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Recibido: 03-06-2011 ; Revisado: 12-09-2011
Aceptado: 22-10-2011 ; Publicado: 26-10-2011
1 pISSN: 0255-6952 | eISSN: 2244-7113
Rev. LatinAm. Metal. Mat. 2012; 32 (2): pp-pp

DETERMINACIÓN DE LA TENACIDAD A LA FRACTURA DEL MATERIAL DE UN
GASODUCTO
Ariel E. Matusevich1,2*, Reinaldo A. Mancini1,2, Alejandro J. Giudici2,3
1: Laboratorio de Ensayos Mecánicos, Instituto Nacional de Tecnología Industrial (INTI Córdoba), Córdoba, Argentina
2: Facultad de Ciencias Exactas Físicas y Naturales, Universidad Nacional de Córdoba, Córdoba, Argentina
3: Gerencia Técnica Operativa, Distribuidora de Gas del Centro Sociedad Anónima, Córdoba, Argentina
* e-mail: ariel.matusevich@gmail.com

RESUMEN
En este trabajo se presenta la evaluación de la tenacidad a la fractura del material del Gasoducto Ferreyra, una de las
alimentaciones de gas natural de la ciudad de Córdoba en Argentina, que ha estado en funcionamiento durante más de
cuarenta años. Se obtuvieron los factores de intensidad de tensión críticos (KIc) del material del cordón de soldadura del
ducto y de su material base, para un rango de temperaturas que abarca la parte inferior de la zona de transición dúctil-frágil
y las regiones de comportamiento dúctil y frágil. La determinación del parámetro KIc se realizó en forma indirecta, a través
de correlaciones empíricas entre la tenacidad a la fractura y los resultados de ensayos de impacto Charpy sobre probetas
estándar. Debido al espesor del caño estudiado, no fue posible extraer probetas de impacto de dimensiones estándar. Por
ese motivo, se utilizaron probetas no-estándar y se convirtieron los resultados de los ensayos a valores de energía estándar,
mediante expresiones apropiadas. Se muestra que las propiedades fractomecánicas del material del cordón de soldadura
del gasoducto son inferiores a las de su material base.
Palabras Claves: Tenacidad a la fractura, gasoductos, ensayo de impacto Charpy, factor de intensidad de tensión crítico.

FRACTURE TOUGHNESS EVALUATION OF A NATURAL-GAS PIPELINE MATERIAL
ABSTRACT
This paper presents the fracture toughness evaluation of the Ferreyra natural-gas pipeline, which has been in service in the
city of Córdoba, Argentina, for more than forty years. For the pipeline under analysis, we obtained the critical stress-
intensity factors (KIc) of the pipe body and its weld seam, in a temperature range that included the lower part of the transition
region, the upper shelf and the lower shelf. The determination of KIc was carried out indirectly, through empirical
correlations between fracture toughness and standard Charpy V-notch impact test results. Because the wall thickness of the
pipe under analysis did not allow the preparation of standard size Charpy V-notch specimens, impact tests were executed
using subsize specimens. Impact energy results were converted to standard Charpy energy values using appropriate
formulas. We show that the fractomechanical properties of the pipe weld seam are lower than those of the pipe body.
Keywords: Fracture toughness, gas pipes, Charpy V-notch impact test, critical stress-intensity factor.

