Resistenza in Z nella stampa FDM: adesione tra strati e geometria del cordone

Un componente stampato per deposizione di materiale fuso cede quasi sempre lungo un piano di strato. La spiegazione più diffusa — «gli strati non si attaccano» — è però incompleta, e proprio per questo è difficile capire quali parametri modificare quando un pezzo si rompe. I dati sperimentali indicano due contributi distinti e in parte indipendenti: il grado di guarigione dell'interfaccia, controllato dalla storia termica locale, e l'area effettivamente portante all'interfaccia, controllata dalla geometria del cordone deposto. Nei polimeri che diffondono rapidamente, come il PLA, il secondo può dominare; nei materiali con catene più lente, come l'ABS, i due si sommano. Separarli cambia la scelta di ugello, altezza di strato e profilo termico, e soprattutto cambia il modo in cui si legge un datasheet.

Quanto si perde in direzione Z

Uno studio open access su provini conformi a ISO 527-2, stampati con ugello da 0,4 mm a 205 °C su piano a 60 °C e 100% di riempimento, misura per il PLA una resistenza a trazione di 52 ± 1 MPa lungo X e di 21 ± 2 MPa quando il carico è normale ai piani di strato. Il modulo elastico, nello stesso confronto, scende da 1909 ± 17 MPa a 1621 ± 55 MPa: meno del 20%. Nello stesso lavoro, il PETg passa da 46–50 MPa in direzione XY a 15 ± 2 MPa in direzione Z (Szust e Adamski, Engineering Failure Analysis, 2022).

Materiale e condizione	Direzione di prova	Resistenza a trazione
PLA, h = 0,24 mm	lungo X	52 ± 1 MPa
PLA, h = 0,24 mm	lungo Z	21 ± 2 MPa
PLA, h = 0,12 mm	lungo Z	36 ± 3 MPa
PETg, h = 0,20 mm	lungo XY	46–50 MPa
PETg, h = 0,20 mm	lungo Z	15 ± 2 MPa

Il rapporto tra resistenza in Z e resistenza in piano non è una costante del materiale: nello stesso studio, dimezzare l'altezza di strato porta la resistenza in Z del PLA da 21 a 36 MPa, cioè +71%, con un tempo di stampa superiore del 154%. E non è nemmeno una proprietà intrinseca dell'interfaccia: il datasheet di un PETG commerciale dichiara una resistenza allo snervamento a trazione dei provini stampati in verticale di 50 ± 1 MPa contro 47 ± 2 MPa dei provini orizzontali, con profilo da 0,20 mm, ugello a 250 °C e ventola al 50%, ma riporta una resistenza all'urto Charpy intagliata di 3 ± 1 kJ/m² in verticale contro 6 ± 1 kJ/m² in orizzontale (Prusament PETG, TDS). Lo stesso documento elenca separatamente una «interlayer adhesion» di 18 ± 4 MPa e una resistenza allo snervamento del filamento di 46 ± 1 MPa: sono prove diverse, su provini diversi, e non vanno messe in rapporto diretto.

All'estremo opposto, uno studio su provini di PLA costruiti con un singolo cordone per parete, quindi con un'interfaccia isolata e misurabile, non trova alcuna riduzione di resistenza all'interfaccia: i provini caricati normalmente ai piani raggiungono circa 64 MPa, gli stessi valori della direzione del cordone, su tutta la gamma di altezze di strato (0,1–0,3 mm) e larghezze di cordone (0,4–0,6 mm) analizzata (Allum, Moetazedian, Gleadall e Silberschmidt, Additive Manufacturing, 2020). Se l'interfaccia ha resistenza paragonabile al materiale massivo, l'anisotropia osservata deve avere un'altra causa. La causa è geometrica.

La fisica della guarigione tra due cordoni

Il bilancio termico dell'interfaccia

Quando un cordone fuso viene deposto su quello sottostante, il contatto è efficace solo finché la temperatura all'interfaccia resta sopra la transizione vetrosa del polimero. Per materiali amorfi è questo l'intervallo nel quale le catene possono diffondere attraverso il contatto; sotto la Tg la mobilità segmentale crolla di ordini di grandezza e il legame si congela nello stato in cui si trovava in quel momento.

