El objetivo de este trabajo era evaluar la arena de ilmenita concreta para su aplicación en el proceso de agregación o granulación de materiales de grano fino. La intención anterior se basó en el conocimiento del efecto positivo del titanio sobre la formación de la malla protectora en la solera del alto horno sobre la base de los nitruros de carbono titanio. Para ello, se llevó a cabo la evaluación y el análisis del material, así como los experimentos de laboratorio dirigidos a las propiedades de baldeo. Los resultados obtenidos en este trabajo predicen la posible explotación de la arena de ilmenita para la producción de sinterizado o pellets con un mayor contenido de titanio.INTRODUCCIÓNEl desgaste natural del revestimiento en las condiciones de producción del arrabio en el alto horno está sujeto a la naturaleza y a las condiciones del proceso llevado a cabo en el alto horno. La sección más afectada del alto horno es la solera, donde la resistencia a la carga térmica y química causada por la fase fundida es muy elevada. Una posible solución para aumentar la vida útil del revestimiento de la solera es la formación de la denominada capa de penetración de carburos y nitruros de titanio en la superficie interior del revestimiento [1 - 6]. Para crear dicha capa de protección es necesario asumir la adición de titanio y combinarlo con carbono y nitrógeno cuando se forman los compuestos de carbidenitruro difíciles de fundir. La viabilidad de la adición de material con titanio depende de sus propiedades físicas y químicas, así como de la estrategia concreta y el enfoque particular de las plantas individuales u hornos de hormigón. Desde el punto de vista de la continuidad de la aplicación, en la práctica se explota el método preventivo o de impulso de la adición de materiales portadores de titanio en la carga del alto horno. La selección del material portador de titanio es importante desde el punto de vista de su adición. Los minerales de titanio grumosos se alimentan directamente desde arriba. Los materiales de titanio de grano fino no pueden añadirse por la parte superior del horno debido a su granulación inadecuada. Pueden inyectarse a través de las toberas (lo cual es muy exigente técnicamente), o tratarse granulométricamente (peletizado, briquetado, aglomerado) [7 - 9]. Otra limitación relacionada con la producción de hierro en altos hornos es el contenido máximo permitido de titanio en el arrabio y la escoria. Si se supera, empeoran las condiciones tecnológicas y los parámetros de fusión y calidad del alto horno. La cantidad de titanio en el horno debe controlarse en función del contenido de Ti en el metal, y éste debe situarse entre el 0,10% y el 0,19%.  Si su Si su contenido es inferior al 0,10 % de Ti, sólo se forma una pequeña cantidad de carbonitruros y, por encima del nivel del 0,19 %, empieza a aumentar la viscosidad de las coladas metálicas. Como nivel crítico de su contenido en el arrabio, se considera el contenido de 0,25 - 0,30 % de Ti. Si se alcanza este nivel o incluso superado, la alimentación de material portante de titanio debe detenerse hasta que se estabilicen las condiciones.

