Resistenza tra gli strati in FDM: la fisica della saldatura dei polimeri

Due provini dello stesso filamento, stampati con lo stesso profilo e testati secondo la stessa norma, possono differire di oltre un quarto nella resistenza a rottura solo perché uno è disteso sul piatto e l'altro è costruito in piedi. La scheda tecnica Stratasys dell'ULTEM 9085 lo documenta con numeri espliciti, riferiti a una punta T16 e a strati da 0,254 mm: i campioni in orientamento XZ (distesi su un fianco) raggiungono 68 MPa ± 2 MPa di resistenza a rottura con il 5,4% ± 0,5% di allungamento; quelli in ZX, con il carico parallelo all'asse di costruzione, si fermano a 49 MPa ± 9 MPa e all'1,9% ± 0,5%, senza snervamento. Il modulo elastico passa da 2,51 GPa ± 0,06 GPa a 2,41 GPa ± 0,15 GPa: praticamente invariato. La tenacità, invece, crolla: l'Izod intagliato scende da 88 ± 21 J/m a 40 ± 4 J/m, quello non intagliato da 650 ± 70 J/m a 187 ± 42 J/m. La stessa scheda avverte che sono valori tipici di riferimento e non specifiche di progetto, il che non riduce la chiarezza del fenomeno.

Questa asimmetria ha una lettura fisica precisa. La rigidezza è una proprietà distribuita nel volume: catene polimeriche e vuoti fra le strade contribuiscono tutti insieme, e il modulo non cambia molto se una porzione di materiale è mal saldata. La resistenza ultima, la duttilità e la tenacità si decidono invece localmente, nei piani di saldatura tra strati e tra strade adiacenti, che sono le superfici su cui si concentra la sollecitazione e da cui parte la frattura. Un solo dato va in controtendenza e merita prudenza: la compressione, dove la scheda riporta 140 ± 9 MPa in XZ e 340 ± 30 MPa in ZX. Le interfacce caricate in compressione pura non possono delaminare, ma i risultati di compressione su provini stampati sono molto sensibili alla geometria del provino e alle condizioni di vincolo, quindi vanno letti come indicativi.

Il punto utile per chi progetta o stampa è che quasi tutte le manopole disponibili in slicer (temperatura, velocità, ventilazione, altezza di strato, larghezza di estrusione, numero di pezzi sul piatto) agiscono sulla stessa variabile: la storia termica dell'interfaccia. E la relazione non è lineare, il che spiega perché due stampe con lo stesso profilo possano differire di decine di punti percentuali nella resistenza fuori piano.

Che cosa accade in un'interfaccia appena deposta

Mobilità molecolare: la condizione necessaria

Un termoplastico amorfo è un liquido congelato: sotto la temperatura di transizione vetrosa Tg la mobilità dei segmenti di catena crolla di molti ordini di grandezza. Perché due strade si saldino non basta il contatto: le catene devono diffondere attraverso l'interfaccia e rientanglarsi con quelle del lato opposto. Nella teoria della guarigione delle cricche di Wool e O'Connor il recupero delle proprietà meccaniche segue

$R(t) \approx \left(\frac{t}{\tau_{rep}}\right)^{1/4} \qquad (t < \tau_{rep})$

dove $R$ è il rapporto, adimensionale, tra la proprietà misurata sull'interfaccia e la stessa proprietà nel materiale massivo, $t$ è il tempo di contatto (s) e $\tau_{rep}$ è il tempo di reptazione (s), cioè il tempo tipico perché una catena esca dal tubo formato dalle catene vicine. Nel lavoro originale lo sforzo e la deformazione a rottura scalano come $t^{1/4}$, l'energia di frattura come $t^{1/2}$, e la guarigione completa si raggiunge solo per tempi confrontabili con $\tau_{rep}$, che a sua volta cresce con il cubo della massa molecolare e dipende dalla temperatura in modo esponenziale.

L'esponente 1/4 ha una conseguenza pratica spesso fraintesa: nella fase iniziale la resistenza cresce lentamente con il tempo, ma la transizione verso la resistenza piena è brusca. Non si guadagna un po' di resistenza per ogni secondo in più: si passa da un'interfaccia parzialmente saldata a una saldata.

Nei materiali semicristallini la soglia utile non è la Tg ma la temperatura di fusione e di cristallizzazione: la mobilità scompare quando la fase cristallina si ricostruisce, e la finestra utile è quella in cui il materiale resta fuso o sufficientemente amorfo. È il motivo per cui i materiali ingegneristici semicristallini vengono stampati in ambienti riscaldati.

