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Aplicación de los Modelos de Previsión de Fluencia Uniaxial a Probetas Miniatura Punzonado en la Aleación
Anales de Mecánica de la Fractura, 31 (2014)
de Magnesio AZ31
APLICACIÓN DE LOS MODELOS DE PREVISIÓN DE FLUENCIA UNIAXIAL A PROBETAS
MINIATURA PUNZONADO EN LA ALEACION DE MAGNESIO AZ31
M. Lorenzo 1, *, J.M. Alegre1, I.I. Cuesta1, J.A. Álvarez2
1
Grupo de Integridad Estructural, Universidad de Burgos, EPS. Av. Cantabria s/n, 09006, Burgos, España.
2
LADICIM, ETS de ICCP. Universidad de Cantabria. Av. Castros s/n, 39005. Santander.
*
E-mail: [email protected]
RESUMEN
El ensayo de fluencia con probetas miniatura de punzonado (FEMP) está siendo utilizado en la actualidad como una
alternativa factible para la caracterización de las propiedades a fluencia de materiales, en aquellas situaciones donde no
se dispone de material suficiente para la realización de ensayos convencionales. Este ensayo consiste básicamente en el
punzonado bajo carga constante, de una probeta de reducidas dimensiones (10x10x0.5mm) estando sus extremos
empotrados por una matriz. En este artículo se comparan los modelos paramétricos de previsión en fluencia más
utilizados (Larson-Miller, Orr-Sherby-Dorn) obtenidos mediante probetas miniatura punzonado (FEMP), con los
resultados obtenidos mediante ensayos de fluencia uniaxial convencionales (EFU). Para el material de referencia
utilizado, la aleación de magnesio AZ31, se presentan las curvas maestras obtenidas mediante probetas miniatura y de
fluencia uniaxial convencional, así como la correlación establecida entre los resultados obtenidos mediante FEMP y
EFU.
ABSTRACT
The Small Punch Creep Test (SCPT) is currently being studied as an alternative test to obtain the creep properties of
materials in those cases where there is not enough material for conducting conventional testing. This test basically
consists on punching, under constant load of small size specimen (10x10x0.5mm) with the ends fixed. In this paper, the
most used parametric predictive methods on creep (Larson-Miller & Orr-Sherby-Dorn) from small punch creep test
(SPCT) are compared with results from conventional uniaxial creep test (UCT). From referenced material used, AZ31
magnesium alloy, SPCT and UCT master curves have been determined and a correlation between UCT and SPCT
results has been established.
PALABRAS CLAVE: Ensayo fluencia miniatura punzonado, AZ31, Larson-Miller, Orr-Sherby-Dorn.
1. INTRODUCCIÓN
Generalmente, el comportamiento en creep de un
material se caracteriza mediante ensayos de fluencia
uniaxial normalizados (EFU) [1]. En ocasiones, no es
posible contar con la cantidad de material suficiente
para poder llevar a cabo esta caracterización, y es
necesario recurrir a probetas y métodos alternativos.
Uno de los métodos que cada vez está adquiriendo
mayor importancia es el ensayo miniatura punzonado
(FEMP). Este ensayo consiste básicamente en el
punzonado de una probeta de reducidas dimensiones
(10x10x0.5mm) estando sus extremos empotrados por
una matriz. La aplicación de la carga se efectúa a través
de un punzón de cabeza esférica, o con una bola,
generalmente de 2.5mm de diámetro.
Uno de los retos fundamentales de en la aplicación del
FEMP, es determinar cuál es el valor de la carga
equivalente a aplicar en el ensayo FEMP para obtener
tiempos de rotura similares a los obtenidos mediante el
EFU. El complejo estado tensional de las probetas
FEMP, así como su variabilidad a lo largo del ensayo,
hace difícil obtener una expresión general. Durante los
últimos años se ha ido desarrollando un gran número de
relaciones entre la carga P del FEMP y la tensión 
del EFU [2, 3]. El Código de buenas prácticas para el
ensayo miniatura punzonado en materiales metálicos
(CEN) [4], recoge una expresión validada
experimentalmente, en la que relaciona la tensión
equivalente uniaxial con la carga aplicada en el ensayo
FEMP.