Superalloys Nimonic 80A es una aleación forjada a base de níquel (mín. 65 % Ni) y cromo (20 %), con pequeñas adiciones de carbono, cobalto y hierro, así como elementos de aleación principales de aluminio (1 a 1,8 %) y titanio (1,8 a 2,7 %). La composición química de la aleación Nimonic 80A tiene una influencia dominante en sus propiedades mecánicas y tecnológicas. El aumento de la temperatura también tiene una gran influencia en las propiedades mecánicas de la superaleación Nimonic 80ALas investigaciones que se llevaron a cabo incluyeron pruebas químicas y pruebas de las propiedades mecánicas de la superaleación Nimonic 80A a temperatura ambiente y a temperaturas más altas. El análisis de regresión se realizó sobre la base de los análisis químicos y los resultados de las propiedades mecánicas. Los resultados del análisis de regresión son ecuaciones que permiten predecir las propiedades mecánicas de los materiales a temperatura ambiente y a temperaturas más elevadas a partir de la composición química conocida, es decir, el contenido de los principales elementos de aleación: Al, Ti y Co.INTRODUCCIÓNLa teoría moderna de la investigación experimental se basa en planes de análisis estadístico de factorización múltiple. Esta teoría hace posible la modelización matemática de procesos y fenómenos, el estudio de la naturaleza de los mecanismos internos del proceso y la optimización del control del proceso.El punto de partida de la investigación y el desarrollo de la superaleación de refuerzo Nimonic 80A son los requisitos técnicos de las condiciones de explotación, en los que se basa el diseño de la composición química de los materiales [1]. Los elementos de aleación presentes en el material, individualmente y en interacción con otros elementos presentes, influyen dominantemente en la formación de la microestructura, que está directamente relacionada con las propiedades mecánicas y de explotación [2].Este componente múltiple de las aleaciones a base de níquel está constituido esencialmente por una solución sólida de Ni-Cr, con la red cúbica regularmente centrada en las caras. En general, las aleaciones de este tipo tienen altas propiedades mecánicas como resultado de la doble acción [3], como sigue:- Aumento del efecto de endurecimiento por dispersión al poner en solución sólida de Ni-Cr elementos que se disuelven mal en ella, como el titanio y el aluminio, que en la solución sólida de Ni-Cr forman compuestos intermetálicos, como Ni3 (Al, Ti) Ni3 Al; Ni3 Ti etc;- Fortalecimiento de los enlaces interatómicos de la solución sólida de Ni-Cr mediante la incorporación de elementos que se disuelven bien en ella (cobalto).

Las distribuciones de corriente eléctrica en el cátodo se calcularon utilizando un modelo termoeléctrico tridimensional. Los resultados muestran que la célula con barras colectoras verticales tiene una tensión (densidad de corriente eléctrica) uniforme en el carbón catódico en toda la anchura de la célula que la de una célula convencional. Además, la densidad horizontal en la almohadilla metálica con barras colectoras verticales es mucho menor que la de la célula convencional, lo que indica que la célula con colectores verticales generará la menor turbulencia metálica y la distancia polar puede controlarse en un valor menor y uniforme.INTRODUCCIÓNEl aluminio se produce por reducción electrolítica de alúmina en un electrolito. La célula de reducción de aluminio típica se muestra en la figura 1. La corriente entra en la celda de reducción a través del ánodo y luego pasa a través del baño electrolítico, baja por la almohadilla de aluminio fundido donde luego entra en los bloques de carbón del cátodo y es llevada fuera de la celda por las barras colectoras del cátodo (barra de acero).A medida que el baño es atravesado por la corriente eléctrica, la alúmina se reduce electrolíticamente a aluminio en el cátodo. El aluminio se acumula en una almohadilla de aluminio fundido. Las celdas de reducción de aluminio funcionan manteniendo una profundidad mínima de aluminio líquido en la celda, cuya superficie sirve como cátodo real. Las células funcionan a tensiones bajas y corrientes muy altas. La corriente que fluye a través de la célula y en los conductores da lugar a un campo magnético sustancial dentro y alrededor de la célula. Los componentes horizontales del flujo de corriente eléctrica interactúan con el componente vertical del campo magnético, lo que afecta negativamente al funcionamiento eficaz de la célula [1]. La fuerza causada por el efecto combinado de los campos magnéticos y la distribución de la corriente provoca el movimiento de la almohadilla de metal fundido y la deformación de la interfaz baño/metal. En ocasiones, el movimiento del metal agita violentamente la almohadilla metálica y provoca cortocircuitos eléctricos localizados. Además, la turbulencia de la almohadilla metálica puede aumentar la "reacción de retroceso" o reoxidación, reduciendo así la eficacia de la célula. Las variaciones de profundidad también restringen la reducción de la distancia entre el ánodo y el cátodo y producen una pérdida de eficiencia de la corriente, ya que la energía se pierde en el baño entre el ánodo y el cátodo.En reconocimiento de los efectos adversos que los componentes horizontales de la corriente tienen sobre la efi ciencia de la célula, se hicieron grandes esfuerzos en la investigación de la horizontal en la célula convencional.