La scala del raffreddamento si stima con due numeri adimensionali. Con $L_c$ dimensione caratteristica della sezione, $k$ conduttività termica, $h_c$ coefficiente di scambio convettivo, $\rho$ densità e $c_p$ calore specifico:

$Bi = \frac{h_c\,L_c}{k} \qquad \tau = \frac{\rho\,c_p\,L_c}{h_c}$

Per un cordone di qualche decimo di millimetro con $h_c \approx 75\ \mathrm{W\,m^{-2}\,K^{-1}}$, valore impiegato nei modelli di raffreddamento dei cordoni FDM, e $k$ dell'ordine di 0,2 W m⁻¹ K⁻¹, si ottiene $Bi \approx 0{,}05 \ll 1$: il gradiente interno è trascurabile e vale l'analisi a capacità concentrata, esattamente l'ipotesi adottata nei lavori classici. Con $\rho \approx 1240\ \mathrm{kg\,m^{-3}}$, $c_p \approx 1700\ \mathrm{J\,kg^{-1}\,K^{-1}}$ e $L_c = 0{,}1$ mm la costante di tempo risulta $\tau \approx 3$ s. Il calcolo è illustrativo, ma converge con la misura: in Sun, Rizvi, Bellehumeur e Gu, che hanno instrumentato con termocoppie il piano di appoggio di una macchina FDM durante la deposizione di ABS a 270 °C in ambiente a 70 °C, un cordone singolo raggiunge la Tg in circa tre secondi.

In un pezzo reale la convezione non è l'unico canale: la conduzione verso gli strati già deposti scalda l'interfaccia e la mantiene calda. Nello stesso studio, in un provino di trenta strati la temperatura alla base resta sopra la Tg per l'intera durata della costruzione, con una conseguenza misurata: la crescita del collo tra cordoni adiacenti è 0,310 in fondo e 0,187 in cima, e la resistenza a flessione del legame è 2277 kPa quando la rottura avviene negli strati bassi contro 2153 kPa negli strati alti. Il grafico mostra anche un effetto di scala: un provino piccolo costruito da solo resta più caldo di un provino identico ricavato da un pezzo tre volte più lungo, e rompe a 2810 kPa contro 2277 kPa. Non è la forma del modello a determinare la resistenza del legame, ma il tempo che quel punto trascorre sopra la Tg.

Diffusione delle catene: il grado di guarigione

La teoria della guarigione delle cricche nei polimeri descrive cinque stadi — riarrangiamento superficiale, avvicinamento, bagnatura, diffusione, randomizzazione — e per lo stadio di diffusione prevede una crescita della tensione di rottura e della deformazione a rottura proporzionale a $t^{1/4}$, dell'energia a $t^{1/2}$ e un tempo di guarigione completa che scala con il cubo del peso molecolare (Wool e O'Connor, Journal of Applied Physics, 1981). L'esponente 1/4 è il segno della reptazione: le catene lunghe danno più resistenza, ma impiegano molto più tempo a interpenetrarsi.

Per un processo non isotermo come la deposizione a filo, la letteratura usa la generalizzazione:

$\frac{\sigma(t)}{\sigma_\infty} = \left[ \int_0^t \frac{dt'}{t_w\!\left(T(t')\right)} \right]^{1/4}, \qquad t_w(T) = C \exp\!\left(\frac{Q_d}{RT}\right)$

dove $\sigma_\infty$ è la resistenza di un'interfaccia completamente guarita, $t_w$ il tempo di saldatura a temperatura $T$, $R$ la costante dei gas e $T$ la temperatura assoluta. Nella modellazione dell'ABS P400 i parametri usati sono $Q_d = 388{,}7$ kJ/mol e $C = 1{,}08 \times 10^{-47}$ s: con questi valori l'energia di attivazione è tale che il tempo di saldatura si riduce di circa un fattore 800 passando da 170 °C a 200 °C. È questa sensibilità esponenziale che rende la temperatura di estrusione il parametro più potente quando il collo di bottiglia è la diffusione.

La stessa modellazione conferma che l'integrale termico, non la temperatura nominale, governa il risultato: il grado di guarigione previsto cala del 28% nei provini ricavati dal pezzo lungo rispetto a quelli stampati singolarmente, mentre la capacità portante misurata cala solo del 10%. Gli autori attribuiscono la differenza all'estrapolazione del tempo di saldatura fuori dal suo intervallo di validità, ma la conclusione pratica resta: un tempo di strato più lungo, cioè un'interfaccia che arriva al contatto successivo più fredda, peggiora il legame. Un componente sottile stampato insieme a molti altri oggetti, con un percorso lungo per strato, si trova in questa condizione.