Otro de los objetivos de este trabajo consiste en analizar
la viabilidad del FEMP, como alternativa al ensayo
uniaxial. Para ello, se pretende analizar si los
parámetros de fluencia obtenidos con el FEMP son
similares a los obtenidos con el EFU.
En fluencia, uno de los modelos paramétricos de
previsión más utilizados (tiempo-temperatura) es el
propuesto por Larson-Miller (LM) [5]. Este modelo se
basa en suposición de que la energía de activación Qc
varía con la tensión  . Otra de las correlaciones más
utilizadas en fluencia uniaxial es la de Orr-Sherby-Dorn
(OSD), en este caso, la energía de activación Qc , se
supone constante e independiente de la tensión [6].
299
Anales de Mecánica de la Fractura, 31 (2014)
Y
AZ31 % Peso ASTM B90/B90M
Mn
0.2
Si
0.1
Cu
0.05
Ca
0.04
Fe
0.005
Ni
0.005
Otros Mg
0.3 resto
Las probetas ensayadas, se han obtenido mediante corte
por chorro de agua de chapa laminada de AZ31 con un
espesor de 1mm. El espesor final de las probetas
miniatura punzonado, se ha obtenido mediante lijado y
pulido metalográfico (lijas de 1200) siendo sus
dimensiones finales (10x10x0.5mm). Las probetas de
tracción y fluencia uniaxial son planas, con unas
dimensiones de (6x1mm) con base de medida 25mm.
Se ha realizado un amplio programa experimental de
ensayos de tracción, ensayos miniatura punzonado
(EMP), ensayos de fluencia uniaxial (EFU) y de
fluencia con probetas miniatura punzonado (FEMP).
Las temperaturas elegidas para los ensayos de fluencia
han sido: 125ºC, 150ºC y 175ºC, dentro de T < 0.5T f .
En los ensayos EFU, los niveles de tensión elegidos han
sido: 70MPa, 90MPa y 110MPa, mientras que en
FEMP se han aplicado cargas de: 121N, 171N y 216N.
En este último caso, mediante la expresión de la
proporcionada por el código de buenas prácticas (CEN)
[4] los valores de tensión equivalente uniaxial obtenidos
han sido: 64MPa, 90MPa y 114MPa respectivamente.

EFU: EXP-11
Material = AZ31
Temperature =150ºC
= 70 MPa
0.014
f
0.012
0.010
0.008

0.10
0.006
·
0.05
0.004
·
m
tf
0
20
40
60
80
-1
0.15
0.00
Tabla 1. Composición química de la aleación AZ31.
Zn
0.6-1.4
0.20
PROGRAMA
El material que ha servido de base para el presente
análisis, ha sido aleación de magnesio AZ31. Esta
aleación, pertenece al grupo de aleaciones magnesioaluminio, que presentan unas excelentes propiedades
mecánicas, pero que su resistencia a fluencia es pobre a
temperaturas superiores a 125ºC [7]. En la tabla 1, se
muestra su composición química según ASTM [8].
Al
2.5-3.5
En la figura 2 se presenta una curva típica de la
deformación por fluencia  (t ) y de la velocidad de
deformación  (t ) frente al tiempo para ensayos EFU.
0.002
0.000
120
100
t (h)
Figura 2. Curva de fluencia a 150ºC y 70MPa (AZ31).
Los puntos típicos de esta curva son: el tiempo de
fallo t f (h) , la velocidad de deformación mínima
m (h 1 ) y la deformación alcanzada por la probeta en
el instante de fallo  f (mm mm) .
La gráfica de la figura 3 muestra la variación de la
velocidad de deformación por fluencia mínima m
frente a las tensiones experimentales para cada una de
las temperaturas ensayadas.
120
110
(MPa)
2. MATERIAL UTILIZADO
EXPERIMENTAL.
3.1. Fluencia uniaxial
m (h )
En consecuencia, el objetivo de esta investigación
consiste en establecer una correlación entre el ensayo de
fluencia uniaxial convencional EFU y el ensayo FEMP
para caracterizar el comportamiento a fluencia en
aleaciones metálicas, en base a los modelos
paramétricos de predicción más utilizados en fluencia
uniaxial.
3. RESULTADOS
mm/mm)
Con estos dos métodos paramétricos de previsión,
obtenidos mediante resultados experimentales de corta
duración, se obtienen «curvas maestras» con las que se
puede estimar el tiempo de fallo de un material en
función de la temperatura y la carga, para tiempos de
vida más largos, sin necesidad de realizar ensayos que
por su duración y temperatura, en laboratorio no serían
factibles.