Este artículo presenta un análisis paramétrico de la soldadura por puntos con agitación por fricción (FSSW) de la aleación de aluminio 5754 en una unión solapada. El plan experimental se realizó de acuerdo con la metodología de superficie de respuesta (RSM), donde la velocidad de rotación de la herramienta varió entre 988 y 3511 rpm, la velocidad de penetración entre 24,4 y 150 mm/min y el tiempo de permanencia entre 1 y 3,5s. La profundidad de penetración se mantuvo constante en 0,4 mm. Las soldaduras se sometieron a ensayos de tracción-corte y se analizó la microestructura. Se desarrollaron modelos matemáticos que describen la relación entre los parámetros de soldadura y la resistencia del punto, la fuerza axial y el momento rotacional, y se hallaron los parámetros óptimos de FSSW.INTRODUCCIÓNEn la actualidad, el ensamblaje de las carrocerías de acero se realiza principalmente mediante soldadura eléctrica por puntos (RSW), ya que es rápida, robusta y barata (un punto soldado cuesta aproximadamente 0,05 [1, 2]. La tendencia en la industria del automóvil es utilizar metales ligeros como aleaciones de aluminio (AA), aleaciones de magnesio (MA) y aceros avanzados de alta resistencia (AHSS) para reducir la masa del vehículo, las emisiones de gases verdes y el consumo de combustible, así como para reducir el consumo de energía en la producción de vehículos [3-9]. La unión efectiva de estos metales y la unión de materiales disímiles es ahora una demanda. La RSW de AA y MA es mucho más difi cult y costosa debido a la alta temperatura y conductividad eléctrica y a la tendencia a degradar los electrodos. La industria del automóvil está investigando diferentes métodos de unión como: a) fijación mecánica (ImpAcT, Rivtac, remachado autoperforante (clinching)), b) unión adhesiva, c) soldadura por láser y por arco de gas tungsteno, y d) técnicas de soldadura en estado sólido (soldadura ultrasónica por puntos, soldadura por agitación de fricción (FSW) y soldadura por puntos de agitación de fricción (FSSW)). [10, 11]. Los métodos de unión mecánica son muy eficaces, pero están asociados a unos costes de consumibles elevados. Los procesos de fusión tienen poca soldabilidad y mayores niveles de distorsión. La soldadura por puntos ultrasónica es prometedora. Entre estos métodos, el FSSW es un método de unión de estado sólido energéticamente eficiente, que puede utilizarse solo o en combinación con la unión adhesiva. Puede emplearse para unir metales distintos, como AA con cobre, magnesio, titanio o acero [8, 12-15].El FSSW es una variante novedosa del FSW "lineal" desarrollada y patentada por Mazda Motor Corp.

