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JÚLIA MAGALHÃES DA COSTA LIMA
EFEITO DE DIFERENTES ESPESSURAS, TÉCNICAS DE
APLICAÇÃO E PROTOCOLOS DE RESFRIAMENTO NA
RESISTÊNCIA À FRATURA DA CERÂMICA DE
COBERTURA APLICADA SOBRE
INFRAESTRUTURA DE Y-TZP
2014
0
JÚLIA MAGALHÃES DA COSTA LIMA
EFEITO DE DIFERENTES ESPESSURAS, TÉCNICAS DE APLICAÇÃO
E PROTOCOLOS DE RESFRIAMENTO NA RESISTÊNCIA À FRATURA
DA CERÂMICA DE COBERTURA APLICADA SOBRE
INFRAESTRUTURA DE Y-TZP
Tese apresentada ao curso de Odontologia do Instituto de Ciência e
Tecnologia, UNESP - Univ Estadual Paulista, Campus de São José dos
Campos, como parte dos requisitos para a obtenção do título de
DOUTOR, pelo Programa de Pós-Graduação em ODONTOLOGIA
RESTAURADORA, Especialidade Prótese dentária.
Orientador: Prof. Tit. Marco Antonio Bottino
São José dos Campos
2014
1
Apresentação gráfica e normalização de acordo com:
Alvarez S, Coelho DCAG, Couto RAO, Durante APM. Guia prático para
Normalização de Trabalhos Acadêmicos do ICT. Rev. São José dos
Campos: ICT/UNESP; 2013.
L628e
Lima, Júlia Magalhães da Costa
Efeito de diferentes espessuras, técnicas de aplicação e protocolos de
resfriamento na resistência à fratura da cerâmica de cobertura aplicada sobre
infraestrutura de y-tzp / Júlia Magalhães da Costa Lima. - São José dos Campos:
[s.n.], 2014.
138 f. : il.
Tese (Doutorado em Odontologia Restauradora) – Instituto de Ciência e
Tecnologia de São José dos Campos, UNESP - Univ Estadual Paulista, 2014.
Orientador: Prof. Titular Marco Antonio Bottino.
1. Zircônia. 2. Cerâmicas. 3. Resistência à Compressão. 4. Resfriamento. 5.
Rapid Layer. I. Bottino, Marco Antonio. II. Instituto de Ciência e Tecnologia de São
José dos Campos, UNESP - Univ Estadual Paulista. III. Universidade Estadual
Paulista “Júlio de Mesquita Filho”. IV. UNESP – Univ Estadual Paulista. V. Título
tD15
Ficha catalográfica elaborada pelo Serviço Técnico de Biblioteca e Documentação do
Instituto de Ciência e Tecnologia de São José dos Campos – UNESP
AUTORIZAÇÃO
Autorizo a reprodução e divulgação total ou parcial deste trabalho, por
qualquer meio convencional ou eletrônico, desde que citada a fonte.
São José dos Campos, 6 de fevereiro de 2014.
E-mail: [email protected]
Assinatura: ______________________________
2
BANCA EXAMINADORA
Prof. Titular Marco Antonio Bottino (Orientador)
Instituto de Ciência e Tecnologia
UNESP – Univ Estadual Paulista
Campus de São José dos Campos
Prof. Dr. Paulo Francisco César
Faculdade de Odontologia
Universidade de São Paulo – USP
Dra. Susana Salazar Marocho
Pós-doutoranda
Universidade de São Paulo, USP.
Profa. Dra. Renata Marques de Melo
Instituto de Ciência e Tecnologia
UNESP – Univ Estadual Paulista
Prof. Assistente Alexandre Luiz Souto Borges
Instituto de Ciência e Tecnologia
UNESP – Univ Estadual Paulista
São José dos Campos, 06 de fevereiro de 2014.
3
DEDICATÓRIA
A Deus, por me abençoar com a vida. Obrigada por me
dar forças para realizar meu trabalho e por ter colocado pessoas tão
maravilhosas e especiais em minha vida.
Aos meus pais, Hélida Magalhães e Hélio Costa Lima,
simplesmente por serem meus pais. Agradeço todos os dias por ter vocês
na minha vida e por todos os ensinamentos, valores e conselhos que
vocês me deram. Vocês são meus maiores exemplos de ética, caráter,
honestidade e sabedoria. Obrigada pela confiança, compreensão, apoio e
amor incondicional. A vocês, dedico todas as minhas conquistas. Não
existe amor no mundo maior do que o que sinto por vocês.
À minha irmã, Diana Costa Lima, e minha sobrinha,
Isadora, por fazerem parte da minha vida e por sempre me darem forças
para continuar e alcançar meus sonhos. Com certeza minha vida não teria
graça sem vocês. Minha irmã você é para mim um exemplo de disciplina,
superação e de que, com muito esforço e dedicação, nossos objetivos
sempre são alcançados.
Ao meu futuro marido, André Elia Assad, por todo amor,
paciência, compreensão e por ter aguentado estes três anos que
passamos longe. Sem seu apoio e seus conselhos tudo teria sido muito
mais difícil. Amo você cada dia mais por tudo que você é e representa
para mim.
À toda minha família, por ter me ensinado a importância e
o real sentido da palavra família.
4
AGRADECIMENTOS ESPECIAIS
Ao meu orientador, Marco Antonio Bottino, por ter me acolhido nesta
Instituição de Ensino e ter possibilitado, em todos os sentidos, que eu
pudesse realizar mais um sonho. Obrigada por ter me escolhido como sua
orientada e por ter me ajudado a desenvolver minhas pesquisas com
todos os subsídios necessários. Ao longo destes três anos aprendi muito
com toda a sua experiência de vida e de pesquisa. Ter tido a
oportunidade de conviver com o senhor e com seus ensinamentos e
conselhos me fizeram crescer como pessoa e como profissional.
Às minhas amigas de Pós-Graduação, Lilian Costa Anami, Carolina da
Silva Machado Martinelli, Sarina Maciel Braga Pereira, Anna Karina
Figueiredo Costa e Fernanda Campos, pela ajuda no desenvolvimento
deste trabalho e de tantos outros realizados durante os três anos de
Doutorado. Obrigada pelas conversas, risadas, conselhos, amizade,
carinho e apoio em todos os momentos. Sem vocês ao meu lado nada
teria sido igual... Certeza que nossa amizade será para a vida toda!
5
AGRADECIMENTOS
Ao Instituto de Ciência e Tecnologia do Campus de São José dos
Campos – Universidade Estadual Paulista “Júlio de Mesquita Filho” –
UNESP, através de seu Diretor, Prof. Dr. Carlos Augusto Pavanelli.
Ao
Programa
de
Pós-Graduação
em
Odontologia
Restauradora,
Especialidade Prótese Dentária, coordenado pela Professora Márcia
Carneiro Valera, pela oportunidade concedida.
À Fundação de Amparo à Pesquisa do Estado de São Paulo (FAPESP)
pelo apoio financeiro concedido por meio da Bolsa de Doutorado
(Processo no 2011/13085-9) e do Auxílio Pesquisa (Processo nº.
2011/12187-2) para o desenvolvimento desta pesquisa.
À Coordenação de Aperfeiçoamento de Pessoal de Nível Superior
(CAPES) pela bolsa concedida no primeiro ano do Doutorado.
Ao Professor Dr. Rodrigo Othávio Assunção Souza, pelos conselhos,
conhecimentos e por toda a ajuda no desenvolvimento deste trabalho.
À Professora Dra. Renata Marques de Melo, pela convivência e por
compartilhar seus conhecimentos comigo em várias pesquisas que
realizamos juntas.
Ao Prof. Dr. Alexandre Souto Borges, por me ajudar a desenvolver a parte
da Análise de Elementos Finitos deste trabalho e pelos conhecimentos
compartilhados.
6
Ao Prof. Ivan Balducci, pela atenção e pela disponibilidade para
realização da parte estatística deste trabalho.
Aos Professores do Programa de Pós-Graduação em Odontologia
Restauradora, pelos ensinamentos que contribuíram na minha formação
acadêmica e científica.
Ao professor Dr. Maximiliano Piero Neisser pela amizade e pelos
conselhos.
Ao professor Dr. Lafayette Nogueira Junior pela oportunidade de praticar
e aprender mais nas atividades clínicas do PROAC.
Aos técnicos do laboratório de Pesquisa de Materiais Dentários, Marcos
Vestali e Thaís Cachuté Paradella, por toda ajuda, carinho, dedicação,
amizade e paciência para que os trabalhos pudessem ser realizados da
forma mais correta e tranquila possível.
Aos técnicos de laboratório, Fernando Carlos Fontes, Lilian Vilela e Marco
Alfredo pelo suporte nos trabalhos realizados nas Clínicas.
Aos secretários da seção de Pós-Graduação, Rosemary de Fátima
Salgado Pereira, Bruno Shiguemitsu Marques Tanaka e Ivan Oliveira
Damasceno pelas orientações, informações e cuidados com nossos
prazos.
Às secretárias Suzana Cristina de Oliveira e Eliane Wenzel pela atenção
dispensada neste período.
7
Às minhas eternas amigas, Marina Magalhães (prima-irmã), Leila Neiva,
Anna Carla Lopes Correia Lima, Suelen Costa Pereira, Isabele Trigueiro e
Sheyla Lira Montenegro por sempre estarem presentes nos momentos
bons e difíceis da minha vida. Com vocês divido mais essa vitória.
À Maria de Oliveira Alves Cavalcanti pela amizade, conversas, conselhos
e por ser o exemplo de profissional que pretendo ser um dia.
À Elen Guerra de Lima, minha companheira de apartamento, pela
amizade, conversas intermináveis e pela ajuda e conhecimentos
compartilhados na Clínica de Prótese sobre Implante.
Aos amigos do Programa de Pós-Graduação, Alecsandro de Moura Silva,
Aline Lins de Lima, Ana Carolina de Oliveira Souza, Arianne Vallim Pinto
Coelho, Carolina Souza Almeida, Caroline Cotes Marinho, César Dalmolin
Bergoli, Evelyn Barbosa Carmona Monteiro, Fernanda de Cássia Papaiz
Gonçalves, Frederico Freire Louzada, Gabriela da Silva Freitas, Júlio
Nogueira Luz, Laura Soares Souto Lepesqueur, Lígia Tiaki Yamamoto,
Marília Pivetta Rippe, Marina Amaral, Nathália de Carvalho Ramos, Pedro
Henrique Corazza, Priscilla Cristoforides Pereira, Rafael Alves de Lara,
Rodrigo Furtado de Carvalho, Ronaldo Luís Almeida de Carvalho, Sabrina
Alves Feitosa, Sâmia Carolina Mota Cavalcanti, Susana Maria Salazar
Marocho, Thalita de Cássia Silva Sousa, Vanessa Cruz Macedo, Vinícius
Anéas Rodrigues, Viviane Maria Gonçalves de Figueiredo pelos
momentos compartilhados e pela ajuda em várias partes deste e de
outros trabalhos.
À Diretora Técnica dos Serviços de Biblioteca e Documentação do
Instituto de Ciência e Tecnologia do Campus de São José dos Campos –
Universidade Estadual Paulista “Júlio de Mesquita Filho” – UNESP, por
realizar as correções com competência e muita dedicação.
8
Aos funcionários do Departamento de Materiais Odontológicos e Prótese
pela ajuda na execução de todas as tarefas.
9
"Importante não é ver o que ninguém nunca viu, mas sim, pensar o
que ninguém nunca pensou sobre algo que todo mundo vê.”
Arthur Schopenhauer
10
SUMÁRIO
LISTA DE FIGURAS ............................................................................... 12
LISTA DE QUADROS E TABELAS ........................................................ 17
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS.................................................. 20
RESUMO ................................................................................................. 21
ABSTRACT ............................................................................................. 23
1 INTRODUÇÃO ...................................................................................... 24
2 REVISÃO DA LITERATURA ................................................................ 29
2.1 Zircônia ............................................................................................. 29
2.2 Técnicas de aplicação da cerâmica de cobertura ......................... 32
2.3 Espessura da cerâmica de cobertura............................................. 36
2.4 Coeficiente de expansão térmica ................................................... 37
2.5 Temperatura e protocolos de resfriamento da cerâmica de
cobertura ................................................................................................ 40
2.6 Geometria dos espécimes............................................................... 45
2.7 Tipos de falhas ................................................................................. 47
3 PROPOSIÇÃO ...................................................................................... 52
4 MATERIAL E MÉTODOS ..................................................................... 54
4. 1 Material ............................................................................................ 54
4.2 Métodos ............................................................................................ 55
4.2.1 Confecção dos preparos em G10 ................................................... 56
4.2.2 Inclusão dos preparos em resina acrílica ........................................ 57
4.2.3 Escaneamento do preparo em G10 ................................................ 58
4.2.4 Obtenção das infraestruturas em zircônia ....................................... 58
4.2.5 Confecção da cerâmica de cobertura ............................................. 61
4.2.5.1 Técnica prensada......................................................................... 61
4.2.5.2 Técnica estratificada .................................................................... 64
11
4.2.5.3 Técnica CAD/CAM/Rapid Layer ................................................... 66
4.2.6 Protocolos de resfriamento ............................................................. 68
4.2.7 Cimentação das coroas sobre os preparos de G10 ........................ 69
4.2.8 Ciclagem mecânica ......................................................................... 71
4.2.9 Resistência à fratura em compressão axial .................................... 72
4.2.10 Modo de fratura ............................................................................. 74
4.2.11 Análise fractográfica...................................................................... 75
4.2.12 Análise de Elementos Finitos ........................................................ 75
4.2.13 Análise estatística ......................................................................... 77
5 RESULTADOS ..................................................................................... 79
5.1 Espessura x técnicas de aplicação da cerâmica de cobertura .... 80
5.2 Técnica estratificada x técnica prensada ...................................... 82
5.3 Classificação do modo de falha ..................................................... 89
5.4. Análise das falhas ........................................................................... 90
5.5 Análise de Elementos Finitos ......................................................... 96
6 DISCUSSÃO ......................................................................................... 98
6.1 Condições experimentais................................................................ 99
6.2 Espessura x técnicas de aplicação da cerâmica de cobertura .. 103
6.3 Técnica estratificada x técnica prensada .................................... 107
6.4 Modo de falha ................................................................................. 113
7 CONCLUSÃO ..................................................................................... 117
8 REFERÊNCIAS .................................................................................. 119
APÊNDICES .......................................................................................... 134
12
LISTA DE FIGURAS
Figura 1 - Distribuição dos grupos de estudo........................................... 56
Figura 2 – a) Preparo anatômico correspondente a um molar
humano desenhado em 3D; b) O preparo confeccionado em resina
epóxi G10................................................................................................. 57
Figura 3 – a) Obtenção de imagem digital do preparo com o scanner
inEos Blue (Sirona, Bensheim, Alemanha); b) Delimitação do término
do
preparo;
c)
Desenho
da
infraestrutura
de
zircônia;
d)
Posicionamento da infraestrutura no bloco de Y-TZP para fresagem. ..... 59
Figura 4 – a) Infraestruturas de zircônia fresadas; b) Queima de
limpeza; c) Coloração das infraestruturas com Coloring Liquid. .............. 60
Figura 5 – a) Infraestruturas antes da sinterização; e b) após a
sinterização. ............................................................................................. 60
Figura 6 – a) Desenho da coroa com 2 mm de espessura no
softwareInLab 3.88; b) Bloco de CAD-Waxx posicionado no CEREC;
c) Coroa usinada em CAD-Waxx. ............................................................ 61
Figura 7 – a) Coroa em CAD-Waxx e infraestrutura de zircônia; b)
Coroa em CAD-Waxx posicionada sobre a infraestrutura; c) União
das duas estruturas com cera em todo o término. ................................... 62
13
Figura 8 – a) Posicionamento do sprue na face lingual da coroa em
CAD-Waxx; b) Posicionamento de duas coroas na base formadora
do cadinho em um ângulo de 45°; c) Preenchimento do conformador
de silicone com revestimento. .................................................................. 63
Figura 9 – a e b) Aplicação da mistura entre o pó de cerâmica VM9 e
o líquido modelador pela técnica estratificada; c e d) Uso de um
modelo de gesso e de moldes em silicone para padronizar as
dimensões das coroas; e) Remoção do excesso de água com papel
absorvente; f) Coroa na base do forno para o início do ciclo de
sinterização. ............................................................................................. 65
Figura 10 – a) Condicionamento da face interna da cerâmica de
cobertura; b) Aplicação do silano; c) Aplicação do cimento no interior
da coroa feldspática; d) Cimentação da cerâmica de cobertura sobre
a infraestrutura de zircônia....................................................................... 67
Figura 11 – a) Condicionamento do preparo em G10 com ácido
fluorídrico em gel 5% por 1 minuto; b) Aplicação do agente silano
sobre o preparo após o condicionamento ácido; c) Aplicação do ED
Primer sobre o silano. .............................................................................. 70
Figura 12 – a) Aplicação do cimento nas margens internas da
infraestrutura de zircônia; b) Cada coroa foi posicionada com leve
pressão digital sobre um preparo em resina G10; c) Aplicação de
uma carga de 750 gramas com um delineador modificado. .................... 70
Figura 13 – a) Ciclagem mecânica das coroas com carga de 200 N
por 2 x 106 ciclos, a uma frequência de 3 Hz; b) Detalhe do
posicionamento do pistão. ....................................................................... 72
14
Figura 14 – a) Dispositivo de teste posicionado; b) Ponta
semiesférica posicionada no centro do sulco principal da coroa; c)
Coroa fraturada. ....................................................................................... 73
Figura 15 - Geometria das partes componentes dos dois modelos
testados. .................................................................................................. 76
Figura 16 - Gráfico de colunas (média ± desvio-padrão) dos valores
de carga máxima de fratura (em N). Resultado do teste t-Student
para amostras independentes.................................................................. 81
Figura 17 - Resfriamento lento de confecção de coroas. Gráfico de
colunas (média ± desvio padrão) dados de carga máxima de fratura
(em N) em compressão, segundo as condições experimentais
estabelecidas pelas variáveis em estudo: técnica de aplicação e
espessura da cerâmica de cobertura. ...................................................... 83
Figura 18 - Resfriamento rápido de confecção de coroas. Gráfico de
colunas (média ± desvio padrão) dados de carga máxima de fratura
(em N) em compressão, segundo as condições experimentais
estabelecidas pelas variáveis em estudo: técnica de aplicação e
espessura da cerâmica de cobertura. ...................................................... 84
Figura 19 - Gráfico de médias. Influência do fator resfriamento sobre
a técnica de aplicação e espessura da cerâmica de cobertura. ............... 86
Figura 20 - Gráfico de médias. Influência do fator técnica de
aplicação sobre a espessura da cerâmica de cobertura e o tipo de
resfriamento. ............................................................................................ 87
15
Figura 21 - Padrão de fratura em forma de cone (cone crack) da
cerâmica de cobertura: exemplo de chipping da cerâmica, em forma
de cone, sem fratura da infraestrutura de uma coroa do grupo V1R.
Imagem em estereomicroscópio (7,5x). ................................................... 90
Figura 22 - Imagem em estereomicroscópio (10x) de uma coroa do
grupo P2L com fratura por chipping. As flechas pretas indicam a
direção de propagação da fratura na cerâmica de cobertura; a flecha
vermelha indica a região da provável origem da falha e as flechas
brancas indicam as arrest lines, linhas perpendiculares à origem da
falha. F: cerâmica de cobertura feldspática. ............................................ 91
Figura 23 - Fotomicrografias em MEV, de uma coroa do grupo P2L
com fratura por chipping. a) Visão geral da fratura (24x); b) Visão
aproximada da área demarcada pelo quadrado vermelho (Figura
23a): região de aplicação da carga (seta vermelha); presença de
wake hackles (setas pretas) que indicam a direção de propagação
da fratura (70x); c) Visão aproximada da área demarcada pelo
quadrado verde (Figura 23b): região da aplicação da carga (elipse
branca). Pode-se observar que na técnica prensada a cerâmica
apresenta menos porosidade (90x). F: cerâmica de cobertura
feldspática. ............................................................................................... 92
Figura 24 - Fotomicrografias em MEV, de uma coroa do grupo V2R
com fratura tipo chipping. a) Visão geral da fratura (22x); b) Visão
aproximada da área demarcada pelo quadrado vermelho (Figura
24a): região de aplicação da carga (seta vermelha); presença de
wake hackles (setas pretas) que indicam a direção de propagação
da fratura (60x); c) Visão aproximada da área demarcada pelo
quadrado verde (Figura 24b): região da aplicação da carga. Pode-se
16
observar a presença de muitas bolhas devido à técnica estratificada
(150x). F: cerâmica de cobertura feldspática. .......................................... 93
Figura 25 - Imagem em estereomicroscópio (10x) de uma coroa do
grupo TF2 com fratura por delaminação e perda de metade da
cerâmica de cobertura. A seta vermelha indica o ponto de aplicação
da carga. F: cerâmica de cobertura feldspática; C: cimento resinoso;
Z: zircônia. ............................................................................................... 94
Figura 26 - Fotomicrografia em MEV (150x) correspondente à área
demarcada em vermelho na fotomicrografia menor (70x), na qual é
possível observar o cone crack (seta branca). Região de origem da
fratura da coroa do grupo TF1. A flecha vermelha indica a provável
região da origem da falha. F: cerâmica de cobertura feldspática; C:
cimento resinoso; Z: zircônia. .................................................................. 95
Figura 27 - Estresse Máximo Principal resultante dos modelos de
estudo submetidos a uma carga vertical de 10000 N. Escala
padronizada. ............................................................................................ 97
Figura 28- Gráfico com os valores do poder da amostra. ...................... 134
Figura 29 - Curva normal dos valores resíduos do modelo ANOVA
para verificar a distribuição dos resíduos (normalidade). ....................... 138
Figura 30 - Diagrama de dispersão dos valores resíduos do modelo
ANOVA em relação aos valores ajustados pelo modelo para verificar
a uniformidade dos resíduos (homocedasticidade)................................ 138
17
LISTA DE QUADROS E TABELAS
Quadro 1 - Marcas comerciais, tipos de material, fabricantes e lote
dos produtos utilizados no estudo ............................................................ 54
Quadro 2 - Classificação dos modos de fratura de acordo com Burke
(1996) ...................................................................................................... 74
Tabela 1- Módulo de elasticidade (em GPa) e coeficiente de Poisson
dos materiais utilizados de acordo com a literatura ................................. 76
Tabela 2 - Valores médios e desvio padrão (Dp), coeficiente de
variação (CV), mediana, valores mínimos e máximos da carga
máxima de fratura (em N) para cada grupo experimental (n = 10) .......... 80
Tabela 3 - Resfriamento lento. Média (±desvio-padrão) dos dados de
carga máxima de fratura (em N) em compressão obtidos para duas
diferentes técnicas de aplicação e duas diferentes espessuras de
cerâmica de cobertura. ............................................................................ 82
Tabela 4 - Resfriamento rápido. Média (± desvio padrão) dos dados
de carga máxima de fratura (em N) em compressão obtidos para
duas diferentes técnicas de aplicação e duas diferentes espessuras
de cerâmica de cobertura. ....................................................................... 83
Tabela 5 - ANOVA 3-fatores para os dados de carga máxima de
fratura (em N) em compressão obtidos no experimento .......................... 85
18
Tabela 6 - Efeito interação: resfriamento e técnica de aplicação.