Dalla sinterizzazione alla diffusione

Prima ancora che le catene diffondano, i due cordoni devono bagnarsi e formare un collo. Il modello di sinterizzazione viscosa descrive la crescita del raggio di collo $x$ tra due particelle o cilindri di raggio iniziale $a_0$ secondo una relazione del tipo

$\frac{x}{a_0} \propto \left( \frac{\Gamma\,t}{\eta\,a_0} \right)^{1/2}$

con $\Gamma$ tensione superficiale e $\eta$ viscosità a taglio zero. Poiché la viscosità cala di ordini di grandezza in poche decine di gradi intorno alla Tg e sopra di essa, il messaggio è lo stesso della diffusione: conta la finestra di temperatura, non il tempo totale di stampa. Il modello completo usato nella letteratura FDM è quello di Pokluda e colleghi, discusso insieme all'analisi termica in Bellehumeur, Li, Sun e Gu, Journal of Manufacturing Processes, 2004. Nel caso dell'ABS P400 la crescita del collo diventa trascurabile sotto i 200 °C, la cosiddetta temperatura critica di sinterizzazione: sopra quella soglia il legame cresce per bagnatura, sotto è la diffusione a dominare, più lentamente.

La conseguenza operativa è che anche la strategia di percorso conta. Nello studio di Calgary, cordoni deposti in direzione laterale rispetto al termoelaborato raggiungono una crescita di collo di 0,233 contro 0,191 dei cordoni longitudinali, con frazione di vuoti inferiore: il percorso più corto per strato lascia l'interfaccia più calda più a lungo.

La geometria del cordone: dove passa il carico

Ammettiamo, per fissare le idee, che la sezione di un cordone deposto sia assimilabile a un rettangolo di altezza $h$ e larghezza $w-h$, con due calotte semicircolari di raggio $h/2$. La larghezza di contatto tra due cordoni sovrapposti è allora $w-h$, e la frazione di sezione nominale che trasmette il carico attraverso l'interfaccia vale

$\varphi \approx \frac{w-h}{w} = 1 - \frac{1}{AR}, \qquad AR = \frac{w}{h}$

Il modello è una semplificazione: trascura lo schiacciamento reale dell'ugello, la deformazione del cordone sotto il peso degli strati successivi e i vuoti residui. Serve a mostrare la direzione dell'effetto, non a predire un valore. Nello studio di Loughborough l'area portante relativa misurata al microscopio su provini caricati normalmente ai piani è risultata inferiore del 26% rispetto ai provini caricati lungo il cordone (64,8% contro 94,5% nella geometria di riferimento), con una capacità portante specifica inferiore del 28,7% (94,5 contro 126,5 N·mm/g). Ed è esattamente questa riduzione di area, non un legame debole, a spiegare l'anisotropia osservata: la tensione calcolata sull'area di frattura reale coincide con quella del materiale massivo.

La verifica si fa sui numeri di processo. Il flusso volumetrico è

$Q = v\,w\,h$

e la sezione deve conservare il volume imposto dal moltiplicatore di flusso: $A \approx Q/v$. Con ugello da 0,4 mm, $h = 0{,}2$ mm, $w = 0{,}45$ mm e velocità 60 mm/s si ha $Q = 5{,}4$ mm³/s e $\varphi \approx 0{,}56$. Portando $h$ a 0,1 mm con $w = 0{,}5$ mm (velocità 40 mm/s, $Q = 2$ mm³/s) si ottiene $\varphi \approx 0{,}80$: la stessa sezione nominale porta circa il 40% in più. Al contrario, con $h = 0{,}3$ mm e $w = 0{,}5$ mm si scende a $\varphi \approx 0{,}40$, quindi poco più della metà. Aumentare il moltiplicatore di flusso, come suggeriscono alcune guide dei produttori per contrastare la separazione tra strati, agisce proprio su $w$ e quindi su $\varphi$, ma va verificato misurando la larghezza reale del cordone: oltre una certa soglia si ottengono bave e quote fuori tolleranza.