Contatto e diffusione: due colli di bottiglia in serie

Anche con mobilità sufficiente, la diffusione avviene solo dove le superfici sono a distanza molecolare. Nella stampa a estrusione il contatto intimo non è prodotto dalla tensione superficiale, ma dalla pressione dell'estruso trascinato contro il substrato: le strade appena deposte sono schiacciate e riempiono parte dei vuoti fra quelle sottostanti.

Coogan e Kazmer hanno combinato un modello di contatto intimo guidato dalla pressione con un modello di diffusione, misurando in linea pressione, temperatura e viscosità del fuso con un reometro integrato nell'ugello. Su provini in HIPS hanno trovato che alle temperature di fusione più alte la diffusione era già sufficiente a una guarigione completa e che il limite era il contatto, cioè i vuoti residui; fra i parametri, la larghezza di strada aveva l'effetto più forte, perché influenza in modo dominante la pressione di contatto. Nello studio precedente sugli stessi principi, un modello di guarigione controllato dalla diffusione aveva previsto la resistenza di giunzione misurata su ABS con un coefficiente di determinazione di 0,795, usando soltanto dati reologici e parametri di processo.

La fase iniziale della coalescenza, prima della diffusione vera e propria, è descritta come sinterizzazione viscosa: il collo fra due filamenti cresce secondo una relazione del tipo

$\left(\frac{y}{a}\right)^2 \propto \frac{\Gamma\,t}{\eta\,a}$

dove $y$ è il raggio del collo (m), $a$ il raggio del filamento (m), $\Gamma$ la tensione superficiale (N/m) e $\eta$ la viscosità (Pa·s); il coefficiente numerico dipende dal modello geometrico adottato. Bellehumeur e colleghi hanno misurato sull'ABS P400 viscosità a taglio nullo di 48 000, 14 000 e 5 100 Pa·s a 200, 220 e 240 °C, una tensione superficiale stimata di 0,029 N/m a 240 °C e una crescita del collo trascurabile sotto i 200 °C. Poiché la velocità di coalescenza scala come $\eta^{-1/2}$, un salto di 20 °C che triplica la viscosità riduce la crescita del collo di circa un fattore 1,6 a parità di tempo. Nei loro modelli termici il filamento restava sopra i 200 °C per 2,3–2,9 s.

La temperatura che conta non è quella dell'ugello

Quando la strada tocca lo strato precedente, la temperatura dell'interfaccia è una media pesata dalle effusività termiche $e = \sqrt{k \rho c_p}$ dei due corpi. Per due porzioni dello stesso materiale la formula si semplifica:

$T_i \approx \frac{T_{melt} + T_{sub}}{2}$

con $T_{melt}$ temperatura del fuso in uscita (°C) e $T_{sub}$ temperatura del substrato al momento del contatto (°C). È esattamente la definizione operativa usata da Seppala e colleghi: la temperatura di saldatura è la media fra lo strato in deposizione e il primo sottostrato, misurata con termografia a infrarossi a 60 Hz.

I loro dati mostrano quanto la finestra sia breve: la zona di saldatura scende sotto la Tg dell'ABS in circa 2 s, con velocità di raffreddamento dell'ordine di 100 °C/s, e il secondo sottostrato non supera mai la Tg. Due osservazioni quantitative aiutano a capire perché.

La prima riguarda la diffusione del calore. Con una diffusività termica $\alpha = k/(\rho c_p)$ dell'ordine di $1 \times 10^{-7}$ m²/s per i termoplastici amorfi (ordine di grandezza basato su valori tipici di letteratura, ad esempio per l'ABS $k \approx 0{,}17$ W/(m·K), $\rho \approx 1040$ kg/m³, $c_p \approx 1400$ J/(kg·K)), la lunghezza di penetrazione $\delta \approx \sqrt{\alpha t}$ vale circa 0,35 mm dopo 1 s e 0,5 mm dopo 2 s. È confrontabile con lo spessore di uno strato: l'ipotesi di corpi semi-infiniti regge solo per una frazione di secondo, poi contano il piatto e la geometria della parte.