Formação de grupos homogêneos de mesmo desempenho da carga
máxima (em N) de fratura, após teste de comparações múltiplas de
Tukey (5%)............................................................................................... 86
Tabela 7 - Efeito interação: resfriamento e técnica de aplicação.
Formação de grupos homogêneos de mesmo desempenho de carga
máxima de fratura (em N), após teste de comparações múltiplas de
Tukey (5%)............................................................................................... 88
Tabela 8 - Efeito interação: resfriamento e espessura. Formação de
grupos homogêneos de mesmo desempenho de carga máxima de
fratura (em N), após teste de comparações múltiplas de Tukey (5%) ..... 88
Tabela 9 - Distribuição dos modos de falha, segundo análise de
Burke, por grupo experimental ................................................................. 89
Tabela 10 - Classificação do modo de falha de acordo com a
classificação em trinca, chipping, delaminação e fratura catastrófica. ..... 90
Tabela 11 - Dados de carga máxima de fratura em compressão (em
N) com as respectivas médias e desvio-padrão, por grupo
experimental. ......................................................................................... 135
Tabela 12 - Teste de Dunnett para a carga máxima de fratura (em N)
na técnica CAD/CAM/Rapid Layer com 1 mm de espessura,
comparada com as técnicas estratificada e prensada com 1 mm de
espessura e submetidos ao resfriamento lento...................................... 136
Tabela 13 - Teste de Dunnett para a carga máxima de fratura (em N)
na técnica CAD/CAM/Rapid Layer com 1 mm de espessura,
19
comparada com as técnicas estratificada e prensada com 1 mm de
espessura e submetidos ao resfriamento rápido ................................... 136
Tabela 14 - Teste de Dunnett para a carga máxima de fratura (em N)
na técnica CAD/CAM/Rapid Layer com 2 mm de espessura,
comparada com as técnicas estratificada e prensada com 2 mm de
espessura e submetidos ao resfriamento lento...................................... 137
Tabela 15 - Teste de Dunnett para a carga máxima de fratura (em N)
na técnica CAD/CAM/Rapid Layer com 2 mm de espessura,
comparada com as técnicas estratificada e prensada com 2 mm de
espessura e submetidos ao resfriamento rápido ................................... 137
20
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS
%
= Porcentos
Pm
= Micrômetros
°C
= Graus Celsius
AEF
= Análise de Elementos Finitos
CAD/CAM
= Computer Aided Design/ Computer Aided Manufacturing
CeO2
= Óxido de cério
CET
= Coeficiente de Expansão Térmica
CV
= Coeficiente de variação
Dp
= Desvio-padrão
gl
= Graus de liberdade
GPa
= Gigapascal
Hz
= Hertz
kN
= Kilo Newton
MEV
= Microscópio Eletrônico de Varredura
mm
= Milímetro
MPa
= Megapascal
N
= Newton
p
= p-valor
t
= Estatística do teste t-Student
Tg
= Temperatura de transição vítrea
Y2O3
= Óxido de ítrio
Y-TZP
= Zircônia parcialmente estabilizada por óxido de ítrio
21
Lima JMC. Efeito de diferentes espessuras, técnicas de aplicação e
protocolos de resfriamento na resistência à fratura da cerâmica de
cobertura aplicada sobre infraestrutura de Y-TZP [tese]. São José dos
Campos (SP): Instituto de Ciência e Tecnologia, UNESP - Univ Estadual
Paulista; 2014.
RESUMO
O objetivo desta pesquisa foi avaliar, in vitro, a influência do resfriamento,
da técnica de aplicação e do efeito da espessura da cerâmica de
cobertura na carga de fratura de coroas totalmente cerâmicas com
infraestrutura de zircônia. Foram confeccionadas 100 infraestruturas de
zircônia (Y-TZP) com 1,0 mm de espessura. 80 infraestruturas foram
divididas em 8 grupos (n = 10) para confecção de 80 coroas de acordo
com os fatores “técnica de aplicação” (estratificada e prensada),
“espessura” (1 mm e 2 mm) e “protocolo de resfriamento” (lento e rápido)
da cerâmica de cobertura. Com as outras 20 infraestruturas foram
confeccionadas 20 coroas pela técnica CAD/CAM/Rapid Layer e divididas
em 2 grupos (n = 10) de acordo com o fator “espessura da cerâmica de
cobertura” (1 mm e 2 mm) e foi realizada Análise de Elementos Finitos.
Todos os espécimes foram ciclados mecanicamente (200 N; 2 x 106
ciclos; 3,0 Hz; água/ 37 °C). A presença de chipping foi avaliada através
de análise em estereomicroscópio após a ciclagem mecânica. Em
seguida, todos os espécimes foram submetidos ao teste de resistência à
fratura em compressão axial (0,5 mm/minuto; 10 kN). As coroas foram
analisadas para determinar a possível origem da falha. Os dados (N)
obtidos foram submetidos à análise estatística, com o Teste de Dunnett,
teste t-Student, para a técnica CAD/CAM/Rapid Layer, e ANOVA 3-fatores
e teste de Tukey para as demais técnicas. A carga de fratura das coroas
confeccionadas pela técnica CAD/CAM/Rapid Layer, independente da
espessura, foi menor em relação às outras duas técnicas (p < 0,05), mas
houve diferença significativa entre as duas espessuras das coroas
confeccionadas por esta técnica. Houve influência dos fatores
resfriamento (p = 0,0058) e técnica de aplicação (p = 0,0001) na análise
das técnicas estratificada e prensada. O resfriamento lento diferiu do
resfriamento rápido na técnica prensada de aplicação da cerâmica,
porém, esta diferença não foi observada na técnica estratificada,
independente da espessura. O tipo de falha predominante foi o chipping
da cerâmica de cobertura nas técnicas estratificada e prensada e a
delaminação na técnica CAD/CAM/Rapid Layer. Nas técnicas estratificada
e prensada a origem da falha foi encontrada na subsuperfície, enquanto
22
na técnica CAD/CAM/Rapid Layer a falha teve início na interface entre o
cimento resinoso e a cerâmica de cobertura. Pode-se concluir que as
melhores condições de carga máxima de fratura foram estabelecidas pela
técnica prensada, com resfriamento lento, independente da espessura e
as condições menos favoráveis foram estabelecidas pela técnica
estratificada independente do resfriamento e da espessura.
Palavras-chave: Zircônia. Cerâmicas.
Resfriamento. Rapid Layer.
Resistência
à
Compressão.
23
Lima JMC. Effects of different thicknesses, application techniques, and
cooling protocols on fracture resistance of a veneering ceramic applied to YTZP infrastructures [doctorate thesis]. São José dos Campos (SP): Institute of
Science and Technology, UNESP - Univ Estadual Paulista; 2014.
ABSTRACT
The aim of this study was to evaluate the in vitro influence of cooling
protocols and application techniques and the effect of the thickness of
veneering ceramics on the fracture resistance of prosthetic crowns. For this
purpose, 100 ‘zirconia partially stabilized by yttrium oxide’ frameworks (1 mm
thick) were made. Eighty frameworks were divided into 8 groups (n = 10)
according to the application technique (stratified or pressed), thickness (1 or 2
mm), and the cooling protocol (slow or fast) of the veneering ceramic. With
the remaining 20 frameworks, 20 crowns were prepared by the
CAD/CAM/Rapid Layer technique and were divided into 2 groups (n = 10)
according to the veneering ceramic thickness (1 or 2 mm); these were also
evaluated by Finite Element Analysis. All specimens were mechanically
cycled (200 N, 2 x 106 cycles; 3.0 Hz; water at 37 °C). Chipping presence was
evaluated by stereomicroscopy after mechanical cycling. All specimens were
tested for compressive strength (0.5 mm/minute; 10 kN). We analyzed crowns
to determine the possible beginning of the failures. Data, in N, were
statistically analyzed with Dunnett’s, t-test, 3-way ANOVA, and Tukey's tests.
The fracture load of the CAD/CAM/Rapid Layer crowns was lower, regardless
of ceramic thickness, when compared with the other two application
techniques tested (p < 0.05). We observed an influence of the cooling
protocol (p = 0.0058) and the application technique (p = 0.0001) in the
analysis of stratified and pressed techniques. Slow cooling differed from rapid
cooling in the pressed ceramic crowns; however, this difference was not
observed for the stratified crowns, regardless of the thickness of the
veneering ceramic. Failures in the CAD/CAM/Rapid Layer crowns began
predominantly at the interface between the resin cement and veneering
ceramic, resulting in delaminations of the veneering ceramic, while the other
techniques showed chipping of the veneering ceramic, beginning
predominantly in the subsurface. It can be concluded that the best conditions
for fracture load were established by the pressed technique with slow cooling,
independent of ceramic thickness, and that the less favorable conditions were
established by the stratified technique independent of cooling and ceramic
thickness.
Keywords: Zirconia. Ceramics. Compressive Strength. Cooling. Rapid Layer.
24
1 INTRODUÇÃO
A estética, a estabilidade química e a biocompatibilidade
superior dos sistemas totalmente cerâmicos em relação aos sistemas
metalo-cerâmicos são propriedades que têm contribuído para o aumento
da indicação de coroas e próteses fixas totalmente cerâmicas (DeHoff et
al., 2006; DeHoff et al., 2008; Bottino et al., 2009a). Neste sentido, um
grande número de materiais e sistemas cerâmicos tem sido lançado a
cada ano no mercado odontológico e esta diversidade tem tornado difícil a
escolha do material ideal para cada situação clínica (Choi JE et al.,
2011b).
Dentre
as
cerâmicas
odontológicas,
as
cerâmicas
policristalinas de zircônia parcialmente estabilizada por óxido de ítrio (YTZP) têm sido bastante utilizadas, em função da sua alta tenacidade, na
confecção de infraestruturas de coroas e próteses parciais fixas anteriores
e posteriores (Guazzato et al., 2005). No entanto, apesar de serem mais
translúcidas e permitirem uma melhor transmissão de luz do que as
infraestruturas de metal (Heintze, Rousson, 2010), as infraestruturas de
zircônia ainda são bastante opacas e devem ser recobertas por uma
cerâmica vítrea que propicie uma translucidez semelhante à do esmalte
dentário (Guazzato et al., 2004b). Esta cerâmica de cobertura, também
chamada porcelana, pode ser aplicada tradicionalmente de duas
maneiras: pela técnica convencional, em que várias camadas são
aplicadas de forma estratificada e o material apresenta-se como uma
mistura de pó e líquido; ou pela técnica prensada, na qual uma cerâmica
de cobertura é injetada sobre a infraestrutura que está inclusa em material
de revestimento.
25
A maioria das cerâmicas odontológicas é friável e o
estresse de tração resultante de uma carga externa pode levar a
propagação catastrófica de falhas pré-existentes (Seghi, Sorensen, 1995;
Koenig et al., 2013). Em áreas sujeitas a uma maior carga mastigatória,
como a região posterior, observou-se um aumento da taxa de insucesso
devido a fraturas quando os sistemas cerâmicos começaram a ser
indicados para estas regiões (DeHoff et al., 2008; Bottino et al., 2009b).
Diversas falhas em restaurações totalmente cerâmicas
têm sido relatadas por estudos clínicos, como: fratura da coroa com
comprometimento da infraestrutura (Christensen, Ploeger, 2010; Koenig
et al., 2013), fratura dos conectores (Kern, 2005; Aboushelib et al., 2009;
Schmitter et al., 2012b), problemas endodônticos e cáries secundárias
(van Dijken et al., 2001; Goodacre et al., 2003; Fradeani et al., 2005;
Örtorp et al., 2009; Örtorp et al., 2012; Roggendorf et al., 2012), perda de
retenção das restaurações (Goodacre et al., 2003; Örtorp et al., 2009);
delaminação e chipping da cerâmica de cobertura (Goodacre et al., 2003;
Vult von Steyern et al., 2005; Raigrodski et al., 2006; Sailer et al., 2007;
Molin, Karlsson, 2008; Tinschert et al., 2008; Örtorp et al., 2009; Sailer et
al., 2009; Schmitter et al., 2012b; Koenig et al., 2013).
É possível observar que a incidência de falhas dos
sistemas totalmente cerâmicos deve-se, principalmente, a falhas/fraturas
na cerâmica de cobertura, as quais variam entre os estudos: de 2% a
50% após 3 anos de uso clínico (Raigrodski et al., 2006; Sailer et al.,
2007; Tinschert et al., 2008; Örtorp et al., 2009; Sailer et al., 2009;
Christensen, Ploeger, 2010) e de 3% a 15% após 5 anos (Vult von
Steyern et al., 2001; Sailer et al., 2007; Örtorp et al., 2012). De acordo
com um estudo clínico realizado por Koenig et al. (2013) com 147
restaurações com infraestrutura de zircônia, a taxa de sobrevida foi de
93,2% e a taxa de sucesso foi de 81,63%. Adicionalmente, este tipo de
falha tem ocorrido em maior proporção do que em restaurações metalocerâmicas, onde se observaram falhas de 19,4% após 3 anos (Sailer et
26
al., 2009) e de 8 a 10% após 10 anos de uso (Creugers et al., 1994;
Scurria et al., 1998).
Entre os fatores que podem estar relacionados a estes
índices de fratura de restaurações totalmente cerâmicas, estão:
resistência e tenacidade à fratura, compatibilidade entre os Coeficientes
de Expansão Térmica (CET) (DeHoff et al., 2008; Swain, 2009),
temperatura de transição vítrea (Tg) (DeHoff et al., 2008; Lorenzoni et al.,
2010; Choi JE et al., 2011b; Tholey et al., 2011; Belli et al., 2012),
condutividade térmica dos materiais (Swain, 2009; Fukushima et al.,
2014), magnitude e orientação das cargas oclusais (DeHoff et al., 2008;
Lorenzoni et al., 2010), suporte anatômico (Molin; Karlsson, 2008;
Rosentritt et al., 2009c; Lorenzoni et al., 2010; Tholey et al., 2011), forma
e espessura da infraestrutura e da cerâmica de cobertura (Molin;
Karlsson, 2008; Beuer et al., 2009a; Lorenzoni et al., 2010; Mainjot et al.,
2012a, 2012b), técnica de aplicação da cerâmica (Beuer et al., 2009a;
Choi JE et al., 2011b), estresse térmico residual (Swain, 2009; Choi et al.,
2011b; Guazzato et al., 2010; Rues et al., 2010; Mainjot et al., 2011;
Tholey et al., 2011; Belli et al., 2012; Fukushima et al., 2014) e
processamento laboratorial (Molin, Karlsson, 2008; Beuer et al., 2009a;
Lorenzoni et al., 2010; Rosentritt et al., 2011).
O estresse térmico residual, que consiste no acúmulo de
tensões no material cerâmico devido ao gradiente de temperatura e a
diferença de CET entre os materiais cerâmicos utilizados na restauração,
é um fator relevante e talvez um dos mais importantes atualmente no
estudo das fraturas da cerâmica de cobertura em restaurações com
infraestrutura de zircônia (Göstemeyer et al., 2010; Quinn JB et al., 2010).
Durante o processo de resfriamento o estresse residual fica “aprisionado”
dentro da cerâmica de cobertura e da infraestrutura quando a cerâmica de
cobertura se solidifica, permanecendo dentro desta, mesmo quando não
há nenhuma aplicação de carga externa (Koenig et al., 2013; Fukushima
et al., 2014).
27
Este estresse residual ocorre com maior magnitude
quando a infraestrutura utilizada nas restaurações totalmente cerâmicas é
a zircônia parcialmente estabilizada por óxido de ítrio, provavelmente
devido a mudanças estruturais que ocorrem na superfície da zircônia que
está em contato com a cerâmica de cobertura (Fukushima et al., 2014).
De acordo com Zhang et al. (2012a) o estresse residual de tração ocorre
mais na interface entre a infraestrutura de zircônia e a cerâmica de
cobertura e o estresse residual de compressão ocorre mais próxima da
superfície da zircônia.
Neste contexto, sabe-se que a fabricação de restaurações
protéticas envolve uma série de ciclos térmicos de sinterização e
processos de resfriamento a cada nova camada de material cerâmico que
é depositado. Segundo Swain (2009), durante estes ciclos de queima,
dois fatores contribuem decisivamente para o surgimento de estresse
térmico residual: a diferença da expansão térmica entre os materiais de
infraestrutura e de cobertura; e a taxa de resfriamento após cada ciclo de
queima.
Diferentes CET entre os dois materiais cerâmicos podem
gerar estresses residuais de tração ou compressão que podem levar a
fratura da cerâmica. Quando o CET da cerâmica de cobertura é maior que
o da cerâmica de infraestrutura, um estresse residual de tração é gerado
na superfície da cerâmica de cobertura, levando ao surgimento de falhas
do tipo chipping (Tholey et al., 2011), falhas coesivas que se caracterizam
por ocorrerem exclusivamente dentro da cerâmica de cobertura, sem
atingir a interface entre a cerâmica e a infraestrutura e sem comprometêla (Aboushelib et al., 2009; Tholey et al., 2011; Koenig et al., 2013). No
entanto, se o CET da cerâmica de infraestrutura for muito maior que o da
cerâmica de cobertura, a delaminação da porcelana – falha do tipo
adesiva que ocorre na interface entre cerâmica de cobertura e
infraestrutura de zircônia (Aboushelib et al., 2009; Koenig et al., 2013) -
28
pode ocorrer havendo o descolamento da cerâmica da infraestrutura, pois
são gerados estresses residuais de tração na interface (Swain, 2009).
Da mesma forma, o resfriamento também pode gerar
estresses residuais na cerâmica de cobertura de natureza compressiva na
superfície e de tração na subsuperfície. Swain (2009) observou uma
relação entre taxa de resfriamento, espessura e geração de estresse
residual: quanto menor a espessura e menor a taxa de resfriamento,
menor o estresse residual gerado na cerâmica de cobertura.
No entanto, é importante ressaltar que a velocidade de
resfriamento e, portanto, a quantidade de estresse residual, depende da
espessura e da geometria do espécime. Como a maioria dos estudos são
realizados
com pré-formas
(discos
e barras),
um protocolo
de
resfriamento lento deveria ser estabelecido e testado em próteses de YTZP revestidas por cerâmica de cobertura com geometria clinicamente
relevante (Bonfante et al., 2010).
Em 2007, a Vita (Vita Zahnfabrik, Bad Sackingen,
Alemanha) lançou o VITABLOCS TriLuxe Forte para Rapid Layer
Technology que é uma cerâmica feldspática de estrutura fina utilizada
para recobrimento das infraestruturas de zircônia. As coroas são
confeccionadas pela Tecnologia de Camada Rápida (Rapid Layer
Technology) que é uma técnica mais simples e faz um uso mais racional e
eficiente da tecnologia CAD/CAM (Computer Aided Design/ Computer
Aided Manufacturing). Nesta técnica, não há sucessivos ciclos de
sinterização da cerâmica de cobertura sobre a infraestrutura de zircônia,
e, por isso, o fabricante afirma não haver a formação de chipping e falhas
na cerâmica de cobertura devido à ausência de desarmonias térmicas
entre as estruturas.
Diante do exposto, este trabalho se propõe a avaliar o
efeito da espessura, da técnica de aplicação e da temperatura de
resfriamento da cerâmica de cobertura na carga de fratura de coroas de
Y-TZP.
29
2 REVISÃO DA LITERATURA
Com base no tema estudado nesta pesquisa, realizou-se
uma revisão da literatura buscando informações gerais sobre os sistemas
totalmente cerâmicos e sobre os fatores espessura, técnica de aplicação
e resfriamento relacionados direta ou indiretamente ao comportamento
mecânico deste sistema.
Para facilitar o entendimento dos estudos relatados a
seguir, a revisão da literatura foi dividida em tópicos.
2.1 Zircônia
Apesar do sucesso das restaurações metalo-cerâmicas, a
necessidade por materiais mais resistentes, estéticos e biocompatíveis
tem direcionado o desenvolvimento de novos e melhores materiais
restauradores, principalmente na área das cerâmicas odontológicas
(Fischer, Marx, 2002; Bottino et al., 2009a).
Inicialmente as cerâmicas odontológicas apresentavam
baixa tenacidade à fratura (Rizkalla, Jones, 2004a) e fraturavam quando
submetidas a cargas de baixa intensidade (Shenoy, Shenoy, 2010) e, por
isso, não eram indicadas para a confecção de restaurações posteriores
(Rizkalla, Jones, 2004b). A friabilidade das cerâmicas odontológicas é,
provavelmente, uma das principais desvantagens das restaurações
totalmente cerâmicas, uma vez que é um dos fatores que levam à fratura
deste tipo de restauração (Drummond et al., 2000).
30
Mudanças
microestruturais
na
composição
das
cerâmicas, tais como o aumento da fase cristalina na matriz vítrea, com
cristais mais finos e comuma distribuição mais uniformedas partículas,
contribuiram para melhorias significativas naresistência à flexãodos
materiais cerâmicos (Seghi et al., 1990; Seghi, Sorensen, 1995; Shenoy,
Shenoy, 2010). No entanto, as melhorias na resistência à fratura das
cerâmicasainda são limitadas devido à fragilidadeinerenteda matriz vítrea
(Shenoy, Shenoy, 2010) e falhas no sistema cerâmico continuam
ocorrendo.
Apesar desta limitação, o aumento da resistência à fratura
das cerâmicas tem resultado em um melhor desempenho clínico das
restaurações, uma vez que as falhas são resultantes da propagação de
trincas ao longo da matriz, causando a fratura final da restauração (Seghi,
Sorensen, 1995; Deng et al., 2002). A trinca se propaga quando o
estresse de tração dentro da cerâmica supera sua resistência à tração
(Anusavice et al., 2007).
De acordo com Guazzato et al. (2004a) cerâmicas à base
de zircônia são mais resistentes e tenazes do que as cerâmicas vítreas
convencionais e estas propriedades podem influenciar positivamente o
desempenho clínico de restaurações totalmente cerâmicas.
A zircônia, por possuir propriedades similares aos metais
e ser mais estética (Piconi, Maccauro, 1999), é um dos materiais
indicados na confecção de restaurações totalmente cerâmicas (Sundh,
Sjogren, 2004). Com resistência à fratura em compressão de cerca de
2000 MPa (Manicone et al., 2007) e elevada tenacidade à fratura (Sundh
et al., 2005; Denry, Kelly, 2008; Zhang et al., 2013b), apresenta
resistência adequada para ser utilizada como infraestrutura de próteses
fixas unitárias e parciais anteriores e posteriores (Sundh, Sjogren, 2004;
Sailer et al., 2007).