125ºC
150ºC
175ºC
100
90
80
Material = AZ31
70
60
1e-5
1e-4
1e-3
.
1e-2
1e-1
1e+0
m(1/h)
Figura 3. Curva m -  a varias temperaturas en AZ31.
Se puede observar la tendencia paralela a diferentes
temperaturas, lo que hace suponer que para este material
AZ31 y para el rango de tensiones y temperaturas
considerado, el mecanismo de fluencia de la aleación es
prácticamente el mismo.
Por su parte en la figura 4, se recoge la variación del
tiempo de fallo en función de la tensión a diferentes
temperaturas.
300
Anales de Mecánica de la Fractura, 31 (2014)
de mecanismo de fluencia al igual que lo observado en
el ensayo uniaxial EFU.
120
Material = AZ31
100
120
90
110
80
eq(MPa)
(MPa)
110
125ºC
150ºC
175ºC
70
60
0.1
1
10
100
1000
2.5
0.12
FEMP: EXP-7
Material = AZ31
Temperature =150ºC
P= 121N
0.08

0.06
·
m
0.04
0.5
100
.
150
200
t (h)
Figura 5. Curva   t f 150ºC y
250
 eq =
300
0.00
350
64MPa FEMP.
Los resultados obtenidos de la experimentación se
recogen en las figura 6. Por su parte en la figura 7 se
recogen los tiempos de fallo obtenidos mediante los
ensayos FEMP.
eq(MPa)
10
100
1000
10000
4. PREVISIÓN MEDIANTE LM Y OSD
Una de las formas de relacionar el ensayo EFU con el
FEMP, es el análisis de la previsión de los modelos
paramétricos más utilizados: Larson-Miller y OrrSherby-Dorn. El valor del tiempo utilizado para dicha
comparación ha sido el correspondiente al instante del
fallo t f .
El modelo de Larson-Miller (LM) se describe según la
ecuación (1), dónde C es una constante que depende
del material y suele tomar el valor de 20, t f es el
PLM
 T

 C  log t f 
(1)
El valor de la constante C  20 dentro del PLM, es una
media de los valores de varias aleaciones, lo cual hace
que en ocasiones se pierda precisión en la previsión y
sea deseable utilizar los valores de adaptados a cada
material [9].
Otra de las correlaciones más utilizadas en fluencia
uniaxial es la de Orr-Sherby-Dorn (OSD), según la
ecuación (2), donde t f y T tienen las mismas unidades
120
110
1
tiempo de fallo y T es la temperatura, expresados en
horas y grados Kelvin respectivamente [5].
0.02
·

50
m (mm h-1 )
 (mm)
0.10
1.5
60
0.1
Figura 7. Curva t f -  eq para ensayos FEMP.
En la figura 5 se muestra una curva típica de fluencia
con probeta miniatura de punzonado a 150ºC y 121N
(  eq = 64MPa ).
0
125ºC
150ºC
175ºC
80
tf(h)
3.2 Fluencia con probetas miniatura punzonado
0.0
90
70
Figura 4. Curva  - t f a varias temperaturas en AZ31.
1.0
100
10000
tf (h)
2.0
Material = AZ31
125ºC
150ºC
175ºC
100
que en la ecuación anterior, R es la constante universal
de los gases y Qc la energía de activación, [6].
90
80
60
0.0001
Qc



 2.303 R T 
OSD  log t f  
Material = AZ31
70
0.001
.
0.01
0.1
1
m(mm/h)
Figura 6. a)  eq - m para varias temperaturas en AZ31.
La tendencia de las curvas de los ensayos FEMP es la
misma que EFU, para las mismas temperaturas y niveles
de tensión equivalentes, lo que hace suponer que con el
ensayo FEMP, se puede identificar si hay o no cambio
(2 )
5.1. Fluencia uniaxial
En las figuras 7 y 8 se presentan las curvas maestras
para LM y OSD obtenidas de los resultados del
programa experimental del ensayo EFU para 125ºC,
150ºC y 175ºC.