Il rapporto ugello/strato come parametro sintetico

Se $\varphi$ dipende da $w/h$ e $w$ è limitata dal diametro dell'ugello, il parametro più utile non è l'altezza di strato da sola, ma il rapporto tra diametro dell'ugello e altezza di strato. Su provini tubolari in PLA stampati in verticale, caricati in flessione a tre punti nella direzione più debole, i valori misurati seguono con buona approssimazione la relazione empirica $UFS = UFS_{max} - 58{,}19/r^{1{,}5}$, dove $r$ è il rapporto ugello/strato e $UFS_{max}$ la resistenza massima osservata ($R^2 = 0{,}954$). Con ugello da 0,4 mm la resistenza passa da 67,8 MPa a 0,06 mm di strato a 17,5 MPa a 0,40 mm; con ugello da 0,8 mm da 70,7 MPa a 0,15 mm a 31,3 MPa a 0,60 mm (Kuznetsov, Solonin, Urzhumtsev, Schilling e Tavitov, Polymers, 2018). Gli stessi autori indicano tre zone: rapporto 1–2 accettabile solo per pezzi non portanti, 2–4 ottimale per componenti funzionali, oltre 4 per parti critiche in cui il tempo di stampa è secondario. Il cambio di modo di rottura — dal materiale massivo alla separazione lungo i piani — avviene intorno a un rapporto di 1,6. Lo studio di Loughborough, che misura l'area reale, colloca invece il plateau delle prestazioni in Z a un rapporto larghezza/altezza del cordone di circa 2,25–2,5. I due criteri sono formulati su grandezze diverse — diametro dell'ugello contro larghezza effettiva — ma convergono sulla stessa raccomandazione: cordone largo e strato sottile.

Perché la letteratura sembra contraddirsi

Molti studi riportano che strati più sottili migliorano la resistenza in Z, altri riportano l'opposto, e le stesse contraddizioni riguardano velocità e tempo di strato. Le ragioni sono almeno tre, e vale la pena conoscerle prima di confrontare dati trovati in rete.

• Base di normalizzazione. Se la tensione è calcolata sulla sezione nominale, i vuoti e gli intagli tra cordoni la fanno apparire più bassa; se è calcolata sull'area di frattura misurata, l'interfaccia del PLA risulta pari al materiale massivo. Nello studio di Kuznetsov gli autori osservano esplicitamente che, con i vuoti presenti, la tensione calcolata sulla sezione nominale «non ha significato fisico». Molte discrepanze nascono da qui.
• Provini diversi. Barrette monolitiche, dog-bone stampati in verticale, pareti di un solo cordone e tubi in flessione misurano fenomeni diversi: area portante, resistenza del legame, rigidezza strutturale.
• Assenza di norme dedicate. Le prove meccaniche dei manufatti a estrusione di materiale si appoggiano a norme nate per materiali massivi, adattate caso per caso. ASTM F3489-23 è una guida, non una prescrizione di prova, e la nomenclatura dell'orientamento è definita da ISO 17295:2023, che ha sostituito ISO/ASTM 52921:2013. Senza queste informazioni nel rapporto di prova, i dati non sono confrontabili.

Un quadro coerente

La lettura che tiene insieme le evidenze è che la resistenza apparente in Z, calcolata sulla sezione nominale, sia il prodotto di due fattori:

$\frac{\sigma_{Z,\,app}}{\sigma_{bulk}} \approx R_h \cdot \varphi$

con $R_h$ grado di guarigione (da 0 a 1) e $\varphi$ frazione di area portante. Nel PLA, entro gamme di parametri normali, $R_h$ tende a 1 perché la finestra sopra la Tg è sufficiente alla reptazione; quello che resta è la penalizzazione geometrica, che spiega anche perché la duttilità e la tenacità siano molto più penalizzate della resistenza: nella stessa campagna, la tenacità media in Z è 0,98 J/mm³ contro 2,74 J/mm³ in direzione del cordone (35,6%), e la deformazione a rottura scende da 0,038–0,2 a 0,017–0,033 per concentrazione di deformazione sugli intagli tra cordoni. Nell'ABS studiato da Coogan e Kazmer, al contrario, $R_h$ scende sotto 1 e dipende dalle condizioni: la resistenza del legame varia tra il 40% e l'85% di quella del filamento a seconda di temperatura di ugello e piano, velocità, larghezza di cordone e altezza di strato, con un modello di guarigione diffusiva che riproduce i dati con $R^2 = 0{,}795$ (Coogan e Kazmer, Rapid Prototyping Journal, 2017). Lo stesso lavoro indica che larghezze di cordone maggiori e strati più sottili sono gli interventi più efficaci, cioè esattamente l'aumento di $\varphi$.