Este material cerâmico existe em três principais fases monoclínica, tetragonal e cúbica - que são estáveis em diferentes faixas
31
de temperatura (Guazzato et al., 2005). A fase monoclínica (m) é
encontrada em temperatura ambiente até 1170 °C. Desta temperatura e
até 2370 °C, a zircônia apresenta-se na fase tetragonal (t) e acima de
2370 °C transforma-se na fase cúbica (Piconi, Maccauro,1999). Para
estabilizar a fase tetragonal na temperatura ambiente óxidos metálicos
como o óxido de ítrio (Y2O3) e o óxido de cério (CeO2) foram adicionados
à zircônia (Piconi, Maccauro,1999). No entanto, mesmo estando
estabilizada, a zircônia, muitas vezes em resposta a estímulos externos,
pode apresentar transformação da fase tetragonal para a
fase
monoclínica (tm), resultando em um aumento de 4% no seu volume, o
que cria uma área de estresse compressivo na ponta da trinca dificultando
a sua propagação (Guazzato et al., 2005). Este mecanismo é conhecido
como
tenacidade
por
transformação
de
fase
ou
“transformation
toughening”.
Apesar de já existirem zircônias mais estéticas e que
permitem a confecção das coroas cerâmicas totalmente em zircônia
(Beuer et al., 2012; Zhang et al., 2012b; Zhang et al., 2013a), o elevado
conteúdo cristalino torna este material, de modo geral, muito opaco e
pouco estético (Della Bona, 2009; Vichi et al., 2011). Para obter uma
restauração mais semelhante esteticamente aos dentes naturais, é
necessário recobrir a zircônia com cerâmicas feldspáticas ou vítreas que
apresentam melhores propriedades ópticas (Della Bona, Kelly, 2008;
Benetti et al., 2010; Borba et al., 2011; Zhang et al., 2012b).
Atualmente, a zircônia é o material cerâmico mais
resistente à fadiga (Zhang et al., 2013b) e as infraestruturas à base de
zircônia podem ser fabricadas de forma mais eficiente por meio do
sistema CAD/CAM que utiliza blocos padronizados e com qualidade
industrial (Luthardt et al., 2004; Tinschet et al., 2004; Beuer et al., 2008;
Choi YS et al., 2012).
Apesar de ambos serem materiais cerâmicos, a zircônia e
as cerâmicas de cobertura apresentam diferenças nas suas propriedades
32
químicas, microestruturais e mecânicas, tais como resistência à fratura,
tenacidade,
módulo
de
elasticidade
e
CET,
que
podem
gerar
incompatibilidade dos sistemas totalmente cerâmicos (Al-Dohan et al.,
2004; Anusavice, 2005; Isgrò et al., 2005).
2.2 Técnicas de aplicação da cerâmica de cobertura
A técnica laboratorial para confecção das restaurações e
as propriedades inerentes dos materiais podem estar associadas com as
falhas coesivas da cerâmica de cobertura frequentemente observadas
clinicamente (Bonfante et al., 2010), uma vez que a quantidade, o
tamanho e a distribuição das porosidades, assim como a inclusão de
falhas, em sistemas totalmente cerâmicos podem estar relacionados ao
material ou ao processo de fabricação destas restaurações (Beuer et al.,
2009b; Choi YS et al., 2012).
As técnicas
mais utilizadas
nos
laboratórios
para
aplicação da cerâmica de cobertura sobre a infraestrutura metálica ou
cerâmica são a técnica estratificada e a técnica prensada. Mais
recentemente, sistemas do tipo CAD/CAM também vêm sendo utilizados
na fabricação de coroas.
Na técnica estratificada uma mistura de pó de cerâmica e
líquido modelador ou água destilada é aplicada sobre a infraestrutura. O
excesso de líquido é removido e a restauração é, então, levada ao forno
de sinterização. Nesta técnica várias camadas são aplicadas para que a
anatomia, a cor e a oclusão desejadas sejam alcançadas. Esta técnica é
considerada mais sensível devido às consecutivas camadas de cerâmica
de cobertura aplicadas e queimas de sinterização (Holand et al., 2000;
Choi YS et al., 2012), além da maior possibilidade de incorporação de
porosidades e falhas (Tsalouchou et al., 2008; Choi YS et al., 2012).
33
Na técnica prensada a parte correspondente à cerâmica
de cobertura é esculpida em cera sobre a infraestrutura. Este conjunto é
incluído em um anel de revestimento e a cera é submetida a uma queima
para que evapore. O espaço deixado pela cera é, então, preenchido pela
cerâmica prensada que será injetada dentro do anel de revestimento
(Bonfante et al., 2010).Esta técnica garante uma estética adequada e uma
boa biocompatibilidade (Rosentritt et al., 2009a). Além disso, acredita-se
que a técnica prensada introduza menor quantidade de porosidades na
coroa (Tsalouchou et al., 2008; Beuer et al., 2009a) e, consequentemente,
diminua a incidência de falhas nas restaurações, aumentando sua
resistência à fratura.
De acordo com Cheung e Darvell (2002) as porosidades
introduzidas no processo de fabricação das coroas cerâmicas podem
atuar como pontos de estresse para o início da trinca. Por isso, a
integridade e a confiabilidade das restaurações totalmente cerâmicas com
infraestrutura de zircônia são consideradas maiores quando a técnica
prensada é utilizada (Taskonak et al., 2008; Bonfante et al., 2010). No
entanto, as cerâmicas prensadas devem ser indicadas para áreas com
pouco ou moderado estresse devido a sua menor resistência e menor
tenacidade à fratura quando comparadas com as cerâmicas usadas na
técnica estratificada (Anusavice, 2005).
A técnica prensada é considerada mais controlada e
previsível por, teoricamente, apresentar menor incorporação de bolhas e
falhas (Tsalouchou et al., 2008; Beuer et al., 2009a; Guess et al., 2013).
Ao avaliar clinicamente o comportamento mecânico de próteses fixas
posteriores totalmente cerâmicas feitas com cerâmica de cobertura
prensada, Beuer et al. (2009a) observaram que, após 30 meses de uso,
as próteses fixas não apresentaram nenhum tipo de fratura da cerâmica
de cobertura. No entanto, no estudo realizado por Bonfante et al. (2010)
com espécimes cerâmicos prensados, a quantidade de porosidades
observadas na cerâmica foi elevada.
34
A presença de cristais finos dispersos na matriz vítrea das
cerâmicas de cobertura prensadas é um dos fatores que podem estar
relacionados ao aumento da resistência à fratura destes materiais
(Albakry et al., 2003b; Shenoy, Shenoy, 2010). Cristais de leucita tendem
a afetar a organização estrutural e as propriedades do material, tais como
o CET e a resistência à fratura (Isgrò et al., 2005; Choi JE et al., 2011b),
que aumentam proporcionalmente ao conteúdo de leucita uma vez que
estes cristais reduzem a propagação das trincas dentro da cerâmica
(Albakry et al., 2003a; Anusavice, 2005; Choi JE et al., 2011b).
Christensen e Ploeger (2010) observaram uma incidência menor de
fraturas em cerâmicas prensadas com cristais de leucita e acreditam que
o melhor desempenho clínico das restaurações tenha sido devido à
presença destes cristais.
Independente da técnica de aplicação há uma grande
variação de incidência de fraturas na cerâmica de cobertura observada
em estudos clínicos. A presença de chipping foi observada em 2% (Örtorp
et al., 2009), 8% (Tinschert et al., 2008), 15,2% (Sailer et al., 2007), 20%
(Raigrodski et al., 2006), 25% (Sailer et al., 2009) e 50% (Christensen,
Ploeger, 2010) após 3 anos de uso e de 3% (Örtorp et al., 2012), 10%
(Vult von Steyern et al., 2001) e 15% (Sailer et al., 2007) após 5 anos de
uso clínico. Este tipo de fratura indica que há uma adesão suficiente entre
a infraestrutura de zircônia e a cerâmica de cobertura, mas que esta
cerâmica é pouco resistente (Tinschert et al., 2004; Sailer et al., 2006;
Beuer et al., 2009a; Preis et al., 2013).
Por isso, Bonfante et al. (2010) acreditam que a técnica
de aplicação da cerâmica pode ser um fator menos relevante na
integridade das cerâmicas de cobertura do que o CET, a taxa de
resfriamento, a espessura da cerâmica e o desenho da infraestrutura.
De acordo com Bindl et al. (2006), para aumentar o
custo/benefício das restaurações totalmente cerâmicas é necessário que
todo o processo de obtenção da restauração seja feita por meio de blocos
35
e da tecnologia CAD/CAM para que haja uma redução no tempo de
fabricação.
Recentemente, foi lançada no mercado odontológico uma
nova técnica de fabricação de coroas unitárias e próteses fixas. Nesta
técnica, utilizando o sistema CAD/CAM/CEREC, o modelo em gesso
obtido do paciente é escaneado e, tanto a infraestrutura quanto a
cerâmica de cobertura, são desenhadas no software. A infraestrutura é
usinada e sinterizada em forno apropriado e a cerâmica de cobertura,
com a forma anatômica final da coroa, é usinada a partir de um bloco de
cerâmica feldspática sinterizada. Por fim, a cerâmica de cobertura é
cimentada sobre a infraestrutura, obtendo-se a restauração final.
Desta maneira, o fabricante sugere que, por não haver
sucessivas queimas dos materiais com diferentes CET, desarmonias
térmicas são evitadas e, consequentemente, o risco do surgimento de
chipping é reduzido. Além disso, o amortecimento da camada de cimento
resinoso traria uma liberdade de tensões entre a infraestrutura e a
cerâmica de cobertura. Outra vantagem está na ausência ou menor
quantidade de falhas internas na restauração uma vez que o bloco
cerâmico é produzido industrialmente e é mais homogêneo (Beuer et al.,
2009b; Christensen, Ploeger et al., 2010; Guess et al., 2010; Schmitter et
al., 2012a;Guess et al., 2013).
Existem poucas pesquisas que avaliaram este tipo de
sistema (Beuer et al., 2009b; Choi YS et al., 2012; Schmitter et al.,
2012a;Preis et al., 2013; Schmitter et al., 2013) e, ainda assim, poucas
informações estão disponíveis sobre esta técnica.
36
2.3 Espessura da cerâmica de cobertura
Um dos fatores apontados como responsável pelo
acúmulo de estresse e consequente falha das restaurações cerâmicas é a
espessura da cerâmica de cobertura.
O estudo de Swain (2009) demonstrou, através de
cálculos analíticos, que quanto menor a espessura da cerâmica de
cobertura, menor o estresse gerado. Além disso, quando uma camada
mais espessa de cerâmica é aplicada sobre um material como a zircônia
que apresenta baixa condutividade térmica, cria-se um cenário favorável
ao desenvolvimento de estresses de tração dentro da cerâmica e próximo
à interface com a infraestrutura, capazes de resultar em trincas ou
chipping na cerâmica de cobertura (Swain, 2009; Benetti et al., 2011).
A disponibilidade de espaço oclusal do paciente e o grau
de caracterização anatômica da restauração são fatores que tendem a
determinar a espessura da cerâmica de cobertura durante a confecção
das restaurações (Benetti et al., 2011). Muitas vezes, para conseguir a
anatomia e os pontos de contatos ideais, camadas espessas de cerâmica
de cobertura são aplicadas sobre a infraestrutura (Benetti et al., 2011) e
estas camadas estão mais propensas ao desenvolvimento das forças de
cisalhamento e de tração responsáveis pelas fraturas quando as
restaurações são submetidas a uma força oclusal (Shirakura et al., 2009).
Benetti et al. (2011) avaliaram a influência da espessura
da cerâmica de cobertura na resistência à flexão de espécimes cerâmicos
bilayer e observaram que os valores de resistência eram maiores nos
espécimes com espessuras menores. Resultados semelhantes foram
observados por Lima et al. (2013). A diferença no volume da cerâmica
nos espécimes estudados pode explicar os diferentes valores de
resistência à fratura encontrados, uma vez que a tenacidade à fratura de
um material sob tensão está relacionada com o tamanho, a geometria, a
37
localização e a distribuição das trincas e estes são fatores relacionados
ao volume do material (Della Bona, 2009; Benetti et al., 2011).
Com a finalidade de não comprometer a resistência à
fratura e a aparência da restauração, bem como a vitalidade e as
estruturas dentais remanescentes, recomenda-se que a espessura
oclusal
de
uma
restauração
totalmente
cerâmica
seja
de
aproximadamente 2 mm (Heffernan et al., 2002), apesar de ser aceitável
uma espessura de até 3 mm (Swain, 2009). A espessura recomendada
para a infraestrutura de zircônia deve variar de 0,3 a 1 mm para garantir
uma adequada resistência à fratura na área oclusal (Della Bonna, 2009;
Swain, 2009).
Ao avaliar como a razão da espessura entre as camadas
de um sistema cerâmico bilayer pode influenciar na distribuição de
estresse, Hsueh et al. (2008), observaram, por meio de Análise de
Elementos Finitos (AEF), que o estresse de tração máxima muda de
posição quando a razão entre a espessura da infraestrutura e da
cerâmica de cobertura é alterada. Ou seja, das 3 razões de espessura
estudadas (infraestrutura: cerâmica de cobertura - 1:2, 1:1 e 2:1), quanto
maior a espessura da cerâmica de cobertura, menor a resistência à
fratura.
2.4 Coeficiente de expansão térmica
O tempo de vida útil das restaurações totalmente
cerâmicas pode ser influenciado pelos estresses de tração e compressão
que surgem durante seu processo de fabricação. Os estresses gerados
durante o resfriamento e devido às diferenças entre os CET da cerâmica
de cobertura e de infraestrutura em sistemas bilayer resultam no estresse
residual que influencia diretamente a resistência à propagação de falhas
38
induzidas por contato (Al-Dohan et al., 2004; DeHoff, Anusavice, 2004; De
Jager et al., 2005; Isgrò et al., 2005; DeHoff et al., 2006; DeHoff et al.,
2008; Swain, 2009; Benetti et al., 2010; Bonfante et al., 2010; Belli et al.,
2012).
O CET é uma propriedade térmica importante dos
materiais odontológicos. É definido como a alteração do comprimento do
material quando a temperatura aumenta, causando geralmente sua
expansão, ou diminui levando a sua contração (Anusavice, 2005; Della
Bona, 2009). Dois materiais são considerados compatíveis termicamente
quando possuem CET similares e se contraem em proporções
semelhantes durante o processo de resfriamento (Anusavice, 2005).
A
incompatibilidade
térmica
entre
infraestrutura
e
cerâmica de cobertura em sistemas totalmente cerâmicos tem um papel
importante no acúmulo de estresses (Baldassarri et al., 2012; Belli et al.,
2012). Esta condição ocorre quando uma cerâmica de cobertura com
comportamento viscoelástico é aplicada sobre uma infraestrutura com
comportamento elástico (zircônia, por exemplo) criando elevado estresse
de tração durante o resfriamento que pode levar ao surgimento de falhas
imediatas ou tardias (Anusavice et al., 2007).
Uma diferença de CET entre a cerâmica de cobertura e a
infraestrutura metálica ou cerâmica maior que 10% entre os materiais é
um ponto crítico para o desenvolvimento de trincas na cerâmica de
cobertura após o ciclo de sinterização (Anusavice et al., 1989; Swain,
2009) porque quanto maior a incompatibilidade, maiores serão os
estresses transitórios e residuais que se formam à medida que a
restauração é resfriada abaixo da Tg da cerâmica de cobertura
(Anusavice, 2005). A otimização entre os CET da cerâmica de cobertura e
da infraestrutura pode gerar níveis aceitáveis de estresse residual (Benetti
et al., 2011) e, desta forma, diminuir a falha por delaminação dos
sistemas bilayer cerâmicos (Aboushelib et al., 2005).
39
Idealmente, o CET da infraestrutura de restaurações
cerâmicas e metalo-cerâmicas deve ser um pouco maior do que o CET da
cerâmica de cobertura (DeJager et al., 2005; Swain, 2009) para que
estresses compressivos e de tração sejam gerados na superfície da
cerâmica e da infraestrutura, respectivamente (Anusavice et al., 1989;
DeHoff et al., 2008; Swain, 2009). Neste caso, durante o resfriamento das
restaurações até a temperatura ambiente, o material usado como
infraestrutura contrai mais do que o material de cobertura, gerando
estresses compressivos residuais que levam ao aumento da resistência à
tração da cerâmica de cobertura (Anusavice, 2005).
Uma grande diferença no CET entre os materiais
cerâmicos pode levar ao surgimento de trincas e/ou resultar na
delaminação da cerâmica de cobertura devido aos componentes radiais e
tangenciais do estresse residual de tração que superam os valores de
resistência à fratura desta cerâmica e de sua infraestrutura (Benetti et al.,
2010; Tholey et al., 2011). Os resultados encontrados por Benetti et al.
(2010) ao estudarem a influência do CET sobre a resistência adesiva de
sistemas totalmente cerâmicos, comprovam que quanto maior a diferença
de CET, menor a resistência adesiva e maiores são as chances de
ocorrer delaminação da cerâmica de cobertura.
De acordo com Swain (2009), para restaurações metalocerâmicas ou totalmente cerâmicas, a magnitude do estresse residual na
cerâmica depende mais da diferença dos CET existentes entre os
materiais de infraestrutura e de cobertura do que da diferença entre os
módulos de elasticidade dos materiais utilizados.
A AEF permite comprovar que baixos valores de
estresses de tração transitório e residual na interface das restaurações
cerâmicas estão associados com sistemas cerâmicos compatíveis em
relação ao CET, e que elevados valores de estresse de tração estão
relacionados com sistemas incompatíveis (DeHoff, Anusavice, 2004;
DeHoff et al., 2006). Ao analisar diferentes sistemas cerâmicos com CET
40
compatíveis e incompatíveis, DeHoff e Anusavice. (2004) não observaram
nenhuma falha da cerâmica nos sistemas compatíveis, mas relataram
100% de falhas nos sistemas incompatíveis.
Com o aumento do uso de restaurações totalmente
cerâmicas, a compatibilidade térmica e o estresse térmico residual
produzido durante a fabricação da restauração tornaram-se pontos
críticos e contemporâneos. Apesar dos fabricantes desenvolverem
produtos cerâmicos com CET mais compatíveis entre si, ainda existe um
índice elevado de laboratórios de prótese que combinam diferentes
marcas de cerâmicas, muitas vezes com CET incompatíveis, prejudicando
a longevidade das restaurações (DeHoff et al., 2008).
2.5 Temperatura e protocolos de resfriamento da cerâmica de
cobertura
Durante a confecção de coroas, sejam elas metalocerâmicas ou totalmente cerâmicas, várias camadas de cerâmica de
cobertura são aplicadas para se obter a anatomia e a espessura
desejadas, e cada camada é submetida a um ciclo de sinterização e de
resfriamento bastante acima da Tg da cerâmica de cobertura (geralmente
entre 500 e 600 oC), para que a próxima camada seja aplicada (Swain,
2009; Choi JE et al., 2011a).
Neste processo desenvolve-se o estresse térmico residual
na cerâmica de cobertura. Este estresse surge quando dois materiais com
CET diferentes são unidos, mas pode ser minimizado pela escolha
adequada de protocolos de sinterização e resfriamento, de preferência
lentos, que evitem a formação de um elevado gradiente de temperatura
através dos materiais (Swain, 2009; Tan et al., 2012).
A Tg é uma característica particular de estruturas vítreas
e é a temperatura na qual o CET aumenta de forma significativa,
41
aumentando a mobilidade molecular e tornando o material sólido em um
fluido viscoso. Abaixo desta temperatura o material se solidifica e passa a
ter resistência à deformação (Anusavice, 2005; Della Bona, 2009).
Para materiais cerâmicos vítreos a Tg e valores acima
dela são críticos para a formação de estresse térmico residual porque os
valores do CET são maiores em temperaturas acima da Tg (Swain, 2009).
É possível observar que grandes alterações na magnitude do estresse
ocorrem durante o ciclo de sinterização das restaurações, principalmente,
durante o processo de resfriamento (Anusavice et al., 1989; Asaoka et al.,
1992; DeHoff, Anusavice, 1998; Benetti et al., 2010; Koenig et al., 2013).
Para temperaturas acima da Tg, a cerâmica comporta-se
como um líquido viscoelástico permitindo que as moléculas se
reorganizem dentro da estrutura porque existe uma quantidade suficiente
de energia térmica para que isto ocorra (Isgrò et al., 2005), resultando no
relaxamento dos estresses devido ao gradiente de temperatura (Guess et
al., 2008; Swain, 2009; Guazzato et al., 2010). Assim, quando a cerâmica
inicia seu resfriamento em uma temperatura acima da Tg, não haverá
formação de estresse compressivo interno de compensação até que as
camadas internas atinjam a Tg (Swain, 2009).
Quando a temperatura cai a um valor próximo da região
de Tg (cerca de 600 °C para cerâmicas a base de sílica), a cerâmica
perde sua viscosidade, tornando-se densa (Benetti et al., 2010) uma vez
que qualquer deslocamento atômico é mais difícil com a quantidade de
energia térmica disponível.
Em temperatura abaixo da Tg, o líquido viscoso torna-se
sólido, estado no qual a reorganização estrutural é impossível e o
estresse residual pode ser originado da potencial discrepância no volume,
densidade e viscosidade entre as camadas externa e interna da cerâmica
(Guess et al., 2008; Swain, 2009; Guazzato et al., 2010). Nesta situação,
em que as camadas internas da cerâmica são resfriadas abaixo da Tg, há
a formação de estresse residual de tração dentro do material que é
42
compensado pelo estresse compressivo superficial que chega a ser o
dobro do estresse de tração (Swain, 2009).
Para reduzir a quantidade de estresses residuais que
estão potencialmente relacionados à fratura precoce do sistema cerâmico,
muitos fabricantes recomendam que o resfriamento após o ciclo de
sinterização seja realizado de forma lenta para evitar a formação de um
gradiente de temperatura excessivo (Baldassarri et al., 2012).
De acordo com Göstemeyer et al. (2010) o resfriamento
de restaurações totalmente cerâmicas em uma faixa de temperatura entre
a temperatura de sinterização e a Tg pode aumentar os riscos de falhas
adesivas por delaminação. Por outro lado, o resfriamento abaixo da Tg
pode ser recomendado para diminuir este tipo de falha como nos estudos
de Belli et al. (2012) e Tan et al. (2012).
Tan et al. (2012) sugerem que ciclos lentos de
sinterização e de resfriamento sejam adotados na confecção de coroas
totalmente cerâmicas porque podem reduzir os riscos de fraturas das
cerâmicas, mas quem de fato exerce influência significativa sobre a
resistência à fratura é o protocolo de resfriamento lento. Ao comparar três
diferentes taxas de sinterização (25 °C/minuto, 50 °C/minuto e 75
°C/minuto) e três protocolos de resfriamento (lento, moderado e rápido)
em espécimes cerâmicos bilayer na forma de barra, observaram que as
amostras apresentavam resistência até duas vezes maior quando os
parâmetros lentos eram utilizados.
Preis et al. (2013) também acreditam que a combinação
entre um resfriamento mais lento e um desenho mais anatômico da
infraestrutura podem ser mais efetivos na redução do número e da
dimensão das falhas do tipo chippping.
A taxa de resfriamento pode ser controlada pela abertura
do forno após o ciclo de sinterização (Tan et al., 2012) e pode variar de
acordo com a quantidade de abertura do forno e do tipo de sistema de
abertura do mesmo (Tholey et al., 2011; Tan et al., 2012).