301
Anales de Mecánica de la Fractura, 31 (2014)
120
120
Material = AZ31
C = 14.4
100
90
70
60
6000
90
6200
Master curve
125ºC
150ºC
175ºC
80
70
6400
6600
6800
7000
60
5200
7200
5400
5600
5800
6000
6200
6400
6600
PLM
PLM
Figura 9. Curva maestra PLM con FEMP experimental.
Figura 7. Curva maestra PLM con EFU experimental.
120
120
Material = AZ31
Qc = 127 kJ/mol
100
90
100
70
60
-15.5
-15.0
90
80
Master curve
125ºC
150ºC
175ºC
80
Material = AZ31
Qc = 112 kJ/mol
110
eq(MPa)
110
(MPa)
100
Master curve
125ºC
150ºC
175ºC
80
Material = AZ31
C = 12.2
110
eq(MPa)
(MPa)
110
Master curve
125ºC
150ºC
175ºC
70
-14.5
OSD
-14.0
-13.5
60
-13.5
-13.0
-13.0
-12.5
-12.0
OSD
-11.5
-11.0
-10.5
Figura 8. Curva maestra OSD con EFU experimental.
Figura 10. Curva maestra OSD con FEMP.
En ambos casos, se han obtenido los coeficientes de las
curvas maestras para el ensayo EFU mediante dos
ajustes de regresión (lineal y polinómico), para ambos
métodos de predicción de tiempo de fallo (LM & OSD).
Mediante dos ajustes de regresión (lineal y polinómico),
se han calculado los coeficientes de la curva maestra de
Larson-Miller con un valor de la constante C  12.2 y
de Orr-Sherby-Dorn, con un valor de energía de
activación Qc  112 kJ mol como se muestra en las
En la tabla 3, se muestran los coeficientes del ajuste de
la curva maestra en función de la tensión, para LarsonMiller, calculados con una constante C  14.4 y los
coeficientes para el parámetro de Orr-Sherby-Dorn,
calculados con un valor de energía de activación
Qc  127 kJ mol , como se muestra en la tabla 4.
tablas 5 y 6 respectivamente.
Tabla 5. Coeficientes según LM para ensayos FEMP.
Rango ajuste
Tabla 3. Coeficientes según LM para ensayos EFU.
Rango ajuste
Larson‐Miller coeficientes
σ(MPa)
T(°C)
C
68‐109
68‐109
125‐175
125‐175
14.4
14.4
a1
‐17.866
0.1269
2 a2
a3
8199.6
‐41
0.932
9210 0.94
R
Tabla 4. Coeficientes y energía de activación
 127 kJ mol , según OSD en ensayos EFU.
σ(MPa)
T(°C)
68‐109 125‐175
68‐109 125‐175
Sherby‐Dorn Sherby‐Dorn coeficientes Qc (KJ/mol)
M
127
127
6606
6606
a1
‐0.0419
0.0003
a2
a3
σ(MPa)
T(°C)
C
a1
a2
65‐114
65‐114
125‐175
125‐175
12.2
12.2
‐16.3420
0.1523
7271
‐43
2
R
‐10.645
0.934
‐0.0903 ‐8.51 0.941
5.2. Fluencia con probetas miniatura punzonado
Del mismo modo, para el ensayo FEMP se han obtenido
las curvas maestras para 125ºC, 150ºC y 175ºC, para
(LM & OSD) como se muestra en las figuras 9 y 10
respectivamente.
a3
2 R
0.94
8420 0.96
Tabla 6. Coeficientes y energía de activación
 112 kJ mol , según OSD para ensayos FEMP.
Rango ajuste
σ(MPa)
T(°C)
65‐114 125‐175
65‐114 125‐175
Qc
Rango ajuste
Qc
Larson‐Miller coeficientes
Sherby‐Dorn Sherby‐Dorn coeficientes Qc (KJ/mol)
M
a1
a2
112
112
5826
5826
‐0.0384
0.0004
‐8.8197
‐0.1019
a3
2
R
0.93
‐6.12 0.97
En general, comparando con los resultados
experimentales, el valor de previsión con el ajuste
polinómico de OSD ha sido el que mejor reproduce los
tiempos de fallo de los ensayos para los dos tipos de
ensayo EFU y FEMP. Esto se aprecia también en las
curvas de isotensión (figuras 11 y 12), ya que son
prácticamente paralelas y de pendiente M  5826 para
FEMP, y M  6606 para EFU. Se ha obtenido además,
un valor de energía de activación constante, e
independiente con la temperatura, Qc  127 kJ mol para
EFU y Qc  112 kJ mol para FEMP.