Applicazioni pratiche

Scelta di ugello, altezza di strato e larghezza di estrusione

Per parti che lavorano a trazione o flessione normale ai piani, il criterio operativo è: diametro ugello maggiore, altezza di strato pari a circa un terzo del diametro, larghezza di estrusione dei perimetri vicina al diametro o poco superiore. Un ugello da 0,6–0,8 mm con strati da 0,2 mm offre contemporaneamente un rapporto ugello/strato elevato e un flusso volumetrico alto, quindi non obbliga a scegliere tra resistenza e tempo di stampa; il prezzo è la risoluzione in XY e la resa dei dettagli. Gli spessori dei perimetri vanno poi adeguati al nuovo diametro, perché una parete di 1,2 mm con ugello da 0,8 mm è fatta di meno cordoni e contiene meno vuoti rispetto agli stessi 1,2 mm con ugello da 0,4 mm.

Gestione termica

Le indicazioni dei produttori vanno nella stessa direzione della fisica. Nella guida sulla separazione tra strati si raccomanda, per il PLA, di aumentare la temperatura di 5 °C per volta se la coesione è insufficiente, di spegnere la ventola per l'ABS e di aumentare il moltiplicatore di flusso in incrementi del 5%; nella pagina sul warping si ricorda che una ventola troppo aggressiva riduce l'adesione tra strati e che, se questo accade, si può recuperare legame aumentando la temperatura dell'ugello. Per i materiali con Tg alta la camera chiusa non serve solo a evitare il ritiro, ma a mantenere l'interfaccia sopra la Tg più a lungo. Un avvertimento pratico: stampare molti oggetti insieme trattiene calore nell'ambiente, ma allunga il tempo che intercorre tra due passaggi dell'ugello sullo stesso punto; sui pezzi piccoli e alti conviene verificare quale dei due effetti prevale, con una prova di rottura, invece di assumerlo.

Post-trattamenti

Il trattamento termico è l'unica via per far guarire un'interfaccia già raffreddata. I risultati sono però modesti rispetto alla geometria, e il costo dimensionale non è banale. Su provini PLA caricati in Z, un'annealing a 60 °C per un'ora ha portato la resistenza da 21 ± 2 a 26 ± 2 MPa (+24%), con deformazione dei provini per flessione; a 80 °C per un'ora il guadagno di resistenza è stato trascurabile e il modulo è calato del 10%. Uno studio su PLA, PETG e PETG rinforzato con fibra di carbonio riporta incrementi massimi del 6,3%, 8,1% e 14,9% rispettivamente, con variazioni dimensionali che crescono all'aumentare della temperatura di trattamento, e con l'altezza di strato che resta il fattore dominante rispetto a tempo e temperatura di annealing (Materials, 2023). Molto più incisivo, ma di natura diversa, è la rifusione vincolata in letto di sale: il PETg stampato in Z è passato da 15 ± 2 a 46 ± 3 MPa dopo due ore a 210 °C, con variazioni dimensionali confrontabili con l'incertezza di misura e con una frattura di tipo duttile al posto della delaminazione fragile; a 230 °C si sono osservati degradazione termica e deformazione. È un processo da forno, che richiede riempimento al 100% e un contenitore di sale, e va verificato pezzo per pezzo prima di essere adottato.

Verifica sperimentale

Poiché nessuna scheda tecnica descrive la configurazione in cui verrà usato il pezzo, la via più solida è una prova interna in Z. Servono provini a osso (per esempio conformi a ISO 527-2) stampati in verticale con lo stesso profilo di produzione, almeno cinque repliche per configurazione, e la registrazione esplicita di ugello, altezza di strato, larghezza di estrusione, temperatura, ventola e moltiplicatore di flusso. Per chi non dispone di una macchina di trazione, la flessione a tre punti su una barretta stampata in verticale è un surrogato accettabile e richiede solo un dinamometro: per una trave rettangolare di larghezza $b$ e spessore $h$ su luce $L$, la tensione massima è

$\sigma_{max} = \frac{3FL}{2bh^2}$

con $F$ carico di rottura in N, $L$, $b$ e $h$ in mm e $\sigma_{max}$ in MPa. Il valore ottenuto non è confrontabile con un dato di trazione: serve a ordinare configurazioni diverse del proprio processo, che è l'informazione di cui si ha bisogno.