43
Muitos laboratórios retiram as restaurações do forno de
sinterização a uma temperatura acima de 500 °C e deixam que o
resfriamento termine em temperatura ambiente. Desta forma, o estresse
de tração residual na superfície é potencializado devido ao gradiente de
temperatura gerado no interior dos materiais cerâmicos (Swain, 2009).
A adoção de protocolos lentos aumenta o tempo de
confecção das coroas protéticas e os custos, além de causar impacto na
produtividade dos laboratórios de prótese, mas é importante para diminuir
o índice de falhas destas restaurações (Tan et al., 2012).
Existem
diversos
protocolos
de
resfriamento
lento
descritos na literatura, por exemplo: Choi et al. (2011b) realizaram o
resfriamento lento removendo os espécimes da base do forno apenas
quando a temperatura atingiu 100 °C; Tholey et al. (2011), mantiveram o
forno fechado até a Tg da cerâmica (600 °C) ser atingida e só depois disto
os espécimes foram removidos do forno; e Belli et al. (2012), quando o
ciclo de resfriamento se iniciava, abriam 10% a porta do forno e, quando a
temperatura atingia 200 °C, ele era aberto completamente. No entanto,
apesar de se falar bastante sobre a adoção de protocolos de resfriamento
mais adequados, não existe um protocolo definido pela literatura, o que
torna difícil escolher o protocolo mais adequado, comparar os resultados
entre os estudos e analisar os efeitos deste fator no desenvolvimento do
estresse residual e no surgimento das fraturas (Göstemeyer et al., 2010).
Outro fator importante a ser considerado durante o
resfriamento e diretamente relacionado à espessura é a condutividade
térmica das cerâmicas.
A passagem de calor através de um material depende da
condutividade térmica (Swain, 2009), da diferença de temperatura
existente entre o material e o ambiente (Piddock, 1989; Swain, 2009) e da
espessura da amostra (Liu, 1997; Swain, 2009). Assim, quando a
cerâmica está com uma temperatura elevada, por exemplo, logo após sair
do forno de sinterização, e é exposta ao meio ambiente, onde a
44
temperatura é mais baixa, ocorre um deslocamento de calor através da
cerâmica para equilibrar as temperaturas interna e externa (Swain, 2009).
Quando um material com baixa condutividade térmica
como a zircônia parcialmente estabilizada por ítrio é utilizado como
infraestrutura para uma coroa totalmente cerâmica, ocorre uma grande
diferença de temperatura entre as camadas externa e interna destes
materiais e elevados valores de estresses residuais podem surgir durante
o resfriamento, principalmente quando este é rápido (Swain, 2009;
Baldassarri et al., 2012). A zircônia precisa de um tempo maior para
atingir uma temperatura de equilíbrio com o ambiente do que a cerâmica
de cobertura sobreposta porque este material conduz calor mais
lentamente e, portanto, o resfriamento é mais lento (Swain et al., 1986;
Tan et al., 2012).
Quando materiais diferentes são unidos, o calor é
transmitido mais rapidamente pelo material com maior condutividade
térmica e uma temperatura maior é observada no material com menor
condutividade térmica (Swain, 2009). Estas diferenças de condutividade
térmica
entre
os
materiais
cerâmicos
devem
ser
observadas,
principalmente, durante o resfriamento de restaurações totalmente
cerâmicas para evitar a formação de gradientes de temperatura não
uniformes e elevados que levam ao desenvolvimento de estresses
térmicos residuais e transitórios dentro da cerâmica de cobertura (Swain,
2009; Tholey et al., 2010).
No caso de sistemas bilayer zircônia/cerâmica de
cobertura com pequena diferença no CET, Swain (2009) observou que,
quando os materiais tinham a mesma espessura de 0,5 mm, a
temperatura máxima era menor na interface adesiva do que na zircônia
adjacente e o estresse residual era bem menor do que quando a cerâmica
e a zircônia possuíam 3 e 1 mm de espessura, respectivamente.
Além disso, é importante lembrar que a transferência de
calor pelas estruturas cerâmicas durante os ciclos de sinterização e de
45
resfriamento é exacerbada pela geometria das coroas e próteses fixas
(Tan et al., 2012).
2.6 Geometria dos espécimes
A maioria das pesquisas utiliza geometrias simplificadas
para estudar o gradiente de estresse que se forma em sistemas
totalmente cerâmicos (Guazzato et al., 2004; Taskonak et al., 2008;
Swain, 2009; Göstemeyer et al., 2010; Guazzato et al., 2010; Mainjot et
al., 2012a, 2012b), mas não reflete o que ocorre nas coroas utilizadas
clinicamente (Zhang et al., 2012a, 2013b). Nas geometrias simplificadas,
observa-se que o estresse compressivo se desenvolve na cerâmica de
cobertura, próximo à infraestrutura, e que o estresse de tração surge na
superfície da cerâmica com diferentes protocolos de resfriamento (Swain,
2009).
No entanto, sabe-se que a geometria da coroa pode
afetar a distribuição do estresse residual, um dos fatores responsáveis
pelas fraturas, apesar dos conhecimentos sobre a magnitude e
distribuição desse estresse serem bastante limitados em coroas (Zhang et
al., 2012a).
O estudo da distribuição do estresse em geometrias
complexas, mais próximas da realidade clínica, através da AEF revela
que o estresse de tração se desenvolve dentro da cerâmica de cobertura
(De Jager et al., 2005; DeHoff et al., 2006).
Zhang et al. (2012a) observaram que, além da espessura,
a geometria da coroa possui efeito significante no desenvolvimento do
estresse residual e que nas regiões curvas da coroa houve uma maior
concentração de estresse de tração. Estes autores observaram, por meio
de nanoindentações em coroas, que próximo à interface o estresse de
46
tração era maior do que o estresse de compressão que, por sua vez,
predominava nas regiões mais distante à interface. Estes resultados
provam que a quantidade e a magnitude dos estresses residuais em
coroas variam de região para região (Zhang et al., 2012a).
A importância da geometria do espécime na distribuição
do estresse também é comprovada pelo estudo de Belli et al. (2012), no
qual se observou que a concentração e os valores máximos de estresse
ocorreram sobre as superfícies curvas da infraestrutura para as duas
cerâmicas e para os dois protocolos de resfriamento avaliados. Através
de um polarímetro foi possível mensurar a magnitude e observar a
distribuição do estresse. Na ponta de cúspide ocorria uma mudança
súbita da orientação do vetor estresse, resultando em uma força mais
complexa sobre as superfícies curvas (Belli et al., 2012).Zhang et al.
(2012a) também observaram maior concentração de estresse na região
das cúspides, o que pode explicar porque as fraturas ocorrem mais nesta
região como sugerido por Tholey et al. (2011).
Os tipos de falhas encontrados quando se estudam
sistemas cerâmicos com forma geométrica (barras e discos) são
diferentes das falhas observadas em coroas. Normalmente, a trinca é
mais comum nas formas geométricas bidimensionais e o chipping ocorre
com maior frequência nas formas tridimensionais como as coroas (Swain,
2009), sendo esta uma geometria mais crítica para o surgimento de
chipping (Chai, Lawn, 2007; Zhang et al., 2012a, 2012b).
Segundo Baldassarri et al. (2012) formas simplificadas e
planas de sistemas cerâmicos bilayer apenas permitem uma comparação
qualitativa do estresse que se observa em restaurações com anatomia
correta. Em coroas anatômicas existem diferentes espessuras de
cerâmica de cobertura e de infraestrutura que podem influenciar a
distribuição do estresse (Baldassarri et al., 2012).
47
2.7 Tipos de falhas
As propriedades mecânicas dos materiais cerâmicos são,
geralmente, estudadas separadamente, mas quando uma restauração é
composta por dois tipos diferentes de cerâmicas forma-se um sistema no
qual estes materiais interagem entre si (Borba et al., 2011). A interface
destes materiais tem uma importância significativa no comportamento
mecânico das restaurações (Borba et al., 2011) e pode fornecer
informações relevantes sobre a distribuição de estresse, modo e origem
das falhas, adesão e estresse térmico (Studart et al., 2007). O estresse
residual gerado pela diferença de CET entre as cerâmicas se desenvolve
principalmente próximo à interface e pode ter uma grande influência no
modo de falha (DeHoff et al., 2008; Swain, 2009; Tholey et al., 2009;
Benetti et al., 2010).
A maioria das deficiências observadas nas cerâmicas de
cobertura está relacionada à sua sensibilidade a falhas e defeitos (Morena
et al., 1986), baixa resistência à tração (Morena et al., 1986; Shenoy,
Shenoy, 2010) com valores próximos a do esmalte dentário (Chai et al.,
2011) e propensão a falhas catastróficas (Morena et al., 1986), apesar de
apresentarem uma adequada resistência à fratura em compressão
(Shenoy, Shenoy, 2010). No entanto, quando submetidas a uma
sobrecarga as restaurações totalmente cerâmicas tendem a fraturar sob
tensão uma vez que a cerâmica de cobertura apresenta limitada
capacidade de absorver uma quantidade substancial de força elástica
antes de fraturar (Thompson et al., 1994; Drummond et al., 2000; Albakry
et al., 2003).
As fraturas nas cerâmicas de cobertura são o problema
clínico mais comum. No entanto, desde que não comprometam a saúde
periodontal, a estética e a oclusão do paciente, não precisam ser
substituídas (Christensen, Ploeger, 2010). Falhas, tais como trinca,
48
chipping e delaminação, são relatadas em vários estudos clínicos e
laboratoriais (Goodacre et al., 2003; Vult von Steyern et al., 2005;
Raigrodski et al., 2006; Sailer et al., 2007; Molin, Karlsson, 2008;
Tinschert et al., 2008; Örtorp et al., 2009; Sailer et al., 2009; Göstemeyer
et al., 2010; Choi JE et al., 2011b; Choi YS et al., 2012; Tholey et al.,
2011; Schmitter et al., 2012a; Koenig et al., 2013; Preis et al., 2013;
Schmitter et al., 2013). Diversos fatores podem estar relacionados a estas
falhas, incluindo: estresse térmico residual, CET, temperatura de
sinterização e de resfriamento (Anusavice et al., 1989; Swain, 2009;
Tholey et al., 2009; Benetti et al., 2010; Choi JE et al., 2011b; Mainjot et
al., 2011; Tholey et al., 2011; Belli et al., 2012; Mainjot et al., 2012a,
2012b); propriedades mecânicas inferiores da cerâmica de cobertura
(Deng et al., 2002; Christensen, Ploeger, 2010); espessura e geometria
das restaurações (Anusavice et al., 1989; Sundh, Sjogren, 2004; Guess et
al., 2008; Swain, 2009; Mainjot et al., 2012a, 2012b); falha na adesão da
cerâmica de cobertura à infraestrutura de zircônia (Aboushelib et al.,
2006; Choi JE et al., 2011b); presença de falhas estruturais críticas e as
técnicas de confecção não padronizadas (Anusavice et al., 1989).
É importante ressaltar que os efeitos deletérios do
estresse de tração transitório e residual causados pela incompatibilidade
do CET, taxa de resfriamento, geometria dos espécimes e propriedades
dos materiais cerâmicos utilizados, que contribuem para falhas precoces
ou tardias, levam os fabricantes a ter cautela ao indicar próteses
totalmente cerâmicas para situações de elevado estresse (DeHoff et al.,
2006, 2008).
Quando a resistência à fratura do material é superada
pelo estresse aplicado sobre ele, uma falha mecânica ocorre no material
(Della Bona, 2009). O tamanho da trinca que se origina na estrutura e a
energia acumulada quando uma carga é aplicada irão determinar qual tipo
de falha ocorrerá (Della Bona, 2009).
49
Por ser a parte da restauração exposta às cargas
mastigatórias e deletérias e a mudanças térmicas da cavidade bucal, as
trincas geralmente se originam na superfície da cerâmica de cobertura
onde se observa estresse de tração devido a diferenças no CET dos
materiais em restaurações totalmente cerâmicas (Swain, 2009). O
surgimento de trincas sugere uma elevada concentração de estresse
residual que permite que falhas pré-existentes se propagem lentamente
por estas até que a fratura ocorra (Kelly et al., 1995; Swain, 2009;
Guazzato et al., 2010; Tan et al., 2012).
Benetti et al. (2011) observaram, através de análise
fractográfica, que a maioria dos espécimes cerâmicos bilayer analisados
apresentaram trinca com início na superfície da cerâmica e propagação
em direção a interface sem resultar em delaminação ou falha catastrófica.
Já nas falhas catastróficas a trinca se originou na superfície da cerâmica,
sofreu deflecção próximo à interface cerâmica/zircônia e se propagou
através da infraestrutura de zircônia (Benetti et al., 2011).
Análises fractográficas de coroas sugerem a existência de
uma zona fraca dentro da cerâmica e próxima à interface que, combinada
com o elevado estresse próximo à infraestrutura, levam ao surgimento do
chipping (Belli et al., 2012). O estresse residual total na cerâmica de
cobertura é um dos fatores responsáveis pela delaminação e pelo
chipping, o que pode explicar a elevada frequência clínica deste modo de
falha (Taskonak et al., 2005).
Falhas e defeitos microscópicos superficiais, que podem
se desenvolver como resultado dos processos térmicos, químicos e
mecânicos aos quais estes materiais são submetidos, atuam como
concentradores de estresses localizados (Scherrer et al., 1999). Estes
estresses podem causar trincas que se propagam levando a falhas
catastróficas (Albakry et al., 2003).
Clinicamente (Sailer et al., 2007; Koenig et al., 2013) e
laboratorialmente (Coelho et al., 2009; Rosentritt et al., 2009a) é possível
50
observar padrões de fratura semelhantes (chipping), na qual a interface
de coroas totalmente cerâmicas não é atingida. De acordo com Rosentritt
et al. (2009), a sobrevida clínica das coroas totalmente cerâmicas
depende mais de propriedades tais como resistência e tenacidade à
fratura e rugosidade superficial da cerâmica de cobertura do que da
adesão entre a cerâmica e a infraestrutura e independe da resistência da
infraestrutura.
A presença de um estresse de tração radial na cerâmica
de cobertura, que resulta em uma trinca radial, pode ser um dos fatores
responsáveis pela elevada incidência clínica de chipping nas coroas
(Quinn et al., 2005; Coelho et al., 2009; Baldassarri et al., 2012), devido a
sua natureza friável, seu baixo módulo de elasticidade e baixa tenacidade
a fratura (Aboushelib et al., 2007). Normalmente, na interface entre
cerâmica e zircônia a resistência à fratura é menor do que a resistência
da cerâmica (Kim et al., 2006; Guess et al., 2008) e quando uma trinca
atinge esta região pode ocorrer a delaminação da cerâmica de cobertura
(Zhang et al., 2012b).
No estudo realizado por Choi JE et al. (2011b) o tipo de
falha mais comum foi a falha coesiva (chipping), sugerindo que a
delaminação devido a problemas de adesão entre zircônia e cerâmica de
cobertura não é o principal fator responsável pelo surgimento de fraturas
na cerâmica. Após submeter as amostras cerâmicas bilayer em forma de
barra ao teste de flexão de quatro pontos, Tan et al. (2012) observaram
principalmente falhas coesivas na cerâmica de cobertura muito próximas
à interface zircônia/cerâmica. Em todas as barras de zircônia havia
cerâmica remanescente indicando que houve uma adequada adesão
entre zircônia e cerâmica, mas sugeria a existência de estresse residual
interno dentro da cerâmica e não na interface propriamente dita.
Em testes de carga estática é comum que ocorra um tipo
dominante de falha nas coroas conhecida como split ou separação em
partes, devido à formação de cone crack (Aboushelib et al., 2007). Este
51
modo de falha foi predominante no estudo in vitro realizado por
Aboushelib et al. (2007). As coroas totalmente cerâmicas deste estudo
foram submetidas a um teste de compressão em máquina de ensaio
universal e observou-se uma ocorrência elevada de split (73,3%) e um
menor número de delaminação (26,7%), apesar da energia necessária
para causar estes dois tipos de falhas não ter sido diferente (Aboushelib
et al., 2007).
Testar uma restauração até que ocorra uma fratura total
do sistema pode ser considerado de menor importância clínica uma vez
que o primeiro dano já ocorreu. No entanto, após o primeiro dano a
restauração é capaz de suportar mais carga até que a fratura total ocorra
(Aboushelib et al., 2007). Aboushelib et al. (2007) observaram que dois
mecanismos de fratura ocorreram simultaneamente: primeiro a formação
do cone crack quando a carga aplicada foi de 350 N e, em seguida, o
surgimento de trincas radiais na superfície da infraestrutura quando a
carga foi superior a 1000 N, resultando na fratura em partes da coroa.
Para causar trincas radiais na zircônia seria necessária
uma força superior a que se observa na boca em função normal
(Aboushelib et al., 2007) e, teoricamente, seria quase impossível causar
danos na camada de zircônia sem causar danos primeiro na camada da
cerâmica de cobertura (De Jager et al., 2005).
52
3 PROPOSIÇÃO
Os objetivos considerados no presente estudo foram:
a) Avaliar, in vitro, o efeito da espessura da cerâmica
de cobertura na carga máxima de fratura de
coroas totalmente cerâmicas com infraestrutura
de Y-TZP;
b) Avaliar, in vitro, o efeito da técnica de aplicação
da cerâmica de cobertura na carga máxima de
fratura de coroas totalmente cerâmicas com
infraestrutura de Y-TZP;
c) Avaliar, in vitro, o efeito da temperatura de
resfriamento da cerâmica de cobertura na carga
máxima
de
fratura
de
coroas
totalmente
cerâmicas com infraestrutura de Y-TZP;
d) Analisar o efeito deletério da ciclagem mecânica
na integridade das coroas totalmente cerâmicas;
e) Determinar a origem das fraturas após o teste de
resistência à fratura em compressão.
Desta forma, frente aos objetivos descritos acima, as
hipóteses deste estudo são que:
a) Uma maior espessura da cerâmica de cobertura
afeta
negativamente
a
força
máxima
resistência à fratura das coroas cerâmicas;
de
53
b) A técnica estratificada de aplicação da cerâmica
de cobertura influencia negativamente a força
máxima de resistência à fratura das coroas
totalmente cerâmicas;
c) O protocolo rápido de resfriamento das coroas
cerâmicas afeta negativamente a força máxima de
resistência à fratura das mesmas;
d) A
ciclagem
mecânica
promove
superfície da cerâmica de cobertura.
falhas
na
54
4 MATERIAL E MÉTODOS
4. 1 Material
Os materiais utilizados neste estudo, bem como marcas
comerciais, fabricantes e lote estão listados no quadro abaixo (Quadro 1).
Quadro 1 - Marcas comerciais, tipos de material, fabricantes e lote dos
produtos utilizados no estudo
Marca comercial
Tipo de material
Fabricante
Lote
Resina G10
(Epoxyglas™)
Resina epóxi reforçada
por fibra de vidro
Blocos cerâmicos de
zircônia parcialmente
estabilizada por óxido de
ítrio
Líquido para coloração de
infraestrutura de zircônia
International Paper,
Hampton/SC, EUA
-
Vita Zahnfabrik, Bad
Säckingen, Alemanha
23611
Vita In-Ceram 2000
Cubes (15,5x19x 39
mm)
Vita In-Ceram YZ
Coloring Liquid, Light
Vita VM9, Base
Dentine 1M1
Modelling Liquid VM9
Vita PM9, Opaque
2M1P-O
Vita CAD-Waxx for
InLab MCXL (CW40/15)
Vitablocs for CEREC/
InLab MCXL, 1M2C
(TF-14/14)
Cerâmica feldspática
Líquido modelador para
mistura pó/líquido
Cerâmica feldspática
35130
16820
22300
16180
Blocos de polímero para
usinagem
Vita Zahnfabrik, Bad
Säckingen, Alemanha
32020
Cerâmica feldspática
Vita Zahnfabrik, Bad
Säckingen, Alemanha
32330
Vita Akzent
Glaze
Panavia F, Light
Cimento resinoso
Clearfil SE Bond Primer
Clearfil Porcelain Bond
Activator
Vita Zahnfabrik, Bad
Säckingen, Alemanha
Vita Zahnfabrik, Bad
Säckingen, Alemanha
Vita Zahnfabrik, Bad
Säckingen, Alemanha
Vita Zahnfabrik, Bad
Säckingen, Alemanha
Agente de união (silano)
Vita Zahnfabrik, Bad
Säckingen, Alemanha
Kuraray Medical, Tóquio,
Japão
Kuraray Medical, Tóquio,
Japão
Kuraray Medical, Tóquio,
Japão
22601
051220
051505
0270AA
55
4.2 Métodos
Tendo em vista o interesse em analisar a resistência à
fratura em compressão da cerâmica de cobertura de coroas totalmente
cerâmicas com infraestrutura de zircônia confeccionadas por duas
técnicas de aplicação, duas espessuras e dois protocolos de resfriamento,
foi efetuado um experimento fatorial do tipo 2 x 2 x 2. Ou seja, três
variáveis independentes foram consideradas: técnica de aplicação,
espessura e protocolo de resfriamento. O primeiro fator relativo à técnica
de aplicação apresenta dois níveis: técnica prensada e técnica
estratificada. O segundo fator, relativo à espessura, apresenta dois níveis:
1 mm e 2 mm. O terceiro fator, relativo ao protocolo de resfriamento,
apresenta dois níveis: lento e rápido.
Para analisar a resistência à fatura em compressão da
cerâmica de cobertura de coroas totalmente cerâmicas confeccionadas
pela técnica CAD/CAM/Rapid Layer, coroas com 1 mm e 2 mm de
espessura da cerâmica de cobertura foram confeccionadas. Neste caso, o
único fator considerado foi a espessura da cerâmica de cobertura que
apresentou dois níveis: 1 mm e 2 mm. Os valores foram comparados com
os valores obtidos para as técnicas prensada e estratificada. Para
entender melhor o comportamento dos materiais cerâmicos utilizados
nesta técnica, uma análise com Elementos Finitos foi realizada.
A variável dependente foi a resistência à fratura, medida
pelos valores de força máxima (N) para fratura obtidos nos ensaios de
compressão axial.
Baseado no estudo de Larsson et al. (2012) estimou-se a
dispersão dos valores de resistência ao redor de 500N. Assim, foi
efetuado um estudo de poder do teste. O programa Minitab (versão 16.1,
2010) indicou, de forma gráfica, que para um poder de teste acima de
56
80% é possível detectar uma diferença de 500N para um número de
réplicas igual a 10 (Apêndice A).
Portanto, foram confeccionadas 100 coroas totalmente
cerâmicas com infraestrutura de zircônia que foram divididas em 10
grupos (n = 10). 80 coroas foram divididas em 8 grupos de acordo com a
técnica de aplicação, a espessura e o protocolo de resfriamento da
cerâmica de cobertura. As outras 20 coroas foram confeccionadas pelo
sistema CEREC InLab (Sirona Dental Systems, Bensheim, Alemanha)
pela técnica CAD/CAM/Rapid Layer e foram divididas em 2 grupos de
acordo com a espessura da cerâmica de cobertura (Figura 1).
Figura 1 - Distribuição dos grupos de estudo.