La seconda riguarda la scala temporale di raffreddamento di una strada, che cresce con il quadrato della sua dimensione caratteristica, $\tau_{cool} \sim L^2/\alpha$: per $L = 0{,}2$ mm (stima illustrativa) si ottiene circa 0,3 s, per $L = 0{,}4$ mm circa 1,3 s. Strati più alti non solo riducono il numero di interfacce per unità di altezza, ma allungano in modo quadratico il tempo disponibile per la diffusione. Il prezzo è una peggiore definizione geometrica e un contenuto di vuoti che dipende dalla pressione di contatto.

Il tempo equivalente di saldatura

Il parametro che unifica temperatura e tempo è il tempo equivalente di saldatura, cioè il tempo che l'interfaccia avrebbe dovuto trascorrere a una temperatura di riferimento per ottenere lo stesso grado di diffusione:

$t_w = \int_{0}^{t_g} \frac{dt}{a_T\big(T(t)\big)}$

dove $t_g$ è l'istante in cui l'interfaccia scende sotto la Tg (s) e $a_T$ è il fattore di shift della sovrapposizione tempo-temperatura, definito dalla relazione di Williams-Landel-Ferry

$\log_{10} a_T = -\frac{C_1\,(T - T_r)}{C_2 + (T - T_r)}$

Per il filamento ABS usato nei loro esperimenti, Seppala e colleghi hanno determinato $C_1 = 4{,}65$, $C_2 = 200{,}9$ °C e $T_r = 230$ °C, con misure valide fra 130 e 270 °C. Con questi parametri (calcolo illustrativo, non una misura) si ottiene $a_T(180\,°C) \approx 35$ e $a_T(200\,°C) \approx 6{,}5$: a 200 °C la mobilità è 5,3 volte quella a 180 °C. A parità di finestra temporale, il tempo equivalente di saldatura sarebbe 5,3 volte più lungo, con un aumento della resistenza di interfaccia di circa il 50% (scaling $t^{1/4}$) e dell'energia di frattura di oltre il doppio (scaling $t^{1/2}$). L'effetto reale tende a essere maggiore, perché un substrato più caldo resta sopra la Tg anche più a lungo, ma il calcolo vale solo finché l'interfaccia non ha raggiunto la guarigione completa.

La dipendenza dalla temperatura diventa ancora più brutale avvicinandosi alla transizione vetrosa. Con i valori quasi universali $C_1 = 17{,}44$ e $C_2 = 51{,}6$ K riferiti alla Tg, un substrato a 10 K sopra la Tg ha tempi di rilassamento di ordini di grandezza più lunghi di uno a 40 K sopra la Tg: nelle ultime decine di gradi prima della Tg il materiale contribuisce alla saldatura quasi nulla. È anche la ragione per cui la temperatura del substrato al contatto pesa più della temperatura nominale dell'ugello, che entra nella media di $T_i$ solo per metà.

Nell'intervallo studiato da Seppala e colleghi (210–270 °C di temperatura di estrusione, 3–100 mm/s) il tempo equivalente di saldatura varia di circa due ordini di grandezza, da 0,1 a 100 ms con riferimento a 230 °C, ed è molto più sensibile alla temperatura che alla velocità. Nessuna delle condizioni provate raggiunge però la resistenza del materiale massivo: l'energia di lacerazione non supera il 70% del valore di riferimento, e gli autori non hanno ancora una spiegazione definitiva del limite. Nella stessa discussione citano confronti in cui provini ABS ottenuti per estrusione di materiale arrivano al 30–70% della resistenza di provini a iniezione, mentre la resistenza in Z dell'ULTEM è circa la metà di quella del materiale a iniezione.

Il tempo di strato: una variabile che non si imposta

Il substrato al momento del contatto non è a temperatura ambiente: è lo strato precedente, che ha avuto a disposizione un certo tempo per raffreddarsi. Quel tempo è il tempo di strato e dipende dall'area da percorrere in un layer e dalla portata di estrusione:

$t_L = \frac{A_{layer}}{Q}, \qquad Q = v\,h\,w$

dove $A_{layer}$ è l'area percorsa in uno strato (mm²), $Q$ la portata volumetrica (mm³/s), $v$ la velocità di traslazione (mm/s), $h$ l'altezza di strato (mm) e $w$ la larghezza di estrusione (mm). Con $v = 60$ mm/s, $h = 0{,}2$ mm e $w = 0{,}45$ mm si ha $Q = 5{,}4$ mm³/s, che corrisponde a un avanzamento del filamento di circa 2,2 mm/s (esempio illustrativo; la sezione di un filamento da 1,75 mm è 2,40 mm²). Il rapporto fra sezione del filamento e sezione della strada è di circa 20:1 nel caso misurato da Seppala e colleghi, ridotto a 19:1 da un fattore di correzione per l'ABS.