302
Anales de Mecánica de la Fractura, 31 (2014)
4
70MPa
90MPa
110MPa
log tf(h)
3
-14.5
-15.5
1
-16.0
60
0.0023
0.0024
0.0025
121N
171N
216N
2
1
Material = AZ31
-1
0.0022
0.0023
0.0024
0.0025

Figura 12. Curvas de P  cte para FEMP.
El ratio obtenido entre EFU y FEMP, para la constante
C de LM ha sido CUCT C FEMP  1.18 , mientras que para
la energía de activación Qc para el parámetro de OSD,
ha sido Qc UCT Qc FEMP  1.34 .
Finalmente, en las figuras 13 y 14, se muestra para la
misma tensión, como los resultados obtenidos mediante
FEMP están dentro de la banda de confianza del 95%
tanto para LM y OSD.
7200
Material = AZ31
7000
6800
6600
EFU
FEMP
Regresion EFU
95% Confidence Band
95% Prediction Band
6400
6200
6000
60
70
80
90
(MPa)
100
110
80
90
100
110
120
5. ANÁLISIS Y DISCUSIÓN
4
0
70
Figura 14. Curvas maestras de Orr-Sherby-Dorn AZ31.
Figura 11. Curvas de isotensión,   cte para EFU.
3
EFU
FEMP
Regresion EFU
95% Confidence Band
95% Prediction Band
(MPa)
Material = AZ31

log tf(h)
-14.0
2
-1
0.0022
Material = AZ31
-13.5
-15.0
0
PLM
-13.0
OSD
La tendencia obtenida en las curvas de isotensión,
mediante EFU y FEMP para (LM & OSD), ha sido
similar. En el caso de LM, las curvas de   cte
convergen con eje de abscisas, a un valor medio
C  14.4 para EFU y C  12.2 para FEMP.
120
Figura 13. Curvas maestras de Larson-Miller AZ31.
Aunque las tendencias de los resultados obtenidos son
muy similares, las pequeñas diferencias existentes entre
los resultados del ensayo EFU y FEMP reside en la
geometría de la probeta miniatura y en el estado
tensional al que está sometida. En el ensayo de fluencia,
al aplicar una carga constante en la probeta miniatura
punzonado FEMP, el estado tensional es diferente al de
la probeta uniaxial EFU, ya que según evoluciona el
ensayo, existen gradientes tensionales [10]. Además, la
deformación plástica inicial presente en la probeta
FEMP, origina un número elevado de dislocaciones
[11], en comparación con la uniaxial EFU.
Si se comparan las curvas de fluencia de los ensayos
EFU y FEMP, se observa que el estado terciario de la
curva de fluencia, correspondiente a la zona de
acumulación de daño, es más corto o acelerado en los
ensayos FEMP que en los ensayos EFU. La explicación
se ha asociado al hecho de que en la probeta miniatura
punzonado, durante el ensayo de fluencia se dan dos
mecanismos de deformación: en primer lugar flexión,
asociada al estado primario o estabilizado, y en segundo
lugar estiramiento de membrana, asociado al estado
secundario y terciario [12]. Cuando el mecanismo es de
flexión, las deformaciones que gobiernan la probeta son
de flexión, mientras que si el mecanismo es de
estiramiento de membrana, se controlan por una
reducción del espesor de la probeta, lo que da lugar a un
estado tensional más elevado en los instantes al fallo.
Mientras que a temperatura ambiente, el mecanismo de
rotura observado en las probetas del ensayo EMP de
AZ31 ha sido frágil (en estrella), en el rango de
temperaturas y entre 125ºC-175ºC, la rotura final
observada ha sido más dúctil. Durante el ensayo de
fluencia, la formación de las primeras micro-cavidades
en la probeta miniatura punzonado, se produce en forma
de estrella. Según evoluciona el ensayo, el crecimiento y
coalescencia de estas cavidades parece estabilizarse,
desplazándose hacia otras zonas en las que se crean
nuevas cavidades, y evolucionando hasta producirse la
rotura final de modo más dúctil (forma circunferencial).