4.2.1 Confecção dos preparos em G10
Com um programa de modelagem 3D (Rhinoceros 4.0,
Seattle, USA) foi desenhado um preparo anatômico correspondente ao
primeiro molar humano (Figura 2a), com 6 mm de altura, término em
chanfro largo com 1,2 mm, raio de curvatura de 0,5 mm e 6 o de
convergência oclusal. Os dados do desenho em 3D foram enviados para
uma unidade fresadora e 100 preparos foram obtidos em um material à
57
base de resina epóxi reforçada por malhas de fibra de vidro (Figura 2b), o
NEMA classe G-10 (International Paper, Hampton/SC, EUA), que possui
propriedades mecânicas similares à dentina (Kelly et al., 2010).
a
b
Figura 2 – a) Preparo anatômico correspondente a um molar humano desenhado em 3D;
b) O preparo confeccionado em resina epóxi G10.
4.2.2 Inclusão dos preparos em resina acrílica
Cada preparo em resina G10 foi fixado com cera utilidade
no terminal da haste vertical móvel de um delineador e um dispositivo
metálico foi posicionado na base do porta-modelo do delineador. O
dispositivo metálico foi preenchido com resina acrílica autopolimerizável
(Jet, Clássico, Campo Limpo Paulista/SP, Brasil) e a base do preparo em
G10 foi introduzida na resina acrílica até a profundidade determinada pela
mola do delineador e mantido em posição até a polimerização da resina.
58
4.2.3 Escaneamento do preparo em G10
Um preparo em G10 foi utilizado como preparo mestre e
foi moldado com silicones leve e pesado (Elite HD Putty Soft e Light Body
Normal Setting, Zhermack S.p.A., Badia Polesine, Itália). O modelo em
gesso pedra especial tipo IV (Durone, Dentsply, Petropolis/RJ, Brasil)
obtido, após ter sua qualidade aferida, foi utilizado para a leitura do
preparo pelo scanner inEos Blue (Sirona Dental Systems, Bensheim,
Alemanha).
4.2.4 Obtenção das infraestruturas em zircônia
O
escaneamento
do
preparo
gerou
uma
imagem
tridimensional no software InLab 3.88 (Sirona Dental Systems, Bensheim,
Alemanha) (Figura 3a), no qual o término do preparo foi delimitado (Figura
3b) e o eixo de inserção foi determinado. O software desenhou
virtualmente a infraestrutura da coroa, com dimensões aumentadas de
modo a compensar a contração de cerca de 20% que ocorre durante a
sinterização da zircônia (Figura 3c, 3d). 100 infraestruturas idênticas, com
1 mm de espessura na região oclusal e 0,7 mm nas paredes axiais, foram
obtidas a partir da fresagem de blocos pré-sinterizados de zircônia
tetragonal parcialmente estabilizada por óxido de ítrio (YZ-40/19, Vita InCeram 2000 YZ Cubes,Vita Zahnfabrik, Bad Säckingen, Alemanha) pelo
equipamento CEREC InLab MC XL (Sirona Dental Systems, Bensheim,
Alemanha).
59
a
b
c
d
Figura 3 – a) Obtenção de imagem digital do preparo com o scanner inEos Blue
(Sirona,Bensheim, Alemanha); b) Delimitação do término do preparo; c) Desenho da
infraestrutura de zircônia; d) Posicionamento da infraestrutura no bloco de Y-TZP para
fresagem.
Após a fresagem, as infraestruturas foram removidas do
restante do bloco com discos e pontas diamantadas e seguiram para
limpeza em banho ultrassônico com água destilada por 5 minutos. Após a
secagem (Figura 4a), as infraestruturas foram submetidas à queima de
limpeza no forno Vita VACUMAT 6000 MP (Vita Zahnfabrik, Bad
Säckingen, Alemanha) (Figura 4b) e imersas por dois minutos no líquido
de pigmentação denominado Coloring Liquid (LL1, Vita Zahnfabrik, Bad
Säckingen, Alemanha) de acordo com um dos protocolos sugeridos pelo
fabricante (Figura 4c).
60
a
b
c
Figura 4– a) Infraestruturas de zircônia fresadas; b) Queima de limpeza; c) Coloração
das infraestruturas com Coloring Liquid.
As
infraestruturas
foram
secas
naturalmente
para
absorção e evaporação do líquido de coloração e a sinterização foi
realizada no forno Vita ZYrcomat T (Vita Zahnfabrik, Bad Säckingen,
Alemanha), com o ciclo recomendado pelo fabricante (Figura 5a, 5b).
Todas as infraestruturas foram, então, novamente limpas em banho
ultrassônico com água destilada por 5 minutos.
a
Figura 5– a) Infraestruturas antes da sinterização; b) após a sinterização.
b
61
4.2.5 Confecção da cerâmica de cobertura
A cerâmica de cobertura foi aplicada por meio de três
técnicas diferentes. As técnicas estão descritas abaixo:
4.2.5.1 Técnica prensada
Para evitar variações nas dimensões das coroas, blocos
de polímeros VitaCAD-Waxx (Vita Zahnfabrik, Bad Säckingen, Alemanha)
foram utilizados no sistema CEREC InLab MC XL (Sirona Dental Systems,
Bensheim, Alemanha).
Em cima do desenho da infraestrutura de zircônia obtida
no software InLab 3.88 (Sirona Dental Systems, Bensheim, Alemanha)
foram desenhadas duas coroas com as dimensões preconizadas: uma
com 1 mm de espessura no sulco principal da face oclusal e a outra com
2 mm de espessura no sulco principal (Figura 6a, 6b, 6c). Os blocos de
Vita CAD-Waxx foram usinados e 20 coroas de cada dimensão foram
obtidas.
a
b
c
Figura 6 – a) Desenho da coroa com 2 mm de espessura no software InLab 3.88; b)
Bloco de CAD-Waxx posicionado no CEREC; c) Coroa usinada em CAD-Waxx.
62
Antes do início da inclusão das coroas no revestimento,
as
infraestruturas
de
zircônia
e,
em
seguida,
o
conjunto
infraestrutura/coroa em CAD-Waxx/sprue foram pesados para determinar
quantas pastilhas de cerâmica injetável eram necessárias em cada anel
de revestimento.
As coroas em polímero foram posicionadas sobre as
infraestruturas de zircônia (Figura 7a, 7b). Para realizar a união das duas
estruturas, cera para escultura foi aplicada ao longo de todo o término da
coroa (Figura 7c).
a
b
c
Figura 7 – a) Coroa em CAD-Waxx e infraestrutura de zircônia; b) Coroa em CAD-Waxx
posicionada sobre a infraestrutura; c) União das duas estruturas com cera em todo o
término.
Um
canal
de
alimentação
de
cera
(sprue)
com
comprimento mínimo de 3 mm e diâmetro mínimo de 4 mm foi conectado
63
em cada coroa (Figura 8a). Os pontos de conexão entre o sprue, a coroa
em CAD-Waxx e a base formadora de cadinho foram arredondados. O
sprue foi conectado com cera à base formadora do cadinho em um ângulo
de 45° e apresentava distância mínima de 10 mm em relação à parede do
anel (Figura 8b). Em cada anel de silicone foram posicionadas duas
coroas com a mesma espessura de cerâmica de cobertura e, como o
peso dos dois conjuntos coroa/sprue era maior que 0,4 gramas e menor
que 1,2 gramas, duas pastilhas de cerâmica com 2 gramas foram
utilizadas em cada anel.
A massa do revestimento (Bellavest SH, Bego, Bremen,
Alemanha) foi manipulada de acordo com as instruções do fabricante e foi
vertida dentro do conformador de silicone de forma cuidadosa e sem a
incorporação de bolhas até a marcação pré-determinada (Figura 8c).
Após a desinclusão do conformador, o anel de revestimento foi colocado
em forno pré-aquecido a 850 °C por, no mínimo, 75 minutos para
evaporação completa da cera e do polímero.
a
b
c
Figura 8 – a) Posicionamento do sprue na face lingual da coroa em CAD-Waxx; b)
Posicionamento de duas coroas na base formadora do cadinho em um ângulo de 45°; c)
Preenchimento do conformador de silicone com revestimento.
O anel foi transferido rapidamente para o forno de injeção
(Vita VACUMAT 6000 MP, Vita Zahnfabrik, Bad Säckingen, Alemanha) e
duas pastilha de Vita PM9 (Opaque 2M1P-O Vita Zahnfabrik, Bad
Säckingen, Alemanha) foram inserida e injetadas a uma pressão de 3 bar.
64
O ciclo de injeção e de queima foi realizado de acordo com as instruções
do fabricante.
Após este ciclo, para remover as coroas, o revestimento
foi cortado com discos de corte montados em motor elétrico e, com um
jateador abrasivo (Professional Jet, EDG, PRO-ANALISE Química e
Diagnóstica Ltda, Cotia/SP, Brasil), foi jateado com partículas de óxido de
alumínio 50 Pm (ASFER Indústria Química Ltda, São Caetano do Sul/SP,
Brasil) com pressão de 4 bar e, em seguida, de 2 bar quando as coroas
começaram a aparecer.
4.2.5.2 Técnica estratificada
Quarenta infraestruturas de zircônia foram limpas em
ultrassom com água destilada por 5 minutos. Em seguida, iniciou-se a
aplicação da cerâmica de cobertura Vita VM9 (Base Dentine 1M1, Vita
Zahnfabrik, Bad Säckingen, Alemanha) pela técnica estratificada.
As partes externas das infraestruturas foram recobertas
com uma mistura do pó de cerâmica com o Líquido Modelador (Modelling
Liquid Vita VM9, Vita Zahnfabrik, Bad Säckingen, Alemanha) (Figura 9a,
9b). A fim de padronizar as espessuras das coroas, os preparos em G10
foram posicionados em um modelo de gesso e a mistura pó cerâmico/
líquido foi inserida em matrizes de silicone de adição (Elite HD, Zhermack
S.p.A., Badia Polesine, Itália) (Figura 9c, 9d) confeccionadas através da
moldagem de uma coroa prensada de cada espessura obtidas
anteriormente. Esta aplicação foi realizada com um pincel e a
condensação foi feita através de vibração manual (Figura 9d). O excesso
de água foi removido com papel absorvente (Figura 9e) e a sinterização
foi realizada no forno VACUMAT 6000 MP (Vita Zahnfabrik, Bad
Säckingen, Alemanha), com o ciclo recomendado pelo fabricante (Figura
65
9f). Duas camadas de dentina e suas respectivas queimas foram
realizadas para compensar a contração de cerca de 12% que ocorre
durante o ciclo de queima desta cerâmica.
a
b
c
d
e
f
Figura 9 – a e b) Aplicação da mistura entre o pó de cerâmica VM9 e o líquido modelador
pela técnica estratificada; c e d) Uso de um modelo de gesso e de moldes em silicone
para padronizar as dimensões das coroas; e) Remoção do excesso de água com papel
absorvente; f) Coroa na base do forno para o início do ciclo de sinterização.
66
Assim como realizado na técnica prensada de confecção
de cerâmica de cobertura, foram confeccionadas 40 coroas pela técnica
estratificada, sendo 20 com 1 mm de espessura de cerâmica de cobertura
no sulco principal da face oclusal e 20 coroas com 2 mm de espessura no
sulco principal da face oclusal.
4.2.5.3 Técnica CAD/CAM/Rapid Layer
Os mesmos desenhos de coroas usados para obtenção
de coroas em CAD-Waxx foram utilizados para confecção de 10 coroas
com 1 mm de espessura no sulco principal da face oclusal e de 10 coroas
com 2 mm de espessura no sulco principal. 20 blocos de VITABLOCS
TriLuxe Forte (TF-14, Vita Zahnfabrik, Bad Säckingen, Alemanha) foram
usinados pelo CEREC InLab MC XL (Sirona Dental Systems, Bensheim,
Alemanha) para obtenção da cerâmica de cobertura das coroas que
foram posteriormente cimentadas sobre as infraestruturas de zircônia.
Após a usinagem, as coberturas cerâmicas foram limpas em banho
ultrassônico por 5 minutos em água destilada.
Para
realizar
o
procedimento
de
cimentação,
as
superfícies externas das infraestruturas de zircônia foram jateadas com
partículas de 50 Pm de óxido de alumínio (ASFER Indústria Química Ltda,
São Caetano do Sul/SP, Brasil) sob pressão de 2,5 bar, a uma distância
de 15 mm durante 10 segundos (Multijet III-esferas, EDG, São Paulo/SP,
Brasil).
As superfícies internas da cerâmica de cobertura foram
condicionadas com ácido fluorídrico em gel a 5% (Farmácia de
Manipulação Fórmula e Ação, São Paulo/SP, Brasil) (Figura 10a) por 1
minuto. A remoção do ácido foi realizada com spray de água/ ar e as
superfícies foram secas por 20 segundos. Em seguida, um agente de
67
união silano (Clearfil SE Bond Primer e Clearfil Porcelain Bond Activator,
Kuraray Medical Inc., Tóquio, Japão) foi aplicado sobre as superfícies
condicionadas (Figura 10b). Após a evaporação completa do silano, o
cimento resinoso dual Panavia F (Kuraray Medical Inc., Tóquio, Japão) foi
aplicado no interior da cerâmica de cobertura com uma espátula de
inserção (Figura 10c) e a cerâmica de cobertura foi pressionada com
força suave, uniforme e constante sobre a infraestrutura de zircônia
(Figura 10d). Os excessos de cimento foram removidos antes da presa
final.
a
b
c
d
Figura 10 – a) Condicionamento da face interna da cerâmica de cobertura; b) Aplicação
do silano; c) Aplicação do cimento no interior da coroa feldspática; d) Cimentação da
cerâmica de cobertura sobre a infraestrutura de zircônia.
Cada face da coroa foi fotopolimerizada por 40 segundos
(Fotopolimerizador Radii-Cal, SDI, Victoria, Austrália). Durante a presa do
cimento, as estruturas da coroa foram mantidas sob pressão.
68
4.2.6 Protocolos de resfriamento
Segundo Lawn e Marshall (1977) e Swain (2009) uma
temperatura de resfriamento mais lenta é importante apenas no último
ciclo de queima porque o estresse introduzido no primeiro ciclo de queima
é relaxado no ciclo seguinte quando ocorre um aquecimento acima da Tg.
Por este motivo, os diferentes protocolos de resfriamento rápido e lento
propostos para as coroas confeccionadas pelas técnicas prensada e
estratificada foram realizados durante o ciclo de queima do glaze, cujas
características recomendadas pelo fabricante foram modificadas de
acordo com cada protocolo. Todas as coroas confeccionadas receberam
a aplicação de uma camada de glaze Vita AKZENT (Vita Zahnfabrik, Bad
Säckingen, Alemanha).
No resfriamento rápido, o forno Vita VACUMAT 6000 MP
(Vita Zahnfabrik, Bad Säckingen, Alemanha) foi programado para abrir
imediatamente após o término do ciclo de queima do glaze, logo em
seguida a abertura do mesmo, as coroas foram posicionadas na base
lateral suspensa do forno para resfriamento até a temperatura ambiente
de 25 °C.
No resfriamento lento, o mesmo forno foi programado
para se manter totalmente fechado durante o resfriamento que ocorre
após o ciclo de queima até a temperatura de 500 °C ser atingida. Então, o
forno se abria e as coroas eram mantidas na base do forno durante o
resfriamento até a temperatura ambiente.
As coroas de Triluxe Forte receberam a aplicação e a
respectiva queima do glaze antes da cimentação sobre a infraestrutura de
zircônia, assim como preconiza o fabricante, sem serem submetidas aos
protocolos de resfriamento acima descritos.
69
4.2.7 Cimentação das coroas sobre os preparos de G10
Todas as coroas foram cimentadas sobre os preparos de
resina epóxi G10 com cimento resinoso Panavia F (Kuraray Medical Inc.,
Tóquio, Japão). Antes da cimentação, os preparos de G10 e as coroas
foram limpas em ultrassom com água destilada por 5 minutos.
Os preparos de resina G10 foram condicionados com
ácido fluorídrico em gel a 5% por 1 minuto (Figura 11a). O ácido foi
removido com jato de ar/água por 30 segundos e os preparos foram
novamente levados ao banho ultrassônico em água destilada por 5
minutos. Após secagem com jatos de ar por 30 segundos, o agente silano
(Clearfil SE Bond Primer e Clearfil Porcelain Bond Activator, Kuraray
Medical Inc., Tóquio, Japão) foi aplicado com a ajuda de um pincel
descartável (Figura 11b). Um leve jato de ar foi aplicado e esperou-se o
silano evaporar por 1 minuto. O ED Primer, mistura de uma gota dos
líquidos A e B presentes no kit do cimento resinoso Panavia F (Kuraray
Medical Inc., Tóquio, Japão), foi aplicado sobre os preparos (Figura 11c).
Após 1 minuto, um leve jato de ar foi aplicado.
Quantidades iguais de cada uma das duas pastas do
cimento resinoso Panavia F (Kuraray Medical Inc., Tóquio, Japão) foram
colocadas sobre um bloco de espatulação e misturadas com uma
espátula de plástico por 20 segundos. O cimento foi aplicado nas
margens internas da infraestrutura de zircônia (Figura 12a). Cada coroa
foi posicionada, inicialmente, com leve pressão digital sobre um preparo
em resina G10 (Figura 12b). Depois, uma carga de 750 gramas foi
aplicada em um delineador modificado, com uma fita de acetato interposta
entre o aplicador de carga e a coroa para que a força fosse distribuída de
forma mais uniforme (Strub, Beschnidt, 1998) (Figura 12c).
70
a
b
c
Figura 11 – a) Condicionamento do preparo em G10 com ácido fluorídrico em gel 5% por
1 minuto; b) Aplicação do agente silano sobre o preparo após o condicionamento ácido;
c) Aplicação do ED Primer sobre o silano.
a
b
c
Figura 12 – a) Aplicação do cimento nas margens internas da infraestrutura de zircônia;
b) Cada coroa foi posicionada com leve pressão digital sobre um preparo em resina G10;
c) Aplicação de uma carga de 750 gramas com um delineador modificado.
O excesso de cimento foi retirado com espátula para
resina e microbrush após uma fotopolimerização inicial de 3 segundos
(Fotopolimerizador Radii-Cal, SDI, Victoria, Austrália). Em seguida, o
cimento foi fotopolimerizado por 40 segundos em cada face. O gel
71
Oxyguard (Kuraray Medical Inc., Tóquio, Japão) presente no kit do
cimento Panavia F foi aplicado em volta de todo o término e deixado por 3
minutos, sendo em seguida retirado com jatos de água.
As coroas cimentadas sobre os preparos de resina G10
foram deixadas em estufa (Estufa Orion de cultura 502, Fanem, São
Paulo/SP, Brasil) imersas em água destilada a uma temperatura de 37 °C
por 24 horas antes do início da ciclagem mecânica.
4.2.8 Ciclagem mecânica
Todas as coroas foram submetidas à ciclagem mecânica
no equipamento Erios 11000 (ERIOS Equipamentos Técnicos e
Científicos
Ltda,
São
Paulo/SP,
Brasil)
com carga
de
200
N
(aproximadamente 4,5 bar de pressão) por 2 x 106 ciclos, a uma
frequência de 3 Hz. Durante toda a ciclagem as amostras permaneceram
imersas em água a 37 °C, sendo a temperatura controlada por um
termostato contido no próprio equipamento (Figura 13a).
Os pistões maciços a base de aço inoxidável utilizados
durante a ciclagem apresentavam ponta semiesférica com 6 mm de
diâmetro e foram posicionados no centro do sulco principal da face
oclusal de cada coroa. Entre o pistão e a coroa, durante toda a ciclagem,
também foi interposta uma fita de acetato entre o aplicador de carga e a
coroa (Strub, Beschnidt, 1998) (Figura 13b).
72
a
b
6
Figura 13 – a) Ciclagem mecânica das coroas com carga de 200 N por 2 x 10 ciclos, a
uma frequência de 3 Hz; b) Detalhe do posicionamento do pistão.
Após a ciclagem mecânica cada coroa foi analisada em
Estereomicroscópio (70x, Discovery V20, Zes, Gera, Alemanha) para
verificar a presença de falhas na cerâmica de cobertura devido à
ciclagem.
4.2.9 Resistência à fratura em compressão axial
Após
a
ciclagem
mecânica,
as
amostras
foram
armazenadas em uma estufa (Estufa Orion de cultura 502, Fanem, São
Paulo/SP, Brasil) com 100% de umidade, a 37 °C, durante sete dias.
O ensaio de resistência à fratura em compressão foi
realizado em uma máquina de ensaio universal (EMIC DL 1000, São José
dos Pinhais/PR, Brasil), com velocidade de 0,5 mm/minuto e célula de
carga de 10 kN. Um dispositivo semelhante a um aquário foi utilizado para
que as coroas ficassem imersas em água destilada durante todo o ensaio.
Um termostato foi acoplado a este dispositivo para manter a temperatura
da água em 37 °C e simular condições mais próximas ao ambiente oral
(Figura 14a).
Neste teste foi utilizada uma ponta em aço inoxidável
semiesférica com 6 mm de diâmetro, idêntica às pontas utilizadas na
73
ciclagem mecânica, que foi posicionada no centro do sulco principal da
face oclusal da coroa (Figura 14b). Para cada uma das coroas testadas
foi registrada a carga máxima, em N, necessária para produzir a fratura
(Figura 14c).
a
b
c
Figura 14 – a) Dispositivo de teste posicionado; b) Ponta semiesférica posicionada no
centro do sulco principal da coroa; c) Coroa fraturada.
74
4.2.10 Modo de fratura
Os
espécimes
foram
examinados
visualmente
e
no
Estereomicroscópio (70x, Discovery V20, Zeiss, Jena, Alemanha) para
determinar o modo de fratura seguindo a classificação proposta por Burke
(1996) que se baseia na extensão da fratura (Quadro 2).
Com o auxílio do Estereomicroscópio (Discovery V20, Zeiss,
Jena, Alemanha), também foi realizada a classificação que se baseia no
tipo de fratura e que separa as falhas em: trinca (trinca da cerâmica de
cobertura até a interface), chipping (fratura na superfície da cerâmica de
cobertura sem exposição da infraestrutura de zircônia), delaminação
(fratura da cerâmica de cobertura com exposição da infraestrutura de
zircônia) e fratura catastrófica (fratura da cerâmica de cobertura e da
infraestrutura de zircônia) (Aboushelib et al., 2007; Zahran et al., 2008;
Aboushelib et al., 2009; Benetti et al., 2011).
Quadro 2 - Classificação dos modos de fratura de acordo com Burke
(1996)
Modo de
fratura
Descrição
Tipo I
Fratura mínima ou trinca na coroa;
Tipo II
Menos da metade da coroa perdida;
Tipo III
Fratura coronária ao longo do sulco oclusal mésio-distal com
deslocamento ou perda de metade da coroa;
Tipo IV
Perda de mais da metade da coroa;
Tipo V
Fratura severa do dente e/ou coroa.
