orientados hacia la dirección de

la deformación sufrida por el balín. Debido a ello, en esa

zona es posible observar la formación de cavidades

características de la termofluencia. En la Fig. 12 (b) se

muestra la microestructura de un espécimen ensayado a 88

MPa por la prueba Uniaxial de termofluencia. La zona de

análisis es cercana al punto de fractura donde se redujo el

diámetro del espécimen. Aunque se aprecia la deformación

del grano con una orientación preferencial, no se observa

claramente la presencia de cavidades. Esta diferencia

microestructural se asocia principalmente a una degradación

mayor en el espécimen para Small Punch debido a su

naturaleza de esfuerzos biaxiales, facilitando la aparición de

cavidades. El modo de fractura presente en ambos

especímenes es transgranular; solamente en la Fig. 12 (a) se

aprecia claramente lo anterior. Finalmente, el espécimen de

la prueba Small Punch sufrió una reducción de espesor del

72 % y el espécimen de la prueba Uniaxial redujo su espesor

un 64%. Esto concuerda con lo dicho en las Fig. (7) y (8);

esperando en la prueba Small Punch una mayor deformación

del espécimen.

4. Conclusión

El comportamiento y mecanismo de deformación en

termofluencia de un acero 5Cr-0.5Mo fue evaluado

mediante la prueba Small Punch a 600 °C. Las principales

obtenidas en este trabajo son:

A diferencia de la prueba Uniaxial, la etapa

estacionaria de termofluencia es más

prolongada y ocurre a una menor mínima

velocidad de deflexión, siguiendo la relación:

�̇�𝑀 = 1.12 𝑥 10−4/𝑡𝑚.

La etapa de aceleración a la ruptura transcurre

en menor tiempo en la prueba Small Punch

comparado contra la prueba Uniaxial. Esta se

relaciona de la siguiente manera: (𝑡𝑅 − 𝑡𝑚) =0.099𝑡𝑚.

La etapa de aceleración hacia la ruptura presenta

una tendencia lineal en el estado Original y en

las condiciones envejecidas cada estado

presenta su propia tendencia hacia la ruptura.

La duración de la etapa secundaria y terciaria

para la prueba Small Punch es consecuencia de

su naturaleza de estados biaxiales.

La mínima velocidad de deflexión es afectada

principalmente por el tiempo hasta el mínimo

que por la deflexión en el mínimo, y los valores

se relacionan de la siguiente manera: (�̇�𝑀) =0.0004(𝛿𝑚/𝑡𝑚).

La microestructura presente en el espécimen

ensayado a 75 N por la prueba Small Punch,

presenta una mayor degradación

microestructural con presencia de cavidades de

termofluencia. La deformación sufrida en el

espesor es mayor que aquella presente en el

espécimen de la prueba Uniaxial.

(a)

(b)

25 µm



Agradecimientos

Los autores están sumamente agradecidos con el apoyo

recibido por el Prof. Komazaki, proporcionando el equipo

de termofluencia para la prueba Small Punch. Además se

agradecen los apoyos recibidos por CONACYT y la SIP-

IPN.

REFERENCIAS

[1] R. Viswanathan, Damage mechanisms and life assessment of high-temperature components (2nd ed), Ohio: ASM International (1993).

[2] H. Nakashima, S. Yamazaki, M. Mitsuhara, CAMP-ISIJ Meeting, 28 (2015), 867.

[3] M. Sakamoto, H. Yoshizu, Japanese Society of Materials Science, 41, (1992), 1655.

[4] G. Dieter, Mechanical metallurgy, (1st Ed.), UK, McGraw Hill (1988).

[5] F. Dobes, Materials Science & Engineering A,336, (2002), 245.

[6] F. Abe, Metallurgical & Materials Transactions A, 46 (2015) 5610.

[7] S. Komazaki, T. Kato, Materials at high temperatures, 27(3), (2010), 205.

[8] Naveena, Materials Science & Engineering A, 676, (2016), 100.

[9] S. Spigarelli, Scripta Mater., 37(4), (1997), 399. [10] J. N. Mohapatra, A. K. Panda, NDT & E International,

40, (2007), 173-178. [11] T. Nakata, S. Komazaki, Materials Science &

Engineering A, 666, (2016), 54-60. [12] C. S. Jeong, S. Y. Bae, Materials Science &

Engineering A, 449-451, (2007), 155-158. [13] B. Gülcimen, P. Hahner, Materials Science &

Engineering A, 588, (2013), 125-131. [14] J. N. Mohapatra, A. K. Ray, Journal of Magnetism &

Magnetic Materials, 40, (2007), 173-178. [15] D. Andrés, R. Lacalle, Materials & Design, 96, (2016),

122-130.


“Comportamiento y mecanismo de deformación en...

Documents

Transcript of “Comportamiento y mecanismo de deformación en...