La portata ha anche un effetto reologico diretto. Lo shear rate apparente alla parete dell'ugello vale

$\dot\gamma_{aw} = \frac{4Q}{\pi R^3}, \qquad \dot\gamma_w = \frac{3n+1}{4n}\,\dot\gamma_{aw}$

con $R$ raggio dell'ugello (m) e $n$ indice di legge di potenza. Nell'esempio precedente, con $R = 0{,}2$ mm e $n = 0{,}32$ (valore misurato per l'ABS), si ottiene $\dot\gamma_w \approx 1{,}3 \times 10^3$ s⁻¹. A questi shear rate il fuso è profondamente shear-thinning, e la viscosità efficace durante la deposizione è molto inferiore alla viscosità a taglio nullo misurata in oscillazione: le stime di coalescenza basate su valori di taglio nullo, come i 5 100–48 000 Pa·s riportati per l'ABS P400, rischiano quindi di sovrastimare la viscosità in gioco nei primi istanti dopo la deposizione.

Tornando al raffreddamento, il tempo di strato determina se il substrato si trova ancora vicino alla Tg quando arriva la strada successiva: tempi lunghi significano substrato freddo e interfaccia tiepida, tempi brevi substrato caldo e interfaccia più efficace. Questa lettura locale va però incrociata con l'ambiente termico complessivo, e i dati sperimentali mostrano che le due cose possono agire in direzioni opposte. Nel lavoro già citato, stampare più lentamente allungava il tempo di strato e quindi raffreddava il substrato, eppure il tempo equivalente di saldatura aumentava leggermente: gli autori lo attribuiscono all'ambiente di costruzione complessivamente più caldo (più tempo per il trasferimento di calore dal piatto riscaldato), al riscaldamento per irraggiamento dell'ugello, che resta più a lungo sopra la zona appena deposta, e alla maggiore permanenza del fuso nell'ugello, che arriva a depositarsi con più massa termica. In geometrie diverse, e in particolare in una parte piena o con tempi di strato molto brevi, il contributo locale può pesare di più.

Questo spiega perché le euristiche del tipo stampa più piano e avrai pezzi più resistenti non siano affidabili. L'obiettivo non è la velocità né il tempo di strato in sé, ma la temperatura del substrato al momento del contatto, che dipende insieme dalla geometria, dal numero di pezzi sul piatto, dalla durata complessiva della stampa, dal piatto riscaldato e dall'eventuale camera chiusa. Vale anche la pena ricordare che la temperatura non è uniforme: in una macchina aperta gli strati superiori di una parte alta possono raffreddarsi verso l'ambiente mentre quelli inferiori restano più caldi per effetto del piatto, con il risultato che la qualità delle interfacce può variare lungo l'asse Z. È un'inferenza coerente con i profili misurati, non una regola generale.

Che cosa fare in pratica

Le prestazioni di base dei filamenti disponibili sono riassunte nella guida alla scelta; per la resistenza fuori piano conta invece la storia termica, e le manopole che la controllano hanno effetti molto diversi fra loro.

Manopola	Meccanismo	Effetto sulla resistenza in Z	Contropartita
Temperatura di estrusione più alta, entro i limiti di degradazione	Aumenta $T_i$ e allunga la finestra sopra la Tg	Forte: nei dati citati il tempo equivalente varia di circa due ordini di grandezza fra 210 e 270 °C	Degradazione del polimero, bolle, odore, filamenti, peggior controllo dimensionale
Camera o ambiente riscaldato	Alza $T_{sub}$ e quindi $T_i$ su tutte le interfacce	Forte e distribuito	Accumulo di calore, deformazione, requisiti hardware, interazione con sbalzi e supporti
Tempi di strato più brevi (geometrie massicce, più pezzi, velocità più alta)	Substrato più caldo al contatto	Positivo sul piano locale, ma contrastato dall'ambiente complessivo	Rischio di deformazione e di perdita di tolleranze
Larghezza di strada e diametro dell'ugello maggiori	Maggiore pressione di contatto e maggiore area saldata	Positivo: nel modello di contatto la larghezza era la variabile dominante	Risoluzione, dettaglio minimo, tempi
Altezze di strato maggiori	Massa termica maggiore, $\tau_{cool} \propto L^2/\alpha$, meno interfacce per unità di altezza	Positivo sulla saldatura	Finitura, tolleranze, sbalzi e ponti più difficili
Ventilazione di parte ridotta	Raffreddamento più lento, più tempo sopra la Tg	Positivo fuori piano	Peggiora sbalzi e ponti; nei semicristallini cambia il grado di cristallizzazione finale, quindi ritiro e duttilità
Orientamento del pezzo	Sposta la sollecitazione fuori dal piano debole	Molto forte, senza costi di processo	Vincoli geometrici, supporti, effetto gradino; cambiano accoppiamenti e tolleranze
Trattamento termico dopo la stampa	Completa la diffusione e riduce i vuoti	Molto forte sulla tenacità interlaminare	Ore di trattamento, attrezzatura di vincolo, distorsione