75
4.2.11 Análise fractográfica
Coroas com fraturas representativas de cada técnica de
aplicação da cerâmica foram avaliadas quanto à morfologia da área
fraturada em Estereomicroscópio (Discovery V20, Zeiss, Jena, Alemanha)
para seleção do fragmento que apresentava o maior número de
características sugestivas da localização da origem da fratura. Em
seguida, os fragmentos de uma coroa de cada técnica foram analisados
em Microscópio Eletrônico de Varredura – MEV (Inspect S50, FEI
Company, Brno, República Tcheca) para melhor visualização das
características fractográficas e para determinação da possível origem da
fratura (Quinn, 2007; Scherrer et al., 2008; Bonfante et al., 2010;
Lorenzoni et al., 2010).
4.2.12 Análise de Elementos Finitos
Para
verificar
a
concentração
de
estresses
nas
restaurações confeccionadas pela técnica CAD/CAM/Rapid Layer e tentar
esclarecer a origem das fraturas, dois modelos, com base de resina
acrílica, preparo em G10, cimento resinoso, infraestrutura de zircônia e
cerâmica de cobertura, foram modelados no software Rhinoceros (versão
4.0 S8, McNeel North America, Seattle, EUA), e a diferença entre os dois
modelos foi a espessura da cerâmica de cobertura (Figura 15). Apenas o
cimento resinoso interposto entre a cerâmica de cobertura e a
infraestrutura de zircônia foi simulado uma vez que, após o teste in vitro
de fratura, observou-se que não houve nenhuma fratura catastrófica e o
cimento interposto entre o preparo e a infraestrutura não foi atingido.
76
Desenho da
infraestrutura de
Y-TZP
Geometria do
preparo
Camada de
cimento
resinoso
Desenho das cerâmicas de
cobertura
TF1 – 1 mm cerâmica de cobertura
TF2 – 2 mm cerâmica de cobertura
Figura 15 - Geometria das partes componentes dos dois modelos testados.
Ambos os modelos foram importados como arquivo stp
pelo software Ansys (ANSYS 13.0, ANSYS Inc, Houston, EUA). Todos os
materiais foram considerados homogêneos, linearmente elásticos e
isotrópicos para análise mecânica estrutural. As propriedades mecânicas
utilizadas estão resumidas na Tabela 1.
Tabela 1- Módulo de elasticidade (em GPa) e coeficiente de Poisson dos
materiais utilizados de acordo com a literatura
Material
G10
Cimento resinoso (Panavia)
Y-TZP In-Ceram YZ
(Vita Zahnfabrik)
Triluxe Forte (Vita Zahnfabrik)
a
Módulo de
elasticidade
14,9
9,2
Coeficiente de
Poisson
0,31
0,28
Referências
Yi, Kelly, 2008
Bindl et al., 2006
209,3
0,32
Borba et al., 2011
70,7
0,21
Sonelastic (ATCP,
Brasil)
77
Os contatos entre as geometrias foram considerados
perfeitamente unidos. A malha apresentou elementos tetraédricos com
transição lenta e elevado alisamento. O tamanho dos elementos foi de 0,3
mm para todas as geometrias exceto para a base de resina acrílica na
qual foi aplicada uma relevância de 50% para a conexão com o preparo
em G10. A base teve seus movimentos limitados em todas as direções e
uma carga de 10 kN foi aplicada e distribuída em três pontos, no centro
das coroas.
A análise estrutural estática linear foi realizada para
observar a distribuição de tensões na infraestrutura, na cerâmica de
cobertura e na camada de cimento resinoso. As tensões de von Mises
foram usadas para observar a coerência dos resultados. O critério de
tensão máxima principal foi utilizado para analisar a concentração de
estresses de tração, devido ao fato de os materiais estudados
apresentarem um comportamento friável.
4.2.13 Análise estatística
Os dados obtidos de carga máxima de fratura no teste de
resistência
à
fratura
em
compressão
axial
para
as
condições
experimentais testadas - técnica de aplicação, espessura e protocolo de
resfriamento da cerâmica de cobertura - foram submetidos à estatística
descritiva (médias e desvios padrão), teste paramétrico de análise de
variância (ANOVA) 3-fatores e teste de comparações múltiplas (teste de
Tukey), com nível de significância de 5%.
Os dados para as coroas confeccionadas pela técnica de
aplicação CAD/CAM/Rapid Layer foram submetidos à análise estatística
descritiva, ao teste t-Student e ao teste de Dunnett, com nível de
78
significância de 5%, para comparar os valores de resistência desta
técnica com as técnicas estratificada e prensada.
A análise estatística foi realizada por meio dos programas
computacionais: GraphPad Prism (GraphPad Software, versão 4.0, 2003);
MINITAB (Minitab, versão 16.1, 2010) e STATISTIX (Analytical Software
Inc., versão 8.0, 2003).
79
5 RESULTADOS
Os dados de carga máxima de fratura (em N) das coroas
obtidos no ensaio de compressão são apresentados no Apêndice B.
A análise dos dados, estatística descritiva e inferencial, é
apresentada em duas partes.
Na primeira parte (espessura x técnicas de aplicação da
cerâmica de cobertura) a técnica CAD/CAM/Rapid Layer foi comparada
sob dois aspectos: (1) com as espessuras (1 mm e 2 mm); (2) e com as
outras técnicas de aplicação de cerâmica: a técnica estratificada e a
técnica prensada.
Na
segunda
parte
(técnica
estratificada x técnica
prensada) avalia-se a influência da técnica (estratificada e prensada), do
resfriamento (rápido e lento) e da espessura (1 mm e 2 mm) de cerâmica
de cobertura quanto a carga máxima de fratura em compressão de coroas
cerâmicas.
Ao analisar as coroas no Estereomicroscópio (Discovery
V20, Zeiss, Jena, Alemanha) após a ciclagem mecânica, nenhuma
alteração superficial foi observada, sendo a hipótese, de que a ciclagem
causaria falhas na cerâmica de cobertura, rejeitada.
A tabela 2 apresenta a análise descritiva dos valores de
carga máxima de fratura (em N) obtidos para os grupos experimentais,
incluindo os valores médios, desvio padrão (Dp), coeficiente de variação
(CV), mediana e valores mínimo e máximo.
80
Tabela 2 - Valores médios e desvio padrão (Dp), coeficiente de variação
(CV), mediana, valores mínimos e máximos da carga máxima de fratura
(em N) para cada grupo experimental (n = 10)
Grupo
Média
Dp
CV(%)
Mínimo
Mediana
Máximo
P1L
4100,32 654,64
15,97
3527,02
3914,12
5400,78
P1R
3941,56 539,00
13,68
3122,28
3961,16
4662,84
P2L
4608,94 464,52
10,09
3835,72
4665,78
5254,76
P2R
3621,10 523,32
14,44
2854,74
3422,16
4371,78
V1L
3028,20 762,44
25,19
2174,62
2744,00
4324,74
V1R
2942,94 416,50
14,16
2419,62
2830,24
3775,94
V2L
3232,04 395,92
12,24
2714,60
3393,74
3660,30
V2R
3079,16 500,78
16,27
2290,26
3079,16
3771,04
TF1
1452,36 307,72
21,24
1180,90
1298,50
2076,62
TF2
2067,80 324,38
15,70
1573,88
2133,46
2578,38
5.1 Espessura x técnicas de aplicação da cerâmica de cobertura
Os
valores
médios
dos
grupos
da
técnica
CAD/CAM/Rapid Layer foram comparados. O teste t-Student indicou que,
para os valores de carga máxima de fratura no teste de compressão, as
coroas com 2 mm de espessura (2067,8 ± 324,38 N) foram mais
resistentes que as coroas com 1mm (1452,36 ± 307,72 N), (p-valor =
0,0001 < 0,05) (Figura 16).
81
Figura 16- Gráfico de colunas (média ± desvio-padrão) dos valores de carga máxima de
fratura (em N).Resultado do teste t-Student para amostras independentes.
As comparações dos valores médios de carga máxima de
fratura da técnica CAD/CAM/Rapid Layer com as técnicas estratificada e
prensada de aplicação da cerâmica de cobertura foram realizadas por
meio do teste de Dunnett (5%). O resultado detalhado desta análise é
apresentado no Apêndice C.
Analisando apenas o fator “espessura”, verificou-se que,
com 1 mm de espessura, a técnica CAD/CAM/Rapid Layer (1452,36 ±
307,72 N) apresentou valor de carga máxima de fratura inferior
estatisticamente aos demais grupos, (V1L: 3028,2 ± 762,44 N; P1L:
4100,32 ± 654,64 N; V1R: 2942,94 ± 416,5 N; P1R: 3941,56 ± 539,0 N),
independente da técnica de aplicação e do protocolo de resfriamento.
Já para o fator “espessura” com 2 mm verificou-se que a
técnica CAD/CAM/Rapid Layer (2067,8 ± 324,38 N) também apresentou
valor de carga máxima de fratura inferior estatisticamente aos demais
grupos, (V2L: 3232,04 ± 395,92 N; P2L: 4608,94 ± 464,52 N; V2R:
3079,16 ± 500,78 N; P2R: 3621,1 ± 523,32 N), independente da técnica
de aplicação e do protocolo de resfriamento.
82
5.2Técnica estratificada x técnica prensada
Após analisar a carga máxima de fratura em compressão
de coroas confeccionadas pela técnica CAD/CAM/Rapid Layer, foi
avaliada a influência das técnicas estratificada e prensada frente a dois
tipos de resfriamento (lento e rápido) e duas espessuras de cerâmica de
cobertura (1 mm e 2 mm).
Os dados obtidos foram submetidos à análise descritiva e
inferencial. Na estatística descritiva os valores de tendência central
(média) e de dispersão (desvio-padrão) das condições experimentais,
foram calculados e estão apresentados nas Tabelas 3 e 4 e tiveram
representação gráfica por meio do gráfico de colunas junto com os
valores médios da carga máxima de fratura em compressão da técnica
CAD/CAM/Rapid Layer (Figuras 17 e 18).Pode-se observar que os
valores médios de carga máxima de fratura da técnica CAD/CAM/Rapid
Layer são inferiores frente às demais condições experimentais tanto no
resfriamento lento quanto no resfriamento rápido.
Tabela 3 - Resfriamento lento. Média (±desvio-padrão) dos dados de
carga máxima de fratura (em N) em compressão obtidos para duas
diferentes técnicas de aplicação e duas diferentes espessuras de
cerâmica de cobertura
Espessura (mm)
Técnica de aplicação
linha (média ± Dp)
Prensada - PM9
Estratificada - VM9
1
4100,32 ± 654,64
3028,20 ± 762,44
3564,26 ± 882,98
2
4608,94 ± 464,52
3232,04 ± 394,94
3920,00 ± 82124
coluna (média ± Dp)
4354,14 ± 610,54
3130,12 ± 599,76
83
Tabela 4 - Resfriamento rápido. Média (± desvio padrão) dos dados de
carga máxima de fratura (em N) em compressão obtidos para duas
diferentes técnicas de aplicação e duas diferentes espessuras de
cerâmica de cobertura
Espessura (mm)
Técnica de aplicação
linha (média ± Dp)
Prensada - PM9
Estratificada - VM9
1
3941,56 ± 539,0
2942,94 ± 416,5
3442,74 ± 694,33
2
3621,1 ± 523,02
3079,16 ± 500,78
3350,62 ± 570,75
coluna (média ± Dp)
3781,82 ± 542,43
3011,54 ± 453,74
Figura 17- Resfriamento lento de confecção de coroas. Gráfico de colunas (média ±
desvio padrão) dados de carga máxima de fratura (em N) em compressão, segundo as
condições experimentais estabelecidas pelas variáveis em estudo: técnica de aplicação
e espessura da cerâmica de cobertura.
84
Figura 18 - Resfriamento rápido de confecção de coroas. Gráfico de colunas (média ±
desvio padrão) dados de carga máxima de fratura (em N) em compressão, segundo as
condições experimentais estabelecidas pelas variáveis em estudo: técnica de aplicação
e espessura da cerâmica de cobertura.
Para avaliar a relação entre o protocolo de resfriamento, a
técnica de aplicação da cerâmica e a espessura, os dados obtidos neste
experimento foram submetidos ao modelo estatístico da análise de
variância três fatores, após serem avaliadas as suposições do modelo de
análise de variância (ANOVA).
Os valores resíduos, decorrentes do ajuste do modelo
adotado, foram examinados para avaliar a adequabilidade do modelo para
inferências estatísticas válidas e foi determinado que os dados originais
propiciaram um adequado ajuste porque os dados de carga máxima de
fratura em compressão obtidos apresentaram uma distribuição normal de
probabilidade (teste de Anderson-Darling, p-valor = 0,091 > 0,05),
(Apêndice D). Além disso, verificou-se a uniformidade dos resíduos
(homocedasticidade) por meio do gráfico dos valores resíduos em relação
aos valores ajustados (Apêndice D).
85
O resultado do teste ANOVA (3-fatores) é apresentado na
Tabela 5.
Tabela 5 - ANOVA 3-fatores para os dados de carga máxima de fratura
(em N) em compressão obtidos no experimento
Efeito
gl
SQ
Espessura
1
3623
Técnica de aplicação
1
Resfriamento
F
P
3623
1,17
0,2823
207036
207036
67,06 0,0001*
1
24933
24933
8,08
0,0058*
Técnica x Resfriamento
1
10736
10736
3,48
0,0663
Espessura x Resfriamento
1
10447
10447
3,38
0,0700
Técnica x Espessura
1
297
297
0,10
0,7573
7536
7536
2,44
0,1226
Técnica x Espessura x Resfriamento 1
Resíduo
72 222278
Total
79 486886
QM
3087
gl: grau de liberdade; SQ: soma dos quadrados; QM: quadrado médio. Significância
estatística (p < 0,05)
Verificou-se
que
o
efeito interação
tripla
foi
não
significante (p-valor = 0,1226 > 0,05). Quando se compararam os valores
médios das oito condições experimentais, segundo o teste de Tukey (5%),
observou-se que com o resfriamento lento na técnica prensada,
independente da espessura, a carga máxima de fratura foi maior do que
no resfriamento rápido e lento na técnica estratificada (Tabela 6).
Pode-se estabelecer ainda que, mediante informações
apresentadas anteriormente, as melhores condições de carga máxima de
fratura foram estabelecidas pela técnica prensada, com resfriamento
lento, independente da espessura; e as piores condições foram
estabelecidas pela técnica estratificada independente do resfriamento e
da espessura. Tais considerações podem ser visualizadas com o auxílio
dos gráficos de médias das oito condições experimentais (Figuras 19 e
20), mostrados a seguir.
86
Tabela 6 - Efeito interação: resfriamento e técnica de aplicação.
Formação de grupos homogêneos de mesmo desempenho da carga
máxima (em N) de fratura, após teste de comparações múltiplas de Tukey
(5%)
Resfriamento Técnica de aplicação Espessura (mm) Média
Lento
Prensada
1
4100,32 AB
Lento
Prensada
2
4608,94 A
Lento
Estratificada
1
3028,20 D
Lento
Estratificada
2
3232,04 CD
Rápido
Prensada
1
3941,56 ABC
Rápido
Prensada
2
3621,10 BCD
Rápido
Estratificada
1
2942,94 D
Rápido
Estratificada
2
3079,16 D
Valores acompanhados da mesma letra não apresentam diferença estatística (p > 0,05).
Figura 19 - Gráfico de médias. Influência do fator resfriamento sobre a técnica de
aplicação e espessura da cerâmica de cobertura.
87
Figura 20 - Gráfico de médias. Influência do fator técnica de aplicação sobre a espessura
da cerâmica de cobertura e o tipo de resfriamento.
Quanto aos efeitos de interação dupla, pode-se notar que
o fator resfriamento com a espessura e com a técnica de aplicação tem
um p-valor próximo ao nível de significância.
Foi efetuado o teste de comparações múltiplas de Tukey
(5%) para as interações duplas (técnica de aplicação x resfriamento e
resfriamento x espessura) cujo efeito foi próximo ao nível de significância.
Na avaliação da interação técnica de aplicação e
resfriamento, quando se compararam os valores médios de carga máxima
de fratura das quatro condições experimentais, via teste de comparação
múltipla de Tukey (5%), pode-se estabelecer que o resfriamento lento
diferiu do resfriamento rápido na técnica prensada de aplicação da
cerâmica, porém, tal diferença não é observada na técnica estratificada
(Tabela 7).
88
Tabela 7 - Efeito interação: resfriamento e técnica de aplicação.
Formação de grupos homogêneos de mesmo desempenho de carga
máxima de fratura (em N), após teste de comparações múltiplas de Tukey
(5%)
Resfriamento
Lento
Rápido
Técnica de aplicação
média ±Dp
Prensada
4354,14 ± 621,61A
Estratificada
3130,12 ± 599,76C
Prensada
3781,82 ± 541,94B
Estratificada
3011,54 ± 453,83C
Valores acompanhados da mesma letra não apresentam diferença estatística (p > 0,05).
Na avaliação da interação resfriamento e espessura,
quando se compararam os valores médios de carga máxima de fratura
das quatro condições experimentais, via teste de comparação múltipla de
Tukey (5%), pode-se estabelecer que o resfriamento lento realizado em
coroas com 2 mm de espessura, diferiu do resfriamento rápido, sob
qualquer valor de espessura, quando não se considera a técnica de
aplicação da cerâmica (Tabela 8).
Tabela 8 - Efeito interação: resfriamento e espessura. Formação de
grupos homogêneos de mesmo desempenho de carga máxima de fratura
(em N), após teste de comparações múltiplas de Tukey (5%)
Resfriamento
Lento
Rápido
Espessura (mm)
média ± Dp
1
3564,26 ± 882,98AB
2
3920,00 ± 821,73A
1
3442,74 ± 694,33B
2
3350,62 ± 570,75B
Valores acompanhados da mesma letra não apresentam diferença estatística (p > 0,05).
Quanto aos efeitos considerados isoladamente, pode-se
verificar que são estatisticamente significantes o resfriamento (p-valor =
0,0058 > 0,05) e a técnica de aplicação (p-valor = 0,0001 > 0,05).
89
5.3 Classificação do modo de falha
Os resultados da análise visual macroscópica dos modos
de falhas classificadas de acordo com a análise de Burke estão expostos
na Tabela 9 e a classificação em trinca, chipping, delaminação e fratura
catastrófica é apresentada na Tabela 10.
Tabela 9 - Distribuição dos modos de falha, segundo análise de Burke,
por grupo experimental
Grupos
P1L
P1R
P2L
P2R
V1L
V1R
V2L
V2R
TF1
TF2
Total
Tipo I
0 (0%)
0 (0%)
0 (0%)
0 (0%)
0 (0%)
0 (0%)
0 (0%)
0 (0%)
0 (0%)
0 (0%)
0 (0%)
Classificação de Burkea
Tipo II
Tipo III
Tipo IV
6 (60%)
1 (10%)
2 (20%)
1 (10%)
1 (10%)
5 (50%)
3 (30%)
2 (20%)
3 (30%)
4 (40%)
4 (40%)
1 (10%)
2 (20%)
4 (40%)
2 (20%)
6 (60%)
1 (10%)
0 (0%)
3 (30%)
1 (10%)
1 (10%)
3 (30%)
3 (30%)
3 (30%)
5 (50%)
0 (0%)
3 (30%)
4 (40%)
2 (20%)
3 (30%)
37 (37%)
19 (19%) 23 (23%)
Tipo V
1 (10%)
3 (30%)
2 (20%)
1 (10%)
2 (20%)
3 (30%)
5 (50%)
1 (10%)
2 (20%)
1 (10%)
21 (22%)
Tipo I – Fratura mínima ou trinca na coroa; Tipo II – Menos da metade da coroa perdida;
Tipo III – Fratura coronária ao longo do sulco oclusal mésio-distal com deslocamento ou
perda de metade da coroa; Tipo IV – Perda de mais da metade da coroa; Tipo V –
Fratura severa do dente e/ou coroa.
90
Tabela 10 - Classificação do modo de falha de acordo com a classificação
em trinca, chipping, delaminação e fratura catastrófica
Grupos
P1L
P1R
P2L
P2R
V1L
V1R
V2L
V2R
TF1
TF2
Total
Trinca
0 (0%)
0 (0%)
0 (0%)
0 (0%)
0 (0%)
0 (0%)
0 (0%)
0 (0%)
0 (0%)
0 (0%)
0 (0%)
Chipping Delaminação
8 (80%)
1 (10%)
4 (40%)
6 (60%)
10 (100%)
0 (0%)
10 (100%)
0 (0%)
8 (80%)
0 (0%)
8 (80%)
0 (0%)
6 (60%)
0 (0%)
9 (90%)
0 (0%)
0 (0%)
8 (80%)
0 (0%)
9(
63 (63%)
24 (24%)
Fratura catastrófica
1 (10%)
0 (0%)
0 (0%)
0 (0%)
2 (20%)
2 (30%)
4 (40%)
1 (10%)
2 (20%)
1 (10%)
13 (13%)
Trinca = trinca da cerâmica de cobertura até a interface; chipping = fratura na superfície
da cerâmica de cobertura sem exposição da infraestrutura de zircônia; delaminação =
fratura da cerâmica de cobertura com exposição da infraestrutura de zircônia; fratura
catastrófica = fratura da cerâmica de cobertura e da infraestrutura de zircônia.
5.4. Análise das falhas
Em todas as coroas analisadas, ocorreu uma propagação
da fratura em forma de cone (cone crack) na cerâmica de cobertura, a
partir do ponto de aplicação da carga, como ilustrado na figura 21.
Figura 21 - Padrão de fratura em forma de cone (cone crack) da cerâmica de cobertura:
exemplo de chipping da cerâmica, em forma de cone, sem fratura da infraestrutura de
uma coroa do grupo V1R. Imagem em estereomicroscópio (7,5x).
91
A análise das falhas mostrou que o cone crack se iniciou
na subsuperfície, alguns micrômetros abaixo da superfície externa
(Figuras 22 a 24).
F
F
F
Figura 22 - Imagem em estereomicroscópio (10x) de uma coroa do grupo P2L com
fratura por chipping. As flechas pretas indicam a direção de propagação da fratura na
cerâmica de cobertura; a flecha vermelha indica a região da provável origem da falha e
as flechas brancas indicam as arrest lines, linhas perpendiculares à origem da falha. F:
cerâmica de cobertura feldspática.
92
F
F
5 mm
a
F
F
2 mm
b
1 mm
Figura 23 - Fotomicrografias em MEV, de uma coroa do grupo P2L com fratura por
chipping. a) Visão geral da fratura (24x); b) Visão aproximada da área demarcada pelo
quadrado vermelho (Figura 23a): região de aplicação da carga (seta vermelha); presença
de wake hackles (setas pretas) que indicam a direção de propagação da fratura (70x); c)
Visão aproximada da área demarcada pelo quadrado verde (Figura 23b): região da
aplicação da carga (elipse branca). Pode-se observar que na técnica prensada a
cerâmica apresenta menos porosidade (90x). F: cerâmica de cobertura feldspática.
c
93
F
F
F
F
F
5 mm
a
F
F
2 mm
b
1 mm
Figura 24- Fotomicrografias em MEV, de uma coroa do grupo V2R com fratura tipo
chipping. a) Visão geral da fratura (22x); b) Visão aproximada da área demarcada pelo
quadrado vermelho (Figura 24a): região de aplicação da carga (seta vermelha); presença
de wake hackles (setas pretas) que indicam a direção de propagação da fratura (60x); c)
Visão aproximada da área demarcada pelo quadrado verde (Figura 24b): região da
aplicação da carga. Pode-se observar a presença de muitas bolhas devido à técnica
estratificada (150x). F: cerâmica de cobertura feldspática.