Errori ricorrenti e come si manifestano

Sintomo	Causa fisica	Intervento
Delaminazione di pareti alte e strette	interfaccia raffreddata sotto la Tg prima del passaggio successivo	ridurre la ventola, aumentare la temperatura dell'ugello, chiudere la camera, verificare il tempo di strato
Rottura fragile con superficie piana che segue il piano di strato	area portante ridotta e concentrazione di deformazione sugli intagli tra cordoni	ridurre l'altezza di strato o aumentare la larghezza di estrusione, portare il rapporto larghezza/altezza del cordone sopra circa 2,5
Cricche e deformazioni su ABS, ASA e PC	gradienti termici e ritiro impedito, stress residuo che si somma al carico	camera chiusa, temperatura ambiente stabile, velocità ridotta, raccordi al posto di spigoli vivi
Bolle e crepitii dall'ugello, adesione irregolare	umidità assorbita dal filamento che vaporizza nell'interfaccia	essiccazione secondo il datasheet del materiale
Bave e quote fuori tolleranza dopo aver alzato il flusso	sovraestrusione introdotta per «migliorare l'adesione»	calibrare il moltiplicatore misurando la larghezza reale del cordone, non a occhio

Il compromesso di fondo non è tra resistenza e finitura, ma tra tempo e area portante. Ridurre l'altezza di strato aumenta $\varphi$ e la densità di cordoni per millimetro di altezza, al costo di un tempo di stampa che, nei dati citati, cresce del 91% passando da 0,24 a 0,16 mm e del 154% passando a 0,12 mm. Aumentare il diametro dell'ugello ottiene un guadagno simile con un tempo simile o inferiore, ma richiede di rivedere perimetri, tolleranze, supporti e dettagli. La scelta va fatta sulla base di quale dei due fattori — guarigione o area portante — limita il componente in esame.

Domande pratiche

Aumentare la temperatura dell'ugello risolve la resistenza in Z? Dipende da dove sta il collo di bottiglia. Se il polimero guarisce lentamente, come l'ABS, la temperatura è il parametro più efficace, e la letteratura documenta variazioni della resistenza del legame tra 40% e 85% del filamento al variare delle condizioni. Se il polimero guarisce in fretta, come il PLA, il guadagno è marginale e il limite è geometrico. In entrambi i casi la temperatura utile è quella indicata dal produttore per quel grado: salire oltre porta a sbavature, filamenti e degradazione.

Conviene sempre stampare con strati sottili? No. Un fattore tre di riduzione dell'altezza di strato si paga con un tempo di stampa più che doppio e con molti più passaggi di ugello, e non porta alcun vantaggio se la rottura è dominata da difetti di alimentazione, umidità o da un rapporto larghezza/altezza del cordone già critico. Conviene prima portare il cordone a una forma favorevole, poi eventualmente ridurre lo strato.

Il riempimento influisce sulla resistenza in Z? Il carico attraverso un'interfaccia passa essenzialmente per la sezione dei perimetri, che sono solidi anche nei profili cavi; è per questo che gli studi sulla coesione tra strati usano spesso provini composti di sola shell. Il riempimento governa rigidezza e percorso dei carichi, non la qualità del legame. Fa eccezione la rifusione vincolata, che richiede 100% di riempimento per non intrappolare vuoti.

Conclusioni

La resistenza di un pezzo FDM nella direzione normale ai piani dipende da due grandezze che si possono affrontare separatamente. La prima è il grado di guarigione dell'interfaccia: si controlla con la storia termica, quindi con temperatura di estrusione, raffreddamento, temperatura ambiente e tempo tra due passaggi dell'ugello, e per i materiali lenti è il fattore dominante. La seconda è l'area realmente portante all'interfaccia: si controlla con la forma del cordone, quindi con il diametro dell'ugello, l'altezza di strato e la larghezza di estrusione, e per i materiali rapidi come il PLA è il fattore che spiega quasi tutta l'anisotropia osservata, insieme alla concentrazione di deformazione sugli intagli tra cordoni. In pratica: cordone largo, strato sottile, ugello generoso, raffreddamento contenuto dove il pezzo è sollecitato, e una prova di rottura in Z sul proprio profilo prima di usare la resistenza in piano di un datasheet come valore di progetto per un carico normale ai piani.

Immagine di copertina illustrativa: hello, world di oskay, CC BY 2.0.