Esta zona circunferencial, se encuentra a una distancia
303
Anales de Mecánica de la Fractura, 31 (2014)
del centro del punzón aproximadamente constante. La
evolución de la zona en la que se produce cavitación, de
estrella a circular, se puede asociar a una combinación
mecanismos de trepado y deslizamiento de
dislocaciones, típico de este material [13], regido por la
ley de fluencia «Power-law-breakdown» [14], ya que la
mayoría de los niveles de tensión empleados son
elevados. Sin embargo, para niveles de tensión más
bajos, el mecanismo se asocia con deslizamiento en
borde de grano [15].
Los métodos de previsión de Larson-Miller y OrrSherby-Dorn empleados para predecir el tiempo de
fallo, en el ensayo FEMP, están de acuerdo con los
resultados obtenidos mediante el ensayo EFU para este
material AZ31[16-18]. En general, los valores obtenidos
de la constante C y PLM, así como de la constante M,
de la energía de activación Qc y del parámetro de OSD,
han sido algo mayores en los ensayos EFU que en los
ensayos FEMP.
La diferencia entre los valores obtenidos mediante los
ensayos EFU y FEMP se ha asociado a varios aspectos:
En primer lugar, el rango de tensiones empleados en
EFU  68  109MPa , son algo diferentes a los
utilizados en FEMP  65  114MPa . Por otra parte,
en EFU, influye la dirección de laminación, mientras
que en las probetas miniatura punzonado coexisten
todas las orientaciones en un mismo ensayo,
prevaleciendo la de menor resistencia a fluencia. En
tercer lugar, el estado tensional en la probeta miniatura
punzonado, es diferente al de la probeta uniaxial.
Para las mismas temperaturas y rango de tensiones
equivalentes que en EFU, la tendencia de los tiempos de
rotura en escala logarítmica en FEMP ha sido la misma.
En general, se han obtenido tiempos de fallo algo
mayores en FEMP que en EFU, sobre todo a 175ºC,
como se muestra en la figura 7. En general, en los
ensayos EFU se ha obtenido que los tiempos de fallo
para una misma tensión han sido mayores en la
dirección de 90º, intermedias a 45º y menores a 0º, para
cualquier temperatura dentro del rango de las
estudiadas. Pero al comparar con los resultados
equivalentes de FEMP, esta variación se considera
despreciable, para el rango de temperaturas y tensión
empleadas. Se han comparado ensayos equivalentes en
FEMP y EFU para mismos tiempos de fallo t f y
temperatura (150ºC), para esta misma aleación AZ31,
obtenido una relación P   2 [19]. Con esta relación
entre la carga P  N  de FEMP y la tensión   MPa  del
EFU, y con las dimensiones de la probeta miniatura y la
matriz del utillaje, se ha calculado el valor de la
constante K sp  1.06 para la aleación AZ31, tomando
un valor cercano a la unidad, tal como indica el código
CEN [4].
6. CONCLUSIONES
Existen considerables similitudes entre las curvas
obtenidas mediante FEMP y EFU. Los valores de las
constantes C y M de los parámetros de Larson-Miller y
Orr-Sherby-Dorn calculadas mediante ambos tipos de
ensayos experimentales, han sido similares: C  12.2 ;
M  5826 para FEMP y C  14.4 ; M  6606 M para
EFU. Las curvas maestras, y los coeficientes de ajuste
(lineal y polinómico) obtenidos, en función de la tensión
aplicada  , para los métodos de previsión de LM y
OSD, presentan las mismas tendencias en ambos tipos
de ensayos FEMP y EFU, siendo el modelo de previsión
de OSD mediante ajuste polinómico el que reproduce
mejor los tiempos de fallo experimentales. Sin embargo,
para niveles de tensión elevados el PLM obtenido
mediante FEMP se ajusta mejor a EFU que el de OSD.
Los valores de energía de activación Qc  112kJ / mol
para FEMP y Qc  127 kJ / mol para EFU obtenidas, son
próximos y están de acuerdo con la bibliografía.
En consecuencia podríamos concluir que el ensayo
FEMP es adecuado para obtener las propiedades a
fluencia en AZ31, así como para obtener previsión en
tiempos de fallo mediante LM y OSD.
AGRADECIMIENTOS
Los autores desean agradecer la financiación recibida
del proyecto MCI-Ref.: MAT2011-28796-C03-02.
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