El acero T24 representa la nueva generación de aceros de baja aleación resistentes a la fluencia, con mayor resistencia a la fluencia y menor contenido de carbono. Se diseñó como material prospectivo para muros de agua de membrana de centrales eléctricas ultra supercríticas (USC), lo que permite evitar el precalentamiento y el tratamiento térmico posterior a la soldadura (PWHT) durante la soldadura. Sin embargo, nuestras investigaciones sobre el endurecimiento secundario de los aceros de baja aleación que contienen vanadio muestran que las uniones soldadas no templadas experimentan un aumento significativo de la dureza durante la exposición a la temperatura de funcionamiento. Los resultados implican, por tanto, que la PWHT de las soldaduras de acero T24 es necesaria y esta idea se ve respaldada en la actualidad por la aparición de varios problemas con las nuevas instalaciones de bloques USC en Europa.INTRODUCCIÓNLa construcción de centrales eléctricas de alta eficiencia requiere materiales con mayor resistencia a altas temperaturas, mayor resistencia a la oxidación y mayor resistencia a la corrosión a altas temperaturas. Con el aumento de la presión, no sólo los tubos del sobrecalentador fi nal, sino todos los tubos de acero, incluidos los tubos del economizador y los tubos de la pared de agua de membrana (MWW), deben proporcionar una mayor resistencia a las altas temperaturas y a la fluencia [1]. Los aceros T22 (10CrMo9-10) y T12 (13CrMo4-5), convencionales y utilizados en todo el mundo, no tienen una resistencia a la fluencia tan elevada como la requerida para los tubos de membrana de las calderas USC. Estos hechos han llevado al desarrollo de nuevos aceros de baja aleación para las paredes de las membranas: T23 (7CrWVMoNb9-6) y T24 (7CrMoVTiB10-10).Los muros de membrana son componentes muy grandes y la soldadura final se realiza in situ, donde el PWHT es difícil. Además, el PWHT local realizado in situ puede provocar tensiones y deformaciones adicionales en el componente final. Por lo tanto, se requiere un esfuerzo considerable para producir MWW sin tratamiento térmico posterior a la soldadura. Además, el PWHT es caro y requiere mucho tiempo. Si el PWHT es obligatorio, también la reparación del MWW será más difícil y costosa.En algunos trabajos de investigación los autores concluyen que el PWHT de las soldaduras T24 no es necesario, sin embargo algunos trabajos recientes han arrojado conclusiones bastante diferentes [2, 3]. Este trabajo investiga el comportamiento a la fluencia, la resistencia al hidrógeno y la fragilización por revenido de las soldaduras de acero T24 [4].

El artículo presenta una investigación de corte por chorro de agua abrasivo de material heterogéneo "sándwich" con diferentes módulos de elasticidad de Young de la geometría de la superficie cortada por medio de la emisión de vibraciones. Con el fin de confirmar las suposiciones hipotéticas sobre la relación directa entre la emisión de vibraciones y la calidad de la superficie, se ha realizado un experimento en un material heterogéneo compuesto de acero inoxidable (DIN 1.4006 / AISI 410) y aleación AlCuMg2.INTRODUCCIÓNHoy en día existe una serie de métodos y tecnologías diseñados para el corte de material estructural. Constantemente se imponen a estos métodos nuevos requisitos relacionados con la actualidad del material y sus propiedades. El desarrollo en este ámbito ha alcanzado una velocidad vertiginosa y los materiales compuestos u otros materiales heterogéneos han logrado un protagonismo notable. Como en la sección transversal de estos materiales después del corte se producen cambios significativos en las propiedades del material, especialmente en el caso del módulo de elasticidad, esta tarea puede representar un problema considerable para la tecnología convencional. Este inconveniente abre posibilidades de aplicación a tecnologías más versátiles, entre ellas la tecnología de corte por chorro de agua abrasivo. Sin embargo, no es el caso de la tecnología universal e incluso aquí el paso de un instrumento a través de materiales de diversos módulos de elasticidad puede representar un cierto problema.ANÁLISIS DEL ESTADO DE LA TÉCNICAEl tema del corte por chorro de agua abrasivo ha sido objeto de un largo desarrollo e investigación en todo el mundo. Sano et al. [1] se ocuparon del corte por chorro de agua abrasivo de aleaciones amorfas. Los mismos utilizaron láminas magnéticas anticorrosivas en el experimento. Posteriormente Zeng et al. [2] se centraron en el corte de cerámicas policristalinas. Wang et al. [3] elaboraron un estudio sobre el corte de materiales recubiertos mediante chorro de agua abrasivo incluyendo modelos empíricos diseñados para la predicción y rendimiento del corte. El uso del cabezal oscilante en el corte de materiales compuestos fue examinado por Lemma et al. [4] mediante la utilización del compuesto GFRP. Otro autor que se ocupó del mecanizado de materiales compuestos mediante chorro de agua abrasivo fue Azmir et al. [5] que aplicaron el enfoque de Taguchi a un experimento diseñado y como parámetro examinado se utilizó el parámetro de la superficie generada Ra. Muchos autores se dedicaron a las alternativas de control indirecto en el proceso de corte por chorro de agua abrasivo.