Orientamento e progetto

Il riferimento terminologico è la norma ISO/ASTM 52921:2013, che definisce l'asse Z come normale ai piani di strato e la notazione di orientamento ortogonale: un provino con la dimensione maggiore lungo Z, la seconda lungo X e la terza lungo Y è in orientamento ZXY, e la simmetria permette abbreviazioni come Z o ZX per i provini a osso di cane previsti da ASTM D638 e ISO 527. La regola di progetto che ne deriva è semplice: il carico di trazione massimo dovrebbe restare nel piano degli strati, e quando la direzione di costruzione è imposta dalla geometria conviene convertire le sollecitazioni di trazione fuori piano in compressione o in taglio.

La flessione è il caso che punisce di più l'anisotropia, perché mette in trazione le interfacce sul lato teso. Nella stessa scheda ULTEM, i provini XZ non si rompono a flessione, mentre quelli ZX si rompono a 60 ± 8 MPa con il 3,7% ± 0,6% di deformazione, e il modulo flessionale scende da 2,40 ± 0,03 GPa a 2,12 ± 0,08 GPa. Se il pezzo lavora a flessione, l'orientamento è una scelta di progetto, non un dettaglio di slicing.

Trattamento termico dopo la stampa

Per l'ABS, Hart e colleghi hanno trattato termicamente in modo isotermo provini SENB stampati per estrusione, a temperature da 25 a 75 °C sopra la Tg (la Tg del loro filamento ABS M30 era circa 103 °C), per periodi di ore e con il pezzo vincolato in un'attrezzatura di supporto. Nelle condizioni più aggressive la tenacità interlaminare in modo I è aumentata di oltre il 2700% rispetto al riferimento non trattato, con migrazione e aggregazione dei vuoti osservate alla tomografia a raggi X, e alcuni valori hanno superato quelli riportati in letteratura per ABS a iniezione. È un risultato su una geometria specifica e un materiale specifico, ma indica che una parte della debolezza fuori piano è recuperabile dopo la stampa, al costo di ore di trattamento, di un vincolo meccanico e di un rischio concreto di distorsione.

Come verificare invece di supporre

Il confronto fra orientamenti richiede accortezza metodologica: i due provini vanno stampati nello stesso lavoro, con lo stesso profilo, perché altrimenti si misura l'effetto dell'ambiente termico di quella stampa, non dell'orientamento. La norma ISO/ASTM 52921 chiede di documentare posizione e orientamento iniziale delle parti nel volume di costruzione proprio per rendere ripetibili i risultati.

Sul piano della misura, il parametro più informativo non è la resistenza a trazione in sé ma la resistenza dell'interfaccia. Seppala e colleghi hanno isolato la saldatura con una prova di frattura in modo III su provini tagliati fra l'ottavo e il nono strato, ottenendo l'energia di lacerazione dalla forza e dalla larghezza reale della saldatura. Un'alternativa più alla portata di un laboratorio artigianale è la misura della larghezza di saldatura e del contenuto di vuoti su sezioni lucidate al microscopio, dove si osserva che la zona di contatto è più stretta della larghezza nominale della strada. Anche l'aspetto della superficie di frattura è diagnostico: una frattura fragile e lucida, senza materiale stirato, indica una saldatura assente o parziale. Va infine ricordato che la dispersione è alta: nella scheda ULTEM la deviazione standard della resistenza a rottura in ZX è di 9 MPa su 49 MPa, quindi un provino singolo non è una prova.