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1. INTRODUCCIÓN
La existencia de defectos en gasoductos ha
producido, a lo largo de la historia, numerosas fallas
que van desde pequeñas fugas del fluido a grandes
desastres con consecuencias catastróficas para la
población. Argentina cuenta con sistemas de
transporte y distribución de gas que operan desde
mediados del siglo pasado, en general con un alto
grado de fiabilidad. No obstante, han ocurrido
algunos accidentes con consecuencias fatales.
Los defectos en cañerías pueden dividirse en tres
categorías: i) defectos volumétricos, causados
generalmente por corrosión, que involucran una
pérdida de espesor de la pared del ducto, ii) defectos
geométricos, como abolladuras o arrugas, que son
deformaciones permanentes de la circunferenciali-
dad de la sección transversal de la cañería y iii)
defectos planos, tales como una fisura externa, una
discontinuidad interna plana o una falta de fusión en
la soldadura longitudinal.
Cuando una cañería presenta un defecto plano (del
tipo de una fisura), se puede relacionar la tensión
nominal de falla del material con la tensión de flujo
(promedio entre la tensión de fluencia y la
resistencia a la tracción del material) y el factor KIc
de tenacidad a la fractura [1]. Resulta entonces
necesario, para analizar el comportamiento
mecánico de la cañería, la determinación del
parámetro KIc. Dicho parámetro se define como el
factor de intensidad de tensión crítico, en
condiciones de deformación plana, aplicación lenta
de la carga y comportamiento elástico lineal [2].
Bajo las mismas condiciones mencionadas, pero con
aplicación de la carga en forma dinámica o por
impacto, el parámetro se conoce como KId [2].
La determinación experimental de KIc, siguiendo la
norma ASTM E399 [3], es técnicamente compleja y
muy costosa, ya que involucra el maquinado de
probetas de geometrías complicadas bajo tolerancias
muy estrictas. Además, no siempre resulta posible
preparar las probetas, si el material analizado no
posee las dimensiones apropiadas. Por ese motivo,
es una práctica aceptada la determinación de KIc en
forma indirecta a través de expresiones empíricas
que relacionan la tenacidad a la fractura con los
resultados de los ensayos de impacto Charpy, más
sencillos y económicos de realizar. Uno de los
procedimientos empíricos más difundidos es el de
Barsom y Rolfe [2], el cual se utiliza en este trabajo.
Es importante destacar que las correlaciones
mencionadas están referidas a los resultados de
energía de impacto Charpy obtenidos con probetas
de dimensiones estándar y entallas en “V” [4], los
cuales se designan usualmente con la sigla CVN
(del inglés “Charpy V notch”). Cuando no es posible
utilizar probetas de dimensiones estándar, se deben
transformar los resultados obtenidos a valores de
energía CVN mediante expresiones apropiadas.
En este trabajo se evalúa la tenacidad a la fractura
del material de un gasoducto, en base a los
resultados de energía impacto Charpy realizados
sobre probetas de dimensiones no-estándar. El
material estudiado pertenece al Gasoducto Ferreyra,
una de las alimentaciones de gas natural de la ciudad
de Córdoba (Argentina), que ha estado en servicio
durante más de cuarenta años. Esta cañería fue
construida usando soldadura de resistencia eléctrica
(ERW). Además, por la fecha estimada de
fabricación del tubo (año 1960), en la fabricación se
utilizó corriente eléctrica de baja frecuencia menor
que 360 Hz [5]. Se comparan los resultados de la
tenacidad a la fractura obtenidos para el material
base del caño y su cordón de soldadura. Se muestra
que las propiedades fractomecánicas del material del
cordón de soldadura son inferiores a las del material
base. Los resultados obtenidos se utilizaron para
analizar el comportamiento mecánico del gasoducto
ante la presencia de fisuras [6].
2. PARTE EXPERIMENTAL
El material estudiado en este trabajo se extrajo de un
caño de 273 mm (10¾”) de diámetro exterior, 5,16
mm de espesor nominal y 1270 mm de largo. Estas
dimensiones no permiten la preparación de probetas
para la determinación de KIc según la norma ASTM
E399 [3].
El material del cuerpo del caño se caracterizó
mediante análisis químico. Se extrajeron probetas,
del material cuerpo del caño y de su cordón de
soldadura, para la realización de ensayos de tracción
a temperatura ambiente y ensayos de impacto
Charpy a diferentes temperaturas. Los resultados de
los ensayos de tracción e impacto se utilizaron para
obtener, mediante la metodología de Barsom y
Rolfe [2], la tenacidad a la fractura KIc del material
base del caño y del material del cordón de soldadura
en un rango de temperaturas que abarca la parte
inferior de la zona de transición dúctil-frágil y las
regiones de comportamiento dúctil y frágil. En esta
sección se detallan los ensayos realizados y se