Este artículo presenta los resultados experimentales del torneado de hierro esferoidal (grado EN-GJS-500-7) utilizando herramientas de L-CBN. El proceso de corte puede clasificarse como corte de alto rendimiento (HPC) debido a una tasa de arranque de material relativamente alta de unos 190 cm3/min. Las investigaciones realizadas incluyen magnitudes fundamentales del proceso y características de la superficie mecanizada, es decir, fuerzas de corte componenciales, energía de corte específica, valores medios y máximos de la temperatura de corte, así como distribución de la temperatura en la zona de corte, progreso del desgaste de la herramienta visualizado mediante curvas de desgaste apropiadas y parámetros de rugosidad superficial 2D/3D.INTRODUCCIÓNRecientemente, la fabricación avanzada ha seguido aplicando materiales con propiedades de servicio específicas. En particular, las industrias de construcción de maquinaria, automoción y energía eólica consumen más fundiciones dúctiles, incluidas las fundiciones nodulares/esferoidales (NCI/SCI), las fundiciones de grafito compactado (CGI) y las fundiciones dúctiles austempladas (ADI). Esta tendencia puede explicarse por sus mayores resistencias mecánicas, que mantienen buenas resistencias a la fluencia (plasticidad) y a la fatiga [1]. Según el índice de maquinabilidad, estos hierros se clasifican como materiales difíciles de mecanizar. Sus índices de maquinabilidad son comparables a los de los aceros aleados de alta resistencia, por ejemplo el P-F SCI con el acero AISI 4140 [2]. En consecuencia, necesitan rutinas tecnológicas especiales para ser mecanizados eficientemente. Por otra parte, los fabricantes de herramientas de corte aún no recomiendan las herramientas y condiciones de corte adecuadas [3]. El mecanizado de SCI necesita, debido a su característica microestructura bifásica con inclusiones globulares de grafito y alta ductilidad, materiales para herramientas de corte más resistentes al desgaste, como carburos recubiertos multicapa, cerámicas de nitruro de silicio recubiertas y sin recubrir Si3N4, (recubiertas con Al2O3/TiN), SIALON y L-CBN dependiendo del grado de hierro y las condiciones de mecanizado [4].Debido a que los experimentos previos de corte al mecanizar material SCI P-F con herramientas de corte de nitruro de silicio revestidas y sin revestir indicaron vidas de herramienta bastante bajas, de varios minutos como máximo [3-5], este estudio se realizó utilizando herramientas L-CBN. Obviamente, se sabe que las herramientas de CBN son capaces de mecanizar hierro EN-GJS-500-7 con una velocidad de corte claramente superior, de hasta unos 500 m/min. Además, la tasa de arranque de material (MRR) puede aumentar considerablemente [6].