Nos grupos nos quais a Triluxe Forte (TF1 e TF2) foi
utilizada (Técnica CAD/CAM/Rapid Layer), a fratura provavelmente teve
origem na interface entre o cimento resinoso e a cerâmica feldspática de
cobertura (Figura 25 e 26).
c
94
F
C
Z
Figura 25 - Imagem em estereomicroscópio (10x) de uma coroa do grupo TF2 com
fratura por delaminação e perda de metade da cerâmica de cobertura. A seta vermelha
indica o ponto de aplicação da carga. F: cerâmica de cobertura feldspática; C: cimento
resinoso; Z: zircônia.
95
Figura 26 - Fotomicrografia em MEV (150x) correspondente à área demarcada em
vermelho na fotomicrografia menor (70x), na qual é possível observar o cone crack (seta
branca). Região de origem da fratura da coroa do grupo TF1. A flecha vermelha indica a
provável região da origem da falha. F: cerâmica de cobertura feldspática; C: cimento
resinoso; Z: zircônia.
96
5.5 Análise de Elementos Finitos
Os critérios de deformação total e de von Mises mostraram a
coerência da simulação. O modelo TF1 mostrou maior concentração e
maior área de estresse de tração que o modelo TF2 (Figuras 27a, 27b).
Esta concentração do estresse de tração é observada no centro da face
vestibular (Figuras 27c, 27d). Os estresses de tração induziram estresses
compressivos na superfície externa do cimento resinoso, com maiores
valores para TF1 (487,65 MPa) do que para TF2 (275,15 MPa).
Consequentemente estes estresses passaram para a infraestrutura na
forma de estresse de tração na superfície axial (Figuras 27e, 27f).
Observando a superfície interna da cerâmica de cobertura (Figuras 27g,
27h), o modelo TF1 mostra maior concentração dos estresses de tração
na interface entre a cerâmica de cobertura e o cimento resinoso. Isto
também pode ser observado no corte mesio-distal do modelo (Figuras 27i,
27j).
97
Vista oclusal externa da coroa
Vista vestibular da coroa
Coroa 1 mm
Coroa 2 mm
Coroa 1 mm
Coroa 2 mm
a
b
c
D
Vista externa do cimento resinoso
Vista oclusal interna da coroa
Coroa 1 mm
Coroa 2 mm
Coroa 1 mm
Coroa 2 mm
e
f
g
H
Corte mésio-distal da coroa e do cimento
Coroa 1 mm
Coroa 2 mm
i
J
Figura 27 - Estresse Máximo Principal resultante dos modelos de estudo submetidos a
uma carga vertical de 10000 N. Escala padronizada.
98
6 DISCUSSÃO
Vários estudos clínicos têm mostrado uma taxa de
sucesso
aceitável
para
restaurações
totalmente
cerâmicas
com
infraestrutura de zircônia (Sailer et al., 2007; Christensen, Ploeger, 2010;
Heintze, Rousson, 2010), mas a literatura também evidencia que o índice
de fratura da cerâmica em coroas com infraestrutura de zircônia é maior
do que em coroas metalo-cerâmicas (Goodacre et al., 2003; Sailer et al.,
2007; Christensen, Ploeger, 2010; Della Bona, Kelly, 2010; Heintze,
Rousson, 2010).
Diversos fatores são apontados como possíveis causas
para estas fraturas: resistência e tenacidade a fratura, compatibilidade
entre os Coeficientes de Expansão Térmica (CET), susceptibilidade à
corrosão por estresse, comportamento de relaxamento das moléculas,
temperatura de transição vítrea e magnitude e orientação das cargas
oclusais (DeHoff et al., 2008), suporte anatômico, forma e espessura da
infraestrutura e da cerâmica de cobertura, técnica de aplicação da
cerâmica, estresse térmico residual e processamento laboratorial (Molin,
Karlsson, 2008; Beuer et al., 2009a; Lorenzoni et al., 2010).
Algumas pesquisas estão sendo realizadas com a
finalidade de minimizar os problemas observados nas coroas totalmente
cerâmicas. Novas tecnologias estão sendo testadas para obtenção das
coroas (Beuer et al., 2009b; Choi YS et al., 2012; Schmitter et al., 2012a;
Preis et al., 2013; Schmitter et al., 2013), assim como diferentes
protocolos de resfriamento com a finalidade de diminuir ou eliminar o
estresse térmico residual (Guazzato et al., 2010; Choi JE et al., 2011b;
Tholey et al., 2011; Belli et al., 2012; Tan et al., 2012).
99
Em busca de respostas para estes problemas, o presente
estudo testou dois protocolos de resfriamento e avaliou três técnicas para
obtenção de coroas totalmente cerâmicas, sendo uma delas, a
CAD/CAM/Rapid Layer, uma técnica recente e com apenas um relato na
literatura sobre sua resistência (Schmitter et al., 2013). A análise de
Elementos Finitos foi realizada apenas para esta técnica para esclarecer
melhor o comportamento e a origem das fraturas observadas.
6.1 Condições experimentais
Pesquisas in vitro, apesar de não serem capazes de
reproduzir todas as variáveis observadas clinicamente, apresentam um
grande valor quando fatores específicos são estudados e comparados em
um meio controlado (Larsson et al., 2012).
O envelhecimento laboratorial das restaurações por meio
de ciclagem mecânica e termociclagem aproximam os resultados
laboratoriais dos resultados encontrados clinicamente (Rosentritt et al.,
2009b), sendo viável a comparação entre as falhas laboratoriais e clínicas
bem como a estimativa do tempo de vida de novos materiais (Rosentritt et
al., 2009a).
De acordo com Kelly (1999) para que um teste laboratorial
de resistência à fratura de coroas cerâmicas seja relevante clinicamente é
preciso que algumas recomendações sejam seguidas, a saber: caso não
seja utilizado o dente preparado para cimentar as coroas, deve-se utilizar
um material com módulo elástico similar à dentina; o dente ou o material
de suporte deve ser preparado de acordo com os parâmetros clínicos; as
coroas totalmente cerâmicas devem apresentar dimensões clinicamente
relevantes; e um cimento resinoso confiável deve ser utilizado.
100
Nesta pesquisa foram utilizados preparos em G10
compatíveis com um preparo clínico para reabilitação com coroa total
cerâmica. Este material foi testado e caracterizado por Kelly et al. (2010)
e apresenta propriedades similares a dentina, pode ser condicionado com
ácido fluorídrico e possui adesão aos cimentos resinosos.
Para simular laboratorialmente a influência da mastigação
sobre a resistência à fratura de coroas totalmente cerâmicas, foi realizada
uma ciclagem mecânica com 2 milhões de ciclos e carga de 200 N, uma
vez que a ciclagem mecânica pode ter influência significativa nos
materiais cerâmicos (Studart et al., 2007). Optou-se por simular um tempo
maior (cerca de 8,5 anos) de uso clínico das restaurações do que os 5
anos (cerca de 1,2 milhões de ciclos) sugeridos por DeLong e Douglas
(1983), Zhang et al. (2004), Rosentritt et al. (2006) e Att et al. (2007)
porque períodos mais longos de ciclagem podem resultar em uma maior
propagação de falhas no material cerâmico e, com isso, a resistência a
longo prazo pode ser determinada de forma mais precisa. Uma carga
maior do que a sugerida por Rosentritt et al. (2006) também foi aplicada
para simular uma situação mais próxima da realidade clínica, na qual a
força máxima mensurada durante a mastigação na região posterior pode
atingir até 900 N segundo Varga et al. (2011) e variar de 246,9 a 2091,9
N, com uma média de 776,7 N de acordo com Hattori et al. (2009). Outros
estudos (Chen et al., 1999; Aboushelib et al.,2009), também realizaram
ciclagem mecânica com 200 N.
Zhang et al. (2005), Rekow et al. (2011) e Zhang et al.
(2013b) afirmam que a ciclagem mecânica, ao ser realizada com as
amostras imersas em água durante todo o experimento, pode provocar
danos que se acumulam e levam a degradação mecânica devido ao
crescimento lento de trincas, resultando na redução da resistência à
fratura do material ao longo do tempo (Jung et al., 2000).
Clinicamente,
o
crescimento
lento
de
trincas
nas
restaurações cerâmicas resultantes da fadiga causada pelo ciclo
101
mastigatório pode levar a falhas (Zahran et al., 2008). Laboratorialmente,
a fadiga cíclica com carga, que simula o contato oclusal repetitivo durante
a mastigação (Zarone et al., 2011) e resulta no crescimento subcrítico de
trincas (Kelly, 1999; Zhang et al., 2005, 2013b), pode reduzir
significativamente a resistência dos materiais ao longo do tempo, levando
à fratura com cargas tão pequenas quanto a resistência original do
material (Jung et al., 2000).
Muitas pesquisas realizam fadiga mecânica até a fratura
das restaurações cerâmicas (Deng et al., 2002; Kohorst et al., 2008;
Lorenzoni et al., 2010; Kassem et al., 2012) por acreditarem que este
cenário se aproxima mais da realidade clínica do que os testes
monotônicos porque ocorre o crescimento lento das trincas no material
cerâmico à semelhança do que ocorre na cavidade bucal durante a
mastigação (Kelly, 1999; Zhang et al., 2005) e devido ao tipo de fratura
que é mais semelhante ao que se observa clinicamente (Coelho et al.,
2009).
No entanto, a fratura também pode ocorrer quando uma
carga excessiva é aplicada sobre uma coroa devido a uma parafunção do
tipo apertamento e/ou bruxismo (Nishigawa et al., 2001; Ferrario et al.,
2004; Aboushelib et al., 2007; Scherrer et al., 2007; Aboushelib et al.,
2009; Koenig et al., 2013), na qual as forças aplicadas são de grande
magnitude, podendo chegar a 1000 N, apresentam pouca duração e
ocorrem geralmente à noite (Nishigawa et al., 2001; Ferrario et al., 2004).
De acordo com Koenig et al. (2013) o fator de risco clínico mais
importante para o surgimento de fraturas é a presença de parafunção. Por
isso, apesar do teste monotônico in vitro ser considerado pouco relevante
clinicamente (Kelly et al., 2012), ele se aproxima de um cenário clínico de
parafunção e pode produzir dados que ajudam a comparar espécimes
testados, possibilitando a determinação do ponto mais fraco da
restauração e a comparação do comportamento do material testado com
102
materiais cujo comportamento já é bem conhecido in vivo para estimar o
desempenho clínico do novo material (Rosentritt et al., 2009a).
É importante ressaltar que no presente estudo foi
realizada uma ciclagem mecânica com 2 milhões de ciclos, após a qual
não se observou nenhuma falha nas coroas cerâmicas, o que nos levou a
realizar o teste de fratura monotônico. Os resultados deste tipo de teste
monotônico conhecido como “crunch-the-crown” devem ser interpretados
com cautela quando se deseja extrapolá-los para a situação clínica (Kelly,
1999). No presente estudo, assim como em outros estudos (Attia, Kern,
2004; Sundh, Sjogren, 2004; Attia et al., 2006; Aboushelib et al., 2007;
Tsalouchou et al., 2008; Zahran et al., 2008; Rosentritt et al., 2009a;
Shirakura et al., 2009; Preis et al., 2013) a carga foi aplicada
verticalmente no centro da face oclusal da restauração, o que difere da
realidade clínica. A incidência de forças laterais pode ser mais prejudicial
para o conjunto testado (Sasaki et al., 1989), mas é difícil de ser simulada
laboratorialmente devido às limitações das máquinas de ciclagem e de
teste.
À semelhança de outros estudos (Sundh, Sjogren, 2004;
Örtorp et al., 2009; Rosentritt et al., 2009b; Larsson et al., 2012; Belli et
al., 2012; Guess et al., 2013) neste trabalho coroas com anatomia
clinicamente relevante foram consideradas, variando-se a espessura da
cerâmica de cobertura, procurando mantê-las idênticas entre os grupos
correspondentes a cada espessura e técnica de aplicação, a fim de
possibilitar comparações entre os resultados encontrados. A uniformidade
dos espécimes nas pesquisas in vitro é importante para que a
comparação entre os diferentes grupos possa ser realizada e que o fator
de risco possa ser identificado (Preis et al., 2013).
Coroas com infraestrutura anatômica apresentam maior
resistência à fratura e menor incidência de fraturas da cerâmica de
cobertura (Sundh, Sjogren, 2004; Örtorp et al., 2009; Rosentritt et al.,
2009b; Choi YS et al., 2012), devido ao melhor suporte desta cerâmica.
103
Com isso, muitas vezes as falhas são de fácil reparo e sem
comprometimento funcional e estético (Guess et al., 2013). O volume do
material que está sob estresse afeta o material cerâmico, havendo uma
relação diretamente proporcional entre o volume da cerâmica de
cobertura e a quantidade, a prevalência e o tamanho das falhas
observadas (Rosentritt et al., 2009b; Swain, 2009).
Ao comparar a resistência à fratura de coroas anatômicas
com coroas não anatômicas, Larsson et al. (2012) observaram que os
efeitos negativos da elevada friabilidade da cerâmica de cobertura foram
reduzidos nas coroas anatômicas. Além disso, nas coroas não
anatômicas, as fraturas da cerâmica de cobertura foram maiores em
extensão. Baseando-se na teoria de Swain (2009), estes autores
acreditam que um suporte adequado para a cerâmica friável, observado
nas coroas anatômicas, cria condições favoráveis para o surgimento de
forças compressivas durante a função mastigatória, aumentando a
resistência à fratura. Além disso, espessuras maiores de cerâmica sobre a
zircônia – material de baixa condutividade térmica – observadas nas
coroas não anatômicas geram mais estresse de tração residual,
resultando na maior incidência de fraturas (Larsson et al., 2012).
6.2 Espessura x técnicas de aplicação da cerâmica de cobertura
Ao comparar as duas espessuras de cerâmica de
cobertura para a técnica CAD/CAM/Rapid Layer, a hipótese testada foi
aceita, uma vez que houve diferença estatística entre as coroas, onde se
observou maior resistência nas coroas com 2 mm de espessura.
Alguns estudos afirmam que quanto maior a espessura da
cerâmica de cobertura, menor a resistência e maior a propensão a
fraturas (Hsueh et al., 2008; Rosentritt et al., 2009a; Swain, 2009;
104
Guazzato et al., 2010; Benetti et al., 2011; Lima et al., 2013). Isto ocorre,
principalmente, quando a técnica estratificada é utilizada, uma vez que
apresenta maior suscetibilidade ao surgimento de falhas internas após
fadiga mecânica (Guess et al., 2010). Por outro lado, blocos cerâmicos
fabricados industrialmente, tendem a ser mais resistentes à fratura devido
às poucas falhas internas observadas (Christensen, Ploeger et al., 2010;
Guess et al., 2010; Schmitter et al., 2012a) e, consequentemente,
espessuras maiores podem apresentar maior resistência.
Quando restaurações são fabricadas pelas técnicas
estratificada e prensada, diversos ciclos de queima são realizados e a
resistência à fratura pode ser influenciada pelos estresses térmicos
residuais e pela diferença de CET existente entre os materiais que
compõem a restauração. De acordo com Mainjot et al. (2012a), quando a
espessura da cerâmica diminui, a superfície da infraestrutura de zircônia
sofre menos a ação negativa dos estresses gerados pela contração da
cerâmica durante o processo de solidificação. Isto pode explicar porque
alguns estudos observaram uma relação entre a diminuição da espessura
e o aumento da resistência à fratura. Por outro lado, as coroas
confeccionadas totalmente pela técnica CAD/CAM são fabricadas
separadamente e unidas com cerâmica vítrea (Beuer et al., 2009b; Choi
YS et al., 2012; Schmitter et al., 2012a; Preis et al., 2013) ou cimento
resinoso (Schmitter et al., 2013), não apresentando problemas de
incompatibilidade de CET e resultando na redução dos estresses
gerados.
Ao comparar os resultados de resistência dos grupos de
coroas confeccionadas pela técnica CAD/CAM/Rapid Layer com as
coroas confeccionadas pelas técnicas estratificada e prensada, observouse que esta técnica apresentou resultados inferiores e diferentes
estatisticamente das outras técnicas independente da espessura. Desta
forma, a hipótese de que esta técnica apresenta melhores resultados de
resistência à fratura foi rejeitada.Schmitter et al. (2013) também
105
observaram baixos valores para as coroas obtidas pela técnica CAD/CAM
ao comparar com coroas obtidas pela técnica estratificada. Estes autores
acreditam que estes resultados podem estar relacionados com o material
interposto (cimento resinoso) entre as duas estruturas cerâmicas. Por
meio da AEF, eles observaram que uma tensão igual à resistência do
material cerâmico atingiu a superfície interna do cimento resinoso
provocando sua fratura com baixa carga (Schmitter et al., 2013). Na AEF
realizada no presente estudo, uma elevada concentração de estresse na
interface entre cerâmica de cobertura e o cimento resinoso também foi
encontrada, justificando também a origem da fratura nesta região.
Já Beuer et al. (2009b), Choi YS et al. (2012), Schmitter et
al. (2012a) e Preis et al. (2013) encontraram valores maiores de
resistência à fratura para coroas confeccionadas pela técnica CAD/CAM
do que para as coroas confeccionadas pelas técnicas estratificada e
prensada. Nos estudos de Preis et al. (2013) e Choi YS et al. (2012), nos
quais o Sistema CAD/CAM Lava TM DVS Digital Veneering (3M ESPE,
Seefeld, Alemanha) foi testado, estes valores chegaram a mais de 2300 N
e a mais de 6000 N, respectivamente.
Dentre os diversos fatores que podem influenciar a
resistência à fratura das coroas, o uso de diferentes materiais como
cerâmica de cobertura e de diferentes materiais de união entre as duas
estruturas cerâmicas podem explicar a diferença entre os resultados
encontrados. No presente estudo foi utilizada uma cerâmica feldspática e
cimento resinoso enquanto nos estudos de Beuer et al. (2009b) e
Schmitter et al. (2012a) foi utilizado o dissilicato de lítio e uma cerâmica
de baixa fusão para unir as duas estruturas. O dissilicato de lítio
apresenta uma resistência flexural (360 MPa) maior do que as cerâmicas
feldspáticas testadas (90 MPa) (Beuer et al., 2009b). Nos estudos de Choi
YS et al. (2012) e Preis et al. (2013) a cerâmica de cobertura utilizada foi
uma cerâmica experimental do tipo vítrea e também foi utilizada uma
cerâmica de baixa fusão para unir as duas estruturas cerâmicas.
106
Schmitter
et
al.
(2012a)
realizaram
um
estudo
comparando coroas obtidas pela técnica estratificada com coroas obtidas
pela técnica CAD-on (Ivoclar Vivadent, Schaan, Liechtenstein), na qual a
cerâmica de cobertura de dissilicato de lítio é unida à infraestrutura de
zircônia por meio de uma cerâmica vítrea de baixa fusão, o Crystal
Connect (Ivoclar Vivadent, Schaan, Liechtenstein). Os resultados
mostraram que 87,5% das coroas obtidas com a técnica convencional de
estratificação apresentaram fraturas durante a ciclagem mecânica
enquanto nenhuma das coroas obtidas pela técnica CAD-on fraturaram
durante a ciclagem e resistiram a cargas em torno de 1600 N, superiores
às cargas suportadas pelas coroas confeccionadas com a técnica
estratificada.
Apesar de ser difícil comparar os estudos citados acima,
uma vez que os materiais e os parâmetros das coroas utilizadas em cada
estudo são diferentes, pode-se observar que, numericamente, os
resultados das diferentes técnicas CAD/CAM testadas foram superiores
em relação aos obtidos para as coroas confeccionadas pela técnica
CAD/CAM/Rapid Layer, testadas no presente estudo.
É interessante observar que os dois estudos - o presente
estudo e o de Schmitter et al. (2013) que utilizaram cimento resinoso
como agente de união entre a infraestrutura e a cerâmica de cobertura
encontraram valores de carga máxima de fratura menores para a técnica
CAD/CAM, enquanto que nos estudos que utilizaram material cerâmico de
baixa fusão para unir estas duas estruturas (Beuer et al., 2009b; Choi YS
et al., 2012; Schmitter et al., 2012a; Preis et al., 2013), a técnica
CAD/CAM mostrou-se superior em relação às outras técnicas às quais foi
comparada. Portanto, um fator importante a ser considerado é a técnica
de cimentação e o tipo de agente de união que cada técnica CAD/CAM
utiliza.
Nas técnicas que utilizam uma cerâmica vítrea de baixa
fusão como agente de união, a cerâmica de cobertura pré-sinterizada é
107
levada ao forno e sua cristalização ocorre junto com a sinterização do
material de união. O módulo de elasticidade desta cerâmica vítrea é em
torno de 70 GPa, de acordo com o fabricante, e o módulo de elasticidade
do cimento resinoso Panavia, proposto como agente de união entre as
cerâmicas na técnica CAD/CAM/Rapid Layer, é em torno de 9,2 GPa
(Bindl et al., 2006). Acredita-se que o baixo módulo de elasticidade do
cimento favoreça o surgimento das fraturas nesta região. A camada de
cimento interposta entre os dois materiais cerâmicos parece ser um dos
pontos fracos deste sistema porque, de acordo com as imagens de MEV
e com a AEF do presente estudo, a origem das fraturas encontra-se na
interface entre o cimento e a cerâmica de cobertura.
Quando em função clínica, as restaurações cerâmicas
estão sujeitas a um ambiente extremamente adverso no qual ocorrem, ao
mesmo tempo, mudanças de pH, de temperatura, a ação de enzimas e de
cargas em várias direções. Por ser um estudo laboratorial, é difícil simular
a ação de todos estes fatores isoladamente e/ou ao mesmo tempo, por
isso, é necessário cuidado ao analisar estes resultados e é importante
que mais estudos simulando diferentes situações clínicas sejam
realizados para verificar como as coroas confeccionadas pela técnica
CAD/CAM/Rapid Layer reagem em diferentes condições. Além disso,
propõe-se que outros materiais para união da cerâmica de cobertura e da
infraestrutura devem ser estudados para que melhorias na resistência à
fratura de fato ocorram quando esta técnica for utilizada.
6.3 Técnica estratificada x técnica prensada
Apesar da ciclagem mecânica ter sido realizada em todas
as amostras, o teste monotônico resultou em valores elevados de carga
máxima de fratura nas coroas obtidas pelas técnicas estratificada e
108
prensada. Embora os valores de carga máxima encontrados sejam
suficientes para resistir às forças mastigatórias posteriores in vivo
(Rosentritt et al., 2009a), uma vez que forças elevadas ocorrem,
principalmente, na região posterior (Varga et al., 2011; Larsson et al.,
2012), os valores estão acima do limite mínimo de resistência
considerado como ideal (Hidaka et al., 1999).