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describe la metodología utilizada para obtener KIc.
2.1 Ensayo de tracción
Se realizaron ensayos de tracción a temperatura
ambiente según la norma ASTM E8 [7], mediante
una máquina de ensayos INSTRON 4486. Se
ensayaron dos muestras del material base y dos
muestras del cordón de soldadura. Se determinaron
los siguientes parámetros característicos:
• resistencia a la tracción (Rm),
• límite convencional de fluencia para una
deformación plástica de 0,2 % (Rp0,2),
• tensión para una deformación total especificada
de 0,5 % (Rt0,5) y
• alargamiento porcentual de rotura (A).
2.1.1 Orientación de las probetas de tracción
Las probetas fueron extraídas en sentido transversal
al eje del caño, una de las orientaciones previstas en
la norma API 5L [8]. Las probetas del material base
y del cordón de soldadura se ubicaron a 180º una
respecto de la otra.
2.2 Ensayo de impacto Charpy
Para la realización de los ensayos de impacto
Charpy según la norma ASTM E23 [4], se utilizó
una máquina de ensayo Wolpert-Amsler tipo PW
30/15 que posee dos niveles de energía inicial, 300 J
y 150 J. Se empleó en este trabajo el nivel menor,
cuya resolución para energías absorbidas menores
que 5 J es 0,2 J. Se realizaron ensayos, por
duplicado, a las siguientes temperaturas: -35 ºC, -25
ºC, -10 ºC, -5 ºC, 0 ºC, 5 ºC, 22 ºC, 50 ºC y 70 ºC.
Estas temperaturas se eligieron a medida que se
efectuaban los ensayos con el objetivo de abarcar las
regiones de comportamiento dúctil, de transición
dúctil-frágil y frágil. Las temperaturas se lograron
introduciendo las probetas en un baño termostático;
para alcanzar las temperaturas bajo cero se utilizó
una solución de alcohol etílico y nitrógeno líquido.
2.2.1 Probetas para el ensayo de impacto
Se prepararon probetas de impacto Charpy del
cordón de soldadura y del material base del caño. La
orientación de las probetas se muestra en forma
esquemática en la Figura 1.
Debido al espesor del caño analizado, no resultó
posible preparar las probetas de dimensiones
estándar de acuerdo a la norma ASTM E23 [4]; se
utilizó una probeta no estándar tipo A, seleccionada
de la Figura A3.1 de dicha norma.

Figura 1. Orientación de las probetas de choque.
Un croquis de las dimensiones características de una
probeta de choque se observa en la Figura 2. En la
Tabla 1 se listan las dimensiones de la probeta
utilizada en comparación con las dimensiones de la
probeta estándar; como se observa, ambas probetas
difieren en el ancho C y en la profundidad de la
entalla h.

Figura 2. Dimensiones características de la probeta de
impacto Charpy.
Tabla 1. Dimensiones de la probeta de choque.
Dimensión Probeta
Estándar
Probeta
utilizada
L [mm] 55 55
B [mm] 10 10
C [mm] 10 3
α [º] 45 45
h [mm] 2 0,61
R [mm] 0,25 0,25
2.2.2 Corrección por tamaño
Para convertir los valores de energía obtenidos con
las probetas no-estándar a valores CVN (probeta
estándar), se utilizó el siguiente factor de
normalización [9]:

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2
,
t
BbNF
K L
 
=  
′ 
(1)
donde B es el espesor de la probeta, b es el espesor
debajo de la entalla (ligamento), K’t es el factor de
concentración de tensiones modificado y L es la
longitud de la probeta. Según el análisis que realizan
Chao et al. [10] sobre la expresión (1), la fórmula
puede aplicarse en las regiones de transición dúctil-
frágil y frágil de la curva de energía de impacto
versus temperatura. Puede usarse también en la zona
dúctil de la curva para espesores (B) de la probeta
mayores que 5 mm (en nuestro caso B = 10 mm).
Usando esta normalización, la energía “Eestándar” de
la probeta estándar está relacionada con la energía
“Eno-estándar” de la probeta no-estándar de la siguiente
forma:
( ) ( )
estándar no-estándar
2 2
estándar no-estándar
.
t t
E E
Bb K L Bb K L
=
′ ′
(2)
Dado que el único parámetro que varía en nuestro
caso es la longitud b del ligamento (b = C – h), se
obtiene el siguiente factor de corrección:

( )
( )
( )
( )
2
estándar
estándar no-estándar2
no-estándar
2
no-estándar no-estándar2
10 2
11,2043 ,
3 0,61
b
E E
b
E E
= =
−
= =
−
(3)
que permite transformar los valores de energía
obtenidos con la probeta no-estándar a valores de
energía CVN.
2.3 Correlación entre la tenacidad a la fractura
KIC y la energía de impacto CVN
Se describe a continuación la metodología propuesta
por Barsom y Rolfe [2] para relacionar los
resultados de los ensayos Charpy convencionales
(energía CVN) con valores de la tenacidad a la
fractura KIc. Dicha metodología es aplicable a
distintas zonas de la curva de CVN versus
temperatura. Para la mitad inferior de la curva
(comienzo de la transición dúctil-frágil y parte frágil
de la curva), involucra dos etapas:
1. Convertir los valores de energía CVN a valores
de tenacidad a la fractura KId mediante la
siguiente expresión:
( )d 5 , [psi in ],IK E CVN= (4)
donde E es el módulo del Young del material en
psi y la energía CVN está expresada en ft-lb.
2. Usar la siguiente expresión para calcular la
variación de temperaturas entre KId y KIc:

( )0,2[215 1,5 ] 32
, [ºC],
1,8
p
s
R
T
− −
= (5)
donde Rp0,2 es el límite convencional de fluencia
del material expresado en ksi.
Para convertir los valores de energía CVN de la
zona dúctil de la curva a valores de tenacidad a la
fractura KIc, se utiliza la correlación de Rolfe-
Novak-Barsom [2],

0,2
Ic 0,2
0,2
5 CVN , [ksi in ],
20
p
p
p
R
K R
R
 
= −  
(6)
donde Rp0,2 es el límite convencional de fluencia en
la zona dúctil, en ksi, y CVN está expresado en ft-lb.
3. RESULTADOS Y DISCUSIÓN
3.1 Ensayos de tracción y análisis químico
En la Tabla 2 se listan los valores promedio
obtenidos para los parámetros Rm, Rp0,2, Rt0,5 y A.
Los resultados de las tensiones Rm, Rp0,2 y Rt0,5 están
expresados en megapascales y también en libras-
fuerza por pulgada cuadrada (valores entre
paréntesis). Se incluye en la última columna de la
tabla, la diferencia porcentual (% de cambio) entre
los parámetros del cordón de soldadura y el material
base, a través de la siguiente expresión:
% 100%,Cs MbCs Mb
Mb
Parámetro Parámetro
Parámetro−
 
−
=   
(7)
donde Mb y Cs se refieren al material base y al
cordón de soldadura, respectivamente.
Como se aprecia en la Tabla 2, el material del
cordón de soldadura tiene una mayor resistencia
mecánica que el material base; Rm y Rp0,2 son 7 % y
25 % mayores, respectivamente. Por otro lado, el
alargamiento de rotura, que representa una medida
de la ductilidad del material, es un 58 % menor en el
caso del material del cordón de soldadura.
El análisis químico del material del caño arrojó los
resultados que se muestran en la Tabla 3.
Según las propiedades mecánicas (Rm, Rt0,5 y A) del
material del cuerpo del caño (Tabla 2) y su
composición química (Tabla 3), se puede clasificar
el material del caño como grado X 42, según la

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norma API 5L [8].
Tabla 2. Resultados de los ensayos de tracción.
Parámetro Material base
Cordón de
soldadura
% cambio
Cs-Mb
Rm
[MPa]
(psi)

484
(70198)

520
(75420)
7
Rp0,2
[MPa]
(psi)

340
(49291)

424
(61452)
25
Rt0,5
[MPa]
(psi)

347
(50321)

429
(62236)
24
A
[%] 31 13 -58
Tabla 3. Composición química del material del caño.
Elemento Composición (% en peso)
C 0,17
Mn 0,79
P 0,016
S 0,025
3.2 Ensayos de impacto Charpy
En las Tablas 4 y 5 se listan los resultados de los
ensayos de choque para las probetas del material
base y del cordón de soldadura; también se muestran
los valores de energía corregidos que se obtienen al
aplicar el factor de la ecuación (3).
En las Figuras 3 y 4 se muestran los gráficos de los
valores de energía corregida mostrados en las Tablas
4 y 5. Se incluyen en dichas figuras, las curvas que
ajustan los resultados y que responden a la siguiente
función [11]:

( ) 1 tanh
2
1 tanh ,
2
a T bCVN T
c
d T b
c
 −   
= − +        
 −   
+ +        
(8)
donde a, b, c y d son los parámetros que deben
ajustarse y T es la temperatura en grados
centígrados. Dichos parámetros pueden interpretarse
de la siguiente manera: a representa el valor de
energía en la región frágil, b es la temperatura que
corresponde al punto de inflexión de la curva de
ajuste, c es una medida del rango de temperaturas
que abarca la transición dúctil-frágil y d representa
el valor de energía en la región dúctil [11].
Tabla 4. Energía de impacto (material base).
Temperatura
[ºC]
Energía
obtenida
[J] (ft-lb)
Energía
corregida
[J] (ft-lb)
-35 4,7 (3,5) 52,7 (38,8)
-25 5,6 (4,1) 62,7 (46,3)
-10 5,3 (3,9) 59,4 (43,8)
-5 7,0 (5,2) 78,4 (57,8)
0 7,2 (5,3) 80,7 (59,5)
5 7,1 (5,2) 79,6 (58,7)
22 8,2 (6,0) 91,9 (67,8)
50 7,9 (5,8) 88,5 (65,3)
70 8,2 (6,0) 91,9 (67,8)
Tabla 5. Energía de impacto (cordón de soldadura).
Temperatura
[ºC]
Energía
obtenida
[J] (ft-lb)
Energía
corregida
[J] (ft-lb)
-35 1,9 (1,4) 21,3 (15,7)
-25 1,2 (0,9) 13,4 (9,9)
-10 1,5 (1,1) 16,8 (12,4)
-5 3,2 (2,4) 35,9 (26,4)
0 5,8 (4,3) 65,0 (47,9)
5 6,3 (4,6) 70,6 (52,1)
22 6,5 (4,8) 72,8 (53,7)
50 6,4 (4,7) 71,7 (52,9)
70 6,8 (5,0) 76,2 (56,2)

Los parámetros de los ajustes para ambas curvas,
con sus desviaciones estándar, se muestran en la
Tabla 6. También se incluye en la última columna de
la Tabla 6, la diferencia porcentual entre los
parámetros del cordón de soldadura y el material
base a través de la expresión (7).
Se aprecia en las Figuras 3 y 4 que la dispersión de
los puntos experimentales es varias veces mayor que
la resolución de la máquina de ensayo. Para atenuar
los efectos de esta dispersión, se decidió aplicar la
ecuación de ajuste (8) para determinar las energías
características en las regiones dúctil, frágil y de
transición dúctil-frágil. Comparando las curvas de

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las Figuras 3 y 4, se observa una apreciable
disminución de la energía absorbida para el material
del cordón de soldadura con respecto al material
base; en la región frágil dicha disminución es de 70
%, mientras que en la región dúctil la disminución
es de 19 %. También se observa que la transición
dúctil-frágil es más brusca en el caso del material
del cordón de soldadura; el parámetro c disminuye
un 70 % con respecto al material base.

-40 -20 0 20 40 60 8050
55
60
65
70
75
80
85
90
95
Temperatura (ºC)
En
er
gí
a
de

im
pa
ct
o

"
CV
N
"

(J)


Puntos experimentales
Función de ajuste

Figura 3. Energía de impacto versus temperatura
(material base).

-40 -20 0 20 40 60 8010
20
30
40
50
60
70
80
Temperatura (ºC)
En
er
gí
a
de

im
pa
ct
o

"
CV
N
"

(J)


Puntos experimentales
Función de ajuste

Figura 4. Energía de impacto versus temperatura (cordón
de soldadura).
A partir de las funciones de ajuste calculadas se
obtuvieron como temperaturas de transición dúctil-
frágil, -4,5 ºC para el material base y -3,6 ºC para el
cordón de soldadura. Se consideró que la
temperatura de transición dúctil-frágil es la
temperatura que corresponde al valor de energía
promedio entre las regiones dúctil y frágil [12].
Estos valores coinciden con el parámetro b de la
Tabla 6.
Tabla 6. Parámetros que ajustan la curva CVN versus T.
Parámetro Material base
Cordón de
soldadura
% cambio
Cs-Mb
a 55,78 ± 4,97 16,58 ± 2,02 -70
b -4.49 ± 3,67 -3,63 ± 0,52 -19
c 13,08 ± 7,59 3,94 ± 0,86 -70
d 90,52 ± 3,40 72,98 ± 1,67 -19
3.3 Cálculo de la tenacidad a la fractura
Para aplicar la metodología descrita en la sección
2.3 resulta necesario conocer el módulo de Young
(E) y el límite convencional de fluencia (Rp0,2) del
material estudiado; E aparece en la ecuación (4) y
Rp0,2 en las expresiones (5) y (6). Se utilizaron los
valores de Rp0,2 que se muestran en la Tabla 2,
obtenidos de los ensayos realizados. Para el material
base y el cordón de soldadura, se adoptó un valor de
E = 207 GPa (30015 ksi) que corresponde a un
acero similar [10].
En las Tablas 7 y 8 se muestran los valores
calculados de KIc para el material base y el cordón
de soldadura. Se indican con F, T y D las zonas
frágil, de transición y dúctil, respectivamente. La
metodología de Barsom y Rolfe [2] no es aplicable a
la parte media superior de la zona de transición de la
curva CVN versus temperatura. Los resultados de
las Tablas 7 y 8 se encuentran graficados en las
Figuras 5 y 6. Se aprecia también en dichas figuras,
los valores de tenacidad a la fractura KIc que se
obtienen al interpolar los valores de energía CVN
mediante la función (8).
Como se aprecia en las Figuras 5 y 6, los valores
tenacidad a la fractura para el material del cuerpo
del caño y su cordón de soldadura son similares en
la región de comportamiento dúctil. No ocurre lo
mismo para la región de comportamiento frágil,
donde se observa una disminución considerable (45
%) de la tenacidad a la fractura del material del
cordón de soldadura con respecto a la del material
base. Esta diferencia en las propiedades
fractomecánicas se atribuye al proceso de soldadura
ERW de baja frecuencia [5]. En la actualidad, se
utilizan gasoductos fabricados con el proceso de
soldadura ERW de alta frecuencia, que no tiene
estos inconvenientes [5].