El ciclo de pruebas, descrito en el documento, incluía pruebas de granulación de coque brisa de grano fino y pruebas de sinterización de concentrado de hierro con el uso de muestras de granulado seleccionadas. El uso de granulado de brisa de coque en el proceso de sinterización se traduce en una mayor eficiencia del proceso, una menor duración de la sinterización y un ahorro de combustible.INTRODUCCIÓNLas cantidades de residuos de carbón de grano fino que se generan anualmente en las industrias del carbón, el coque y la química son relativamente elevadas, lo que intensifica considerablemente la exploración de nuevos métodos para su gestión. Estos materiales residuales incluyen lodos de carbón, residuos de fl otación, polvos abrasivos de coque de carbón, fracciones de grano fino de la brisa de coque y hollín de carbón. Una propiedad común de estos materiales es su tamaño de grano, en su mayoría inferior a 2 mm. La forma más común de gestión de estos materiales es su utilización para la producción de mezclas de carbón, concentrados de carbón y combustibles energéticos. También son utilizados por otras industrias; el mejor ejemplo es la metalurgia, donde desde hace varios años se observan intentos de sustituir los reductores convencionales (por ejemplo, el coque o la brisa de coque) por materiales de carbón de grano fino [1-3].El combustible utilizado en los procesos de sinterización del mineral de hierro es la brisa de coque. Su combustión produce una cantidad suficiente de calor que se suministra a la mezcla sinterizada. Uno de los factores que afectan significativamente al curso de la combustión de la brisa de coque es su tamaño de grano. Muchos estudios y prácticas industriales han demostrado que la brisa de coque de grano grueso provoca un retraso en la combustión, lo que conlleva un mayor consumo de energía térmica durante el proceso. Por otro lado, el combustible de grano fino reduce la permeabilidad de la mezcla de sinterizado y, por tanto, la efi cacia del propio proceso. Por este motivo, se evita utilizar en la cinta de sinterización fracciones de ceniza de coque con un tamaño de grano inferior a 1 mm. En el presente artículo se analizan los resultados de un estudio sobre la granulación de granos de tamaño inferior a la brisa de coque desde el punto de vista de la utilización del aglomerado producido en el proceso de sinterización del mineral de hierro. Se han determinado los efectos del aglomerado en el consumo total de combustible durante el proceso y en la producción de sinterizado [4-10].METODOLOGÍA DE INVESTIGACIÓNEl ciclo de pruebas propuesto incluía pruebas de granulación de granos finos de coque brisa y pruebas de sinterización de concentrado de hierro con el uso de muestras de granulado seleccionadas. muestras de granulado seleccionadas. Para las pruebas de granulación, se utilizaron fracciones de brisa de coque con un tamaño de grano inferior a 1 mm. El análisis del grano se presenta en la Tabla 1.

El presente trabajo trata de la determinación de la causa del desgaste de un molde a presión procesado térmicamente y nitrurado con recubrimiento de (Ti, Al)(C, N). Se comprobó que la vida útil del revestimiento de (Ti, Al)(C, N) no se veía afectada ni por las irregularidades de la superficie del sustrato ni por la presencia de inclusiones no metálicas. Cabe suponer que el uso de un revestimiento más grueso puede ser favorable para mitigar el efecto de los cambios bruscos de temperatura del molde durante el vertido y el enfriamiento de la superficie del molde.INTRODUCCIÓNEl aumento de la vida útil del molde a presión se traduce directamente en una reducción de los costes de producción de la fundición. Algunos trabajos recientes dedicados a este tema exploran la idea de aplicar un recubrimiento de (Ti, Al)(C, N) sobre la superficie del molde a presión que constituya una barrera térmica y antierosión. Estos revestimientos aumentan la lisura del molde, lo que se traduce en una buena calidad de la superficie de colada. Aunque los fundidores están muy interesados en este método para prolongar la vida útil de los moldes, hasta la fecha siguen disponiendo de una selección muy limitada de datos comparativos relativos a la durabilidad de los moldes [1-7]. Por esta razón, el ensayo descrito en este trabajo se centró en el establecimiento de la causa de los daños de un molde de presión fabricado con acero para trabajo en caliente procesado térmica y termoquímicamente y provisto de revestimiento de (Ti, Al)(C, N).EXPERIMENTO, DISCUSIÓN DE LOS RESULTADOSEl molde de presión se fabricó con un acero para herramientas de trabajo en caliente de la siguiente composición 0,55 % C, 1,68 % Si, 6,35 % Cr, 1,73 % Mo, 1,39 % V, el resto Fe. En el estado inicial, la estructura del acero consistía en pequeños carburos de aleación esferoidales equidistantes en una matriz de ferrita de grano fino. La dureza del acero era de ~230 HB. Partes de las matrices de fundición a presión se templaron en aceite a partir de 1 020 °C. El tiempo de austenitización fue de 30 min. El revenido se realizó dos veces a 620 °C durante 50 min. seguido de enfriamiento en aire. En este estado, la estructura del acero consistía en pequeños carburos de aleación esferoidales igualmente espaciados en una martensita templada a alta temperatura. La dureza del material tras el tratamiento térmico era de 44 ± 1 HRC. Después de este tratamiento térmico, las piezas de la matriz se pulieron con papel abrasivo de grano fino y, a continuación, se perfiló su geometría superficial con un chorro de agua que contenía un 20% en peso de polvo de Al2O3. Este tratamiento se realizó durante ~3 min, utilizando una presión de chorro de ~2,5 bar. Los parámetros de la estructura geométrica se midieron en el TalyScan 150 de la marca Taylor Hobson con el software TayMap Expert v.2.0.15. La sección medida fue de 1 mm.