Errori frequenti e compromessi

Attribuire la debolezza fuori piano al numero di pareti o alla percentuale di riempimento è il fraintendimento più comune: il riempimento cambia la massa termica e il modo di collasso, e in una parte sparsa la pelle si flette invece di delaminare, ma non cambia la resistenza dell'interfaccia per unità di area. In una tesi di dottorato dedicata al tema le parti a riempimento pieno si deformano sotto trazione in modo simile a un pezzo convenzionale, mentre le geometrie a riempimento sparso hanno un comportamento diverso, e cambiare strategia di costruzione (quindi la storia termica delle interfacce) ha prodotto un aumento di resistenza del 45% su una geometria complessa. È un risultato di tesi, non un parametro generalizzabile, ma indica che la variabile in gioco è termica.

Altri errori ricorrenti: correggere con il trattamento termico senza vincolare il pezzo, accettando distorsioni di ore; confrontare stampe eseguite in lavori diversi; usare la temperatura dell'ugello come se fosse la temperatura dell'interfaccia; spingere la velocità senza considerare che la permanenza del fuso nell'ugello si accorcia e l'estruso può arrivare al deposito con meno massa termica. Un tempo di strato troppo breve non è però una soluzione gratuita: peggiora la stabilità geometrica, e diversi slicer rallentano la stampa quando il tempo di strato scende sotto una soglia proprio per limitare il surriscaldamento delle parti piccole.

Il compromesso di fondo è tra resistenza fuori piano e precisione dimensionale: tutto ciò che tiene caldo il pezzo migliora la diffusione e peggiora tolleranze, sbalzi e finitura. La scelta va fatta in base alla funzione della parte, non alla ricerca di un profilo ottimale in assoluto.

Domande pratiche

Alzare la temperatura dell'estrusore migliora sempre la resistenza in Z?

No. La leva è forte, ma ha un tetto imposto dal materiale. Nello studio citato, il fit di Williams-Landel-Ferry deviava già alla temperatura più alta, attribuita a degradazione, e le stampe a 270 °C presentavano bolle e difetti tali da rendere i dati poco affidabili; sotto i 200 °C la stampa era instabile, con intasamenti, e alcuni provini si rompevano già al distacco dal piatto. La finestra utile va quindi verificata sull'accoppiata filamento-stampante, perché dipende anche dal tempo di permanenza nel fuso e dalla portata.

Ridurre la velocità rende più resistenti i pezzi fuori piano?

Solo indirettamente. Nei dati misurati l'energia di lacerazione e il tempo equivalente di saldatura dipendono molto dalla temperatura e poco dalla velocità; i guadagni osservati alle velocità basse sono attribuiti all'ambiente di costruzione più caldo, all'irraggiamento dell'ugello e alla maggiore permanenza del fuso. Ridurre la velocità non ha quindi un effetto diretto sulla saldatura, mentre ha un costo diretto sul tempo di produzione.

Vale la pena riscaldare la camera?

Per i materiali amorfi è una delle leve con l'effetto più ampio, perché alza la temperatura del substrato e quindi quella dell'interfaccia su tutto il volume del pezzo, non solo dove il percorso è favorevole. Il prezzo è l'accumulo di calore, con deformazione delle parti piccole e difficoltà su sbalzi e ponti, oltre ai requisiti di macchina e alla ventilazione dell'ambiente di lavoro. L'entità del beneficio va misurata sulla geometria reale.

Indicazioni operative

La resistenza fuori piano non è una proprietà del filamento ma della storia termica delle sue interfacce: conviene ragionare per temperatura del substrato al contatto e per tempo equivalente di saldatura, non per temperatura dell'ugello. Le leve con il rapporto effetto-costo migliore sono la temperatura di estrusione entro i limiti di degradazione, la temperatura dell'ambiente di costruzione e la geometria del contatto, cioè larghezza di strada e diametro dell'ugello; l'orientamento del pezzo resta la scelta più potente perché non ha costi di processo, ma va deciso in fase di progetto. Il trattamento termico post-stampa è l'unico intervento che ha dimostrato guadagni di un ordine di grandezza sulla tenacità interlaminare, con il vincolo di ore di forno e di un'attrezzatura che contenga la distorsione.

Resta un limite da tenere presente: nelle condizioni di stampa studiate la resistenza di saldatura non raggiunge quella del materiale massivo, e la letteratura non è concorde se il collo di bottiglia sia il contatto fisico, e quindi i vuoti, o la diffusione. Per questo i valori di targa in orientamento XZ e ZX vanno trattati come un involucro di riferimento e non come la prestazione attesa del pezzo: la verifica va fatta sulla geometria e sul profilo reali, nello stesso lavoro di stampa con cui si produce il componente.

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