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Tabla 7. Tenacidad a la fractura (material base).
Temperatura
[ºC] Zona
KIc
[ MPa m ]
( ksi in )
Corrimiento de
temperaturas
entre KIc y KId
[ºC]
-35 F 83,5 (76,0) 61
-25 F 91,1 (82,9) 61
-10 F 88,7 (80,7) 61
-5 T - -
0 T - -
5 T - -
22 D 139,4 (126,9) 0
50 D 136,7 (124,4) 0
70 D 139,4 (126,9) 0
Tabla 8. Tenacidad a la fractura (cordón de soldadura).
Temperatura
[ºC] Zona
KIc
[ MPa m ]
( ksi in )
Corrimiento de
temperaturas
entre KIc y KId
[ºC]
-35 F 53,1 (48,3) 51
-25 F 42,2 (38,4) 51
-10 F 47,2 (42,9) 51
-5 T 68,9 (62,7) 51
0 T - -
5 D 134,8 (122,7) 0
22 D 137,1 (124,7) 0
50 D 135,9 (123,7) 0
70 D 140,4 (127,8) 0

-100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 8080
90
100
110
120
130
140
Temperatura (ºC)
K
Ic

-

K
Id


(M
Pa
*
m
1/
2 )


KIc
KId
KIc- interpolado
KId- interpolado

Figura 5. KIc - KId versus temperatura (material base).

-80 -60 -40 -20 0 20 40 60 8040
55
70
85
100
115
130
145
Temperatura (ºC)
K
Ic

-

K
Id


(M
Pa
*
m
1/
2 )


KIc
KId
KIc - interpolado
KId - interpolado

Figura 6. KIc - KId versus temperatura (cordón de
soldadura).
4. CONCLUSIONES
A través de correlaciones empíricas conocidas entre
el factor KIc y la energía de impacto CVN, se evaluó
la tenacidad a la fractura del material de un
gasoducto. Se obtuvieron los gráficos de KIc en
función de la temperatura, para los materiales del
cordón de soldadura y del cuerpo del caño. Para el
rango de temperaturas que corresponde a la región
de comportamiento frágil de ambos materiales, la
tenacidad a la fractura del material del cordón de
soldadura resultó ser un 45 % inferior que la
tenacidad a la fractura del material base.
Se demostró en este trabajo que el proceso de
soldadura ERW de baja frecuencia confiere
propiedades fractomecánicas pobres, a bajas
temperaturas, con respecto a las del material base.
Por último, gracias a la utilización de un ajuste de
los resultados de la energía CVN en función de la
temperatura de ensayo, se pudo obtener la tenacidad
a la fractura para cualquier temperatura, dentro de
los rangos de validez de las correlaciones empíricas
entre KIc y CVN. Se obtuvo de esta manera una
función continua entre KIc y la temperatura en los
rangos de validez mencionados.
5. AGRADECIMIENTOS
Agradecemos a Julio Costa, técnico del Laboratorio
de Ensayos Mecánicos de INTI-Córdoba, que
realizó el trabajo experimental.
6. REFERENCIAS
[1]. Eiber R, Bubenik T, Maxey W, Fracture control
technology for natural gas pipelines, American
Gas Association, Project PR-3-9113, Report NG-

Artículo Regular (ASAP)
www.rlmm.org

©2012 Universidad Simón Bolívar 8 Rev. LatinAm. Metal. Mat. 2012; 32 (2): pp-pp

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York (EE.UU): McGraw Hill Company, 1986,
Cap. 14.