En el trabajo se presentan los resultados del estudio de los cambios de peso de los elementos filtrantes cuando se calientan. Para todas las variantes de elementos filtrantes en las fases primarias de calentamiento se observa un aumento característico de sus dimensiones lineales debido a su dilatación térmica. Se estableció que el uso de silicato de etilo hidrolizado como aglutinante, así como solución acuosa de vidrio líquido con adición de polvo de aluminio en el material refractario permite obtener elementos filtrantes sin sinterización en fase sólida a alta temperatura.INTRODUCCIÓNJunto con los métodos de refinación ampliamente conocidos en la metalurgia, se utiliza más ampliamente un método de filtración relativamente nuevo de refinación de metales y aleaciones que se caracteriza por su alta eficacia y disponibilidad [1,2], ya que no requiere una gran inversión de capital y simplemente se adapta a los procesos tecnológicos existentes. La esencia del método consiste en hacer pasar una masa fundida metálica a través de una unidad de filtración, como resultado de la cual, a través de fenómenos físico-químicos, de adhesión y adsorción, mecánicos y otros, tiene lugar el refinado de la masa fundida a partir de inclusiones no metálicas [3].Existen dos esquemas principales del proceso de refinado por filtración de metales: 1) filtración a través de filtros planos (bidimensionales) (placas, mallas) y 2) filtración a través de filtros tridimensionales. Los primeros, debido a su pequeña altura (anchura), permiten limpiar la masa fundida principalmente de grandes inclusiones no metálicas en su mayoría de carácter exógeno, cuyas dimensiones son mayores que r los canales de poros del filtro.La reducción del tamaño de las aberturas (canales) o el uso de un filtro multicapa aumenta el efecto de limpieza, pero está limitado por la posibilidad de que la masa fundida pase a través de los canales del filtro debido al aumento de la contrapresión relacionada con la falta de humectación de la superficie del filtro con la masa fundida filtrada.  Los filtros bidimensionales no permiten limpiar eficazmente una masa fundida metálica de inclusiones finamente dispersas cuyo tamaño es muy inferior al de sus aberturas. Además, en los fundidos metálicos las inclusiones finamente dispersas, tanto numérica como volumétricamente, constituyen la mayor parte de las partículas no metálicas. Este inconveniente de los filtros bidimensionales no puede eliminarse mediante ningún método de activación de la interacción de las partículas no metálicas con la superficie del filtro. Cabe señalar que los filtros bidimensionales se utilizan mucho en la fundición de hierro, ya que al filtrar hierro es importante que no haya partículas no metálicas rugosas en el metal cuyo tamaño supere el de las inclusiones de grafito, porque las propias inclusiones de grafito en una matriz metálica son también el punto de concentración de tensiones internas y de origen de grietas.