Os resultados desta pesquisa foram superiores a outras
pesquisas semelhantes (Zahran et al., 2008; Rosentritt et al., 2009a;
Larsson et al., 2012; Guess et al., 2013), principalmente no grupo das
coroas confeccionadas pela técnica prensada e resfriadas com o
protocolo lento. A diversidade de valores encontrados para a resistência à
fratura nos estudos pode ser devido aos diferentes desenhos dos
espécimes, espessuras, agentes de cimentação e materiais usados para
simular o preparo do dente (Sundh, Sjogren, 2004). Também pode ser
devido às características inerentes ao teste monotônico de resistência à
fatura em compressão, no qual uma carga é aplicada de forma pontual e
vertical, ignorando as outras forças que incidem sobre a restauração
durante a mastigação (Zahran et al., 2008), e ao fato de a técnica de
aplicação e o protocolo de resfriamento terem sido estatisticamente
significantes, aumentando a carga máxima de fratura.
Choi YS et al. (2012) também encontraram valores
elevados de carga máxima de fratura para coroas confeccionadas pela
técnica estratificada (4263,8 ± 1110,8 N) e prensada (5070,8 ± 1016,4 N)
com cerâmica feldspática e vítrea, respectivamente. Estes resultados
foram maiores do que os encontrados no presente estudo, mas eles não
foram diferentes estatisticamente entre si. Os autores acreditam que o
material utilizado para simular o preparo dentário, que apresentava um
módulo de elasticidade 15 vezes maior do que o da dentina humana, teve
influência nos valores de carga máxima de fratura causando um aumento
considerável nos mesmos. Quando o dente natural é utilizado como
suporte para as coroas nos testes de resistência, estes valores tendem a
109
ser mais baixos (Choi YS et al., 2012). No entanto, como no presente
estudo o material utilizado para simular a dentina humana apresenta
módulo de elasticidade semelhante à mesma e, ainda assim, os
resultados de carga máxima de fratura foram elevados, o comportamento
clínico dessas coroas deve ser considerado com cuidado e dentro das
limitações deste estudo, sendo necessárias mais pesquisas clínicas
controladas e com longos períodos para avaliar o comportamento desses
materiais sob estas condições de resfriamento.
Em relação à espessura, observa-se que quanto maior o
volume da cerâmica de cobertura, maior o tamanho e a prevalência de
trincas, diminuindo a resistência da restauração, uma vez que a cerâmica
fica mais susceptível ao desenvolvimento de estresses residuais de
tração na subsuperfície (Hsueh et al., 2008; Swain, 2009; Rosentritt et al.,
2009a; Guazzato et al., 2010; Benetti et al., 2011; Lima et al., 2013).
Contrariamente a estes autores, Lawn et al. (2004) afirmam que coroas
com espessura de cerâmica reduzida estão mais susceptíveis ao
surgimento de trincas radiais que são responsáveis pelas fraturas. No
entanto, a espessura depende do dente antagonista, do espaço oclusal e
da escultura realizada pelo técnico em prótese (Guess et al., 2013).
Com a finalidade de não comprometer a resistência e a
aparência da restauração bem como a vitalidade e as estruturas dentais
remanescentes, recomenda-se que a espessura oclusal de uma
restauração totalmente cerâmica seja de aproximadamente 2 mm
(Heffernan et al., 2002), apesar de ser aceitável uma espessura de até 3
mm (Swain, 2009). A espessura recomendada para a infraestrutura de
zircônia deve variar de 0,3 a 1 mm para garantir uma adequada
resistência à fratura na área oclusal (Swain, 2009). Apesar desses
parâmetros, uma proporção de 1:1 de espessura entre infraestrutura e
cerâmica de cobertura pode melhorar a resistência e a estética das
restaurações (Lawn et al., 2004).
110
De acordo com Mainjot et al. (2012a), quanto menor a
espessura da cerâmica menor o estresse gerado em virtude da contração
durante o processo de resfriamento. Com isto, seria de se esperar que a
resistência seria maior com menores espessuras. No entanto, no presente
estudo, quando as técnicas estratificada e prensada foram comparadas, a
espessura não exerceu influência sobre a carga máxima de fratura, sendo
a hipótese testada rejeitada.
A técnica de aplicação da cerâmica de cobertura também
é outro fator que pode influenciar as propriedades mecânicas das
restaurações quando se consideram as características inerentes aos
materiais (Rosentritt et al., 2009a; Guess et al., 2013). Como as
propriedades mecânicas das duas cerâmicas utilizadas são semelhantes
(PM9: 100 MPa, 9.0-9.5 x 10-6 K-1; VM9: 100 MPa, 8.0-9.2 x 10-6 K-1)
(Guess et al., 2013) e houve diferença estatística da técnica de aplicação
da cerâmica, acredita-se que a técnica é um fator mais relevante que as
propriedades do material.
A hipótese de que a técnica estratificada influencia
negativamente a carga máxima de fratura foi aceita quando se considerou
o protocolo de resfriamento. Os menores valores de carga máxima de
fratura na técnica estratificada (convencional) podem ser explicados pelos
inúmeros ciclos de sinterização, aos quais as coroas são submetidas
quando confeccionadas por esta técnica, e que resultam em um elevado
estresse de tração residual principalmente nas áreas sem suporte (Guess
et al., 2013), além de ser uma técnica mais sensível e crítica (Guess et al.,
2010; Choi YS et al., 2012). Os melhores resultados encontrados nas
coroas confeccionadas pela técnica prensada podem ser explicados pela
maior densidade e menor incorporação de falhas (porosidades) por ser
uma técnica mais controlada do que a técnica estratificada (Tsalouchou et
al., 2008).
Tanto para o resfriamento lento quanto para o rápido a
técnica prensada apresentou melhores resultados de carga máxima de
111
fratura, exceto para as coroas com 2 mm de ambas as técnicas no
resfriamento rápido, na qual não houve diferença estatisticamente
significativa.
Um estudo recente, também com coroas anatômicas
comparando as duas técnicas de aplicação, encontrou resultados
inferiores de resistência à fratura para a técnica prensada. Os autores
acreditam que a pouca experiência com a técnica prensada e o fato da
técnica estratificada ser mais utilizada nos laboratórios pode ter
influenciado os resultados (Guess et al., 2013). Além disso, estes autores
não consideraram a influência do resfriamento lento sobre a resistência à
fratura o que mostrou ser um fator significante no nosso estudo.
Os resultados deste trabalho também mostraram que as
coroas confeccionadas pela técnica prensada e resfriadas lentamente
apresentaram diferença significativa nos valores de carga máxima de
fratura em relação às coroas confeccionadas pela técnica estratificada,
tanto no resfriamento lento quanto no resfriamento rápido, independente
da espessura. Além disso, houve diferença significativa entre os valores
de carga máxima de fratura entre os protocolos lento e rápido para as
coroas confeccionadas pela técnica prensada apenas com a espessura
de 2 mm e esta diferença estatística não foi observada para técnica
estratificada quando os protocolos de resfriamento lento e rápido foram
comparados.Desta forma, a hipótese de que o resfriamento rápido afeta
negativamente a carga máxima de fratura foi aceita parcialmente.
Durante a confecção de coroas, sejam elas metalocerâmicas ou totalmente cerâmicas, várias camadas de cerâmica de
cobertura são aplicadas para se obter a anatomia e a espessura
desejadas, e cada camada é submetida a um ciclo de sinterização e de
resfriamento bastante acima da Tg da cerâmica de cobertura (geralmente
cerca de 600 oC), para que a próxima camada seja aplicada (Swain, 2009;
Choi JE et al., 2011a).
112
Neste processo desenvolve-se o estresse térmico residual
na cerâmica de cobertura. Este estresse surge quando dois materiais com
CET diferentes são unidos, mas pode ser minimizado pela escolha
adequada de protocolos de sinterização e resfriamento, de preferência
lentos, que evitem a formação de um elevado gradiente de temperatura
através dos materiais (Swain, 2009; Tan et al., 2012). Segundo Swain
(2009) e Choi JE et al. (2011a) uma temperatura de resfriamento mais
lenta é importante apenas no último ciclo de queima porque o estresse
introduzido no primeiro ciclo de queima é relaxado no ciclo seguinte
quando ocorre um aquecimento acima da Tg.
Existem
diversos
protocolos
de
resfriamento
lento
descritos na literatura (Choi JE et al., 2011a; Tholey et al., 2011; Belli et
al., 2012; Tan et al., 2012), mas, apesar de ser um fator bastante
estudado recentemente, não existe um protocolo definido pela literatura, o
que torna difícil escolher o protocolo mais adequado, comparar os
resultados entre os estudos e analisar os efeitos deste fator no
desenvolvimento de fraturas e do estresse residual (Göstemeyer et al.,
2010).
A taxa de resfriamento pode ser controlada pela abertura
do forno após o ciclo de sinterização (Tan et al., 2012) e pode variar de
acordo com a quantidade de abertura do forno e do tipo de sistema de
abertura do mesmo (Tholey et al., 2011; Tan et al., 2012). O resfriamento
abaixo da Tg pode ser recomendado para diminuir a falha por
delaminação como nos estudos de Belli et al. (2012) e Tan et al. (2012).
Por isso, neste trabalho a temperatura de 500 °C para o resfriamento
lento foi escolhida por estar abaixo da Tg das cerâmicas estudadas e o
controle deste resfriamento foi realizado pelo mecanismo de abertura do
forno.
Muitos laboratórios retiram as restaurações do forno de
sinterização a uma temperatura acima de 500 °C e deixam que o
resfriamento termine em temperatura ambiente. Desta forma, o estresse
113
de tração residual na superfície é potencializado devido ao gradiente de
temperatura gerado no interior dos materiais cerâmicos (Swain, 2009). A
adoção de protocolos lentos aumenta o tempo de confecção das coroas
protéticas e os custos, além de causar impacto na produtividade dos
laboratórios de prótese, mas é importante para diminuir o índice de falhas
destas restaurações (Tan et al., 2012).
6.4 Modo de falha
Apesar das fraturas na cerâmica de cobertura raramente
prejudicarem a função ou resultarem na substituição das restaurações,
podem criar uma superfície mais rugosa, aumentando o acúmulo do
biofilme, e arestas cortantes que necessitam de ajustes, além de poderem
comprometer a estética em dentes anteriores (Örtorp et al., 2009).
Em um estudo realizado por Rosentritt et al. (2009a), no
qual
restaurações
totalmente
cerâmicas
foram
comparadas
com
restaurações metalo-cerâmicas, observou-se que a área da fratura das
coroas metálicas era menor do que das coroas cerâmicas. No entanto,
clinicamente, uma fratura em uma restauração metalo-cerâmica, por
menor que seja, é mais evidente do que em coroas totalmente cerâmicas
devido à exposição da infraestrutura metálica. No presente estudo, apesar
da falha tipo II, de acordo com a classificação de Burke, ter sido o modo
de falha predominante, é possível observar uma grande quantidade de
falhas extensas, principalmente tipo V, com comprometimento severo da
coroa. Sendo assim, se estas fraturas ocorressem clinicamente, elas
teriam que ser substituídas para restabelecer a estética e, principalmente,
a função.
As fraturas mais comuns observadas clinicamente são o
chipping, caracterizada como uma falha coesiva do material cerâmico
114
(Aboushelib et al., 2006, 2009; Choi YS et al., 2012; Koenig et al., 2013;
Schmitter et al., 2013), e a delaminação definida como uma falha adesiva
com origem na interface entre a infraestrutura e a cerâmica de cobertura
(Aboushelib et al., 2009; Schmitter et al., 2013).
Nas coroas obtidas pela técnica CAD/CAM/Rapid Layer, o
principal modo de falha observado foi a delaminação da cerâmica
feldspática, principalmente, na face vestibular da coroa, expondo a
infraestrutura de zircônia, mas sem comprometê-la. Na AEF foi possível
observar uma maior concentração de estresse de tração na face
vestibular, o que pode justificar os achados in vitro. Ao realizar um estudo
semelhante, com a mesma técnica de confecção de coroas de dissilicato
de lítio, Schmitter et al. (2012a) encontraram uma combinação de falhas
coesivas
(chipping)
e
adesivas
(delaminação)
independente
do
envelhecimento ou não das coroas.
Estes
achados
diferem
da
maioria
dos
estudos
laboratoriais, cujo tipo de falha mais comum é o chipping da cerâmica de
cobertura (Raigroski et al., 2006; Christensen, Ploeger, 2010; Larsson et
al., 2012). No entanto, por se tratar de uma técnica que utiliza um material
de união entre a cerâmica de cobertura e a infraestrutura, este tipo de
fratura pode ser o padrão para esta técnica.
Ao analisar as imagens de MEV, é possível observar que
a provável origem da fratura estava na interface entre a cerâmica de
cobertura e o cimento resinoso, que são as partes envolvidas em todas as
fraturas observadas neste estudo e o que pode explicar porque todas as
falhas foram do tipo delaminação. De acordo com a AEF, há um maior
estresse de tração na interface cerâmica/cimento em ambas as coroas,
com uma maior concentração na interface das coroas de 1 mm e estes
achados corroboram com a hipótese de que a origem da fratura foi na
interface cerâmica/cimento.
Neste caso, classificar as falhas como delaminação tal
como é classicamente conhecida talvez não seja o termo apropriado
115
porque a falha não ocorreu na interface cerâmica de cobertura/ zircônia
como resultado de tensões geradas por razões térmicas. Assim, a
classificação de Burke pareceu mais apropriada em nosso estudo. A fraca
adesão entre zircônia e cimento resinoso pode ser a causa da elevada
incidência de decimentação do cimento em relação à zircônia. Assim,
mais estudos relacionados à cimentação e a melhora da união entre as
duas partes envolvidas na coroa (cerâmica feldspática e zircônia) devem
ser realizados.
Já nas outras duas técnicas estudadas, o tipo de falha
predominante foi o chipping da cerâmica de cobertura com poucos casos
de comprometimento da infraestrutura ou do dente, assim como
observado por Rosentritt et al.(2009a). Estes achados estão de acordo
com alguns estudos clínicos que observaram maior número de falhas
coesivas nas quais uma quantidade de cerâmica de cobertura permanecia
sobre a infraestrutura (Raigrodski et al., 2006; Larsson et al., 2012).
Trabalhos laboratoriais (Choi YS et al., 2012; Guess et al., 2013) também
observaram falhas coesivas como falhas predominantes.
Em contradição com nossos resultados, Aboushelib et al.
(2009) observaram clinicamente que a delaminação foi o modo de falha
predominante em 52,6% das 19 coroas unitárias investigadas e em mais
de 60% das 17 próteses fixas. Problemas de compatibilidade térmica
entre a infraestrutura e a cerâmica de cobertura podem explicar estes
achados (Aboushelib et al., 2009). No entanto, no nosso estudo, mesmo
quando o resfriamento rápido foi realizado, a incidência de delaminação
foi baixa.
De acordo com Göstemeyer et al. (2010), a resistência
adesiva entre a zircônia e a cerâmica de cobertura diminui quando o
resfriamento lento é utilizado e que fraturas do tipo delaminação
aumentam com este tipo de resfriamento. Apesar de comparações serem
difíceis de serem feitas, uma vez que estes autores utilizaram barras
116
como unidade experimental, nas coroas resfriadas lentamente não
encontramos uma maior ocorrência de delaminação.
A determinação exata da origem da falha foi dificultada
em função da elevada carga necessária para a fratura das coroas
resultando em uma área muito destruída logo abaixo do ponto de
aplicação da carga. Alguns achados como os wake hackles e as wallner
lines indicam a direção de propagação da fratura.
O padrão da fratura das coroas foi o cone crack,
corroborando com a afirmação de Kim et al. (2007) de que o cone crack é
a principal falha observada em coroas cerâmicas friáveis. Este tipo de
falha ocorre principalmente quando uma carga vertical é aplicada e o
teste é realizado em água (Zhang et al., 2005; Kim et al., 2007; Coelho et
al., 2009). Nas imagens de MEV foi possível observar que o cone crack
externo iniciou-se logo abaixo da área onde o aplicador da carga estava
em contato com a cerâmica, local onde ocorreu uma elevada
concentração de tração, e o cone crack interno se estendeu e se
propagou rapidamente para baixo (Kim et al., 2007).
117
7 CONCLUSÃO
Com base nos resultados deste estudo e respeitadas as
suas limitações pode-se concluir que:
1. A espessura foi um fator relevante na carga
máxima de fratura na técnica CAD/CAM/Rapid
Layer, na qual as coroas com 2 mm de
espessura
apresentaram
um
melhor
desempenho;
2. A
carga
máxima
de
fratura
na
técnica
CAD/CAM/Rapid Layer foi inferior em relação às
técnicas estratificada e prensada, independente
da espessura testada;
3. A espessura não exerceu influência nos valores
de
carga
máxima
de
fratura.
Tanto
no
resfriamento lento como no resfriamento rápido,
para qualquer uma das duas técnicas testadas,
não
houve
diferença
significativa
entre
as
espessuras de 1 mm e 2 mm;
4. A técnica de aplicação da cerâmica e o
resfriamento
exerceram influência na
carga
máxima de fratura. As coroas confeccionadas
pela técnica prensada no resfriamento lento
apresentaram maior carga máxima de fratura do
que as coroas confeccionadas pela técnica
estratificada tanto no resfriamento lento quanto
no rápido;
118
5. As melhores condições de carga máxima de
fratura
foram
estabelecidas
pela
técnica
prensada, com resfriamento lento, independente
da espessura e as condições menos favoráveis
foram estabelecidas pela técnica estratificada
independente do resfriamento e da espessura.
119
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134
APÊNDICE A – Cálculo do poder da amostra
Figura 28- Gráfico com os valores do poder da amostra.
135
APÊNDICE B – Dados de carga máxima de fratura em compressão
Os dados de carga máxima de fratura em compressão
(em N) obtidos são apresentados na Tabela 11, mostrada a seguir.
Tabela 11 - Dados de carga máxima de fratura em compressão (em N)
com as respectivas médias e desvio-padrão, por grupo experimental
Resfriamento rápido
Técnica
CAD/CAM Rapid
Layer
1mm
2mm
Técnica
estratificada
VM9
1mm
2mm
Resfriamento lento
Técnica
prensada PM9
Técnica
estratificada
VM9
1mm
2mm
Técnica
prensada PM9
1mm
2mm
1mm
2mm
1246,56
2281,44
3775,94
2453,92
3323,18
2854,74
2357,88
2752,82
5192,04
5254,76
1231,86
2578,38
3455,48
3759,28
4379,62
4013,10
4323,76
3549,56
4018,00
4622,66
1658,16
2182,46
2419,62
3482,92
4662,84
3420,20
2174,62
3342,78
3976,84
3938,62
2076,62
2099,16
2833,18
3105,62
3122,28
4359,04
2895,90
3660,30
3970,96
4839,24
1220,10
1573,88
3196,76
2728,32
3865,12
3423,14
2591,12
2713,62
5400,78
4596,20
1348,48
1674,82
2884,14
3050,74
3920,00
3255,56
3625,02
3443,72
3527,02
5182,24
1180,90
2166,78
2798,88
3770,06
4134,62
3291,82
2455,88
2919,42
3634,82
4350,22
1844,36
2083,48
2553,88
2984,1
3369,24
3992,52
2543,10
3535,84
3855,32
3834,74
1247,54
1689,52
2825,34
2289,28
4630,50
4370,80
3177,16
2765,56
3593,66
4756,92
1472,94
2347,10
2686,18
3162,46
4002,32
3228,12
4137,56
3633,84
3828,86
4707,92
1452,36
±
307,72
2067,8
±324,38
2942,94
3079,16
±
±
416,50
500,78
3011,54 ± 453,74
3941,56
3621,10
±
±
523,32
539,00
3781,82 ± 542,43
3028,20
3232,04
±
±
395,92
762,44
3130,12 ± 599,76
4100,32
4608,94
±
±
654,64
464,52
4354,14 ± 610,54
136
APÊNDICE C – Resultados do teste de Dunnett para comparar os valores
de carga máxima de fratura da técnica CAD/CAM/Rapid Layer com as
técnicas prensada e estratificada
Tabela 12 - Teste de Dunnett para a carga máxima de fratura (em N) na
técnica CAD/CAM/Rapid Layer com 1 mm de espessura, comparada com
as técnicas estratificada e prensada com 1 mm de espessura e
submetidos ao resfriamento lento
Grupo
TF1
P1L
V1L
N
10
10
10
Média
1452,36A
4100,32
3028,20
Valores acompanhados da mesma letra não apresentam diferença estatística (p>0,05)
TF1: Técnica CAD/CAM/Rapid Layer – Triluxe Forte, com 1 mm de espessura; P1L:
técnica prensada (PM9) com 1 mm e resfriamento lento; V1L: técnica estratificada (VM9)
com 1 mm e resfriamento lento.
Tabela 13 - Teste de Dunnett para a carga máxima de fratura (em N) na
técnica CAD/CAM/Rapid Layer com 1 mm de espessura, comparada com
as técnicas estratificada e prensada com 1 mm de espessura e
submetidos ao resfriamento rápido
Grupo
TF1
P1R
V1R
N
10
10
10
Média
1452,36A
3941,56
2942,94
Valores acompanhados da mesma letra não apresentam diferença estatística (p>0,05)
TF1: Técnica CAD/CAM/Rapid Layer – Triluxe Forte, com 1 mm de espessura; P1R:
técnica prensada (PM9) com 1 mm e resfriamento rápido; V1R: técnica estratificada
(VM9) com 1 mm e resfriamento rápido.
137
Tabela 14 - Teste de Dunnett para a carga máxima de fratura (em N) na
técnica CAD/CAM/Rapid Layer com 2 mm de espessura, comparada com
as técnicas estratificada e prensada com 2 mm de espessura e
submetidos ao resfriamento lento
Grupo
TF2
P2L
V2L
N
10
10
10
Média
2067,80A
4608,94
3232,04
Valores acompanhados da mesma letra não apresentam diferença estatística (p>0,05)
TF2: Técnica CAD/CAM/Rapid Layer – Triluxe Forte, com 2 mm de espessura; P2L:
técnica prensada (PM9) com 2 mm e resfriamento lento; V2L: técnica estratificada (VM9)
com 2 mm e resfriamento lento
Tabela 15 - Teste de Dunnett para a carga máxima de fratura (em N) na
técnica CAD/CAM/Rapid Layer com 2 mm de espessura, comparada com
as técnicas estratificada e prensada com 2 mm de espessura e
submetidos ao resfriamento rápido
Grupo
TF2
P2R
V2R
N
10
10
10
Média
2067,80A
3621,10
3079,16
Valores acompanhados da mesma letra não apresentam diferença estatística (p>0,05)
TF2: Técnica CAD/CAM/Rapid Layer – Triluxe Forte, com 2 mm de espessura; P2R:
técnica prensada (PM9) com 2 mm e resfriamento rápido; V2R: técnica estratificada
(VM9) com 2 mm e resfriamento rápido.
138
APÊNDICE D – Suposições do modelo de análise de variância (ANOVA):
distribuição normal de probabilidade e homocedasticidade
Figura 29 - Curva normal dos valores resíduos do modelo ANOVA para verificar a
distribuição dos resíduos (normalidade).
Figura 30 - Diagrama de dispersão dos valores resíduos do modelo ANOVA em relação
aos valores ajustados pelo modelo para verificar a uniformidade dos resíduos
(homocedasticidade).