McCartney, Pearson36, 1994 tentando minimizar as alterações advindas da expansão de presa do gesso apresentaram um procedimento, onde preenchiam o espaço ao redor dos análogos suspensos com pequena quantidade de gesso a fim de obter o modelo mestre.
Del’Acqua17, 2005 avaliou três técnicas de vazamento (convencional, análogos unidos com Duralay e com tubos de látex) e concluiu que a técnica com tubos de látex produziu um modelo mais fiel do que os demais. Assim, devido aos resultados favoráveis obtidos pelos trabalhos acima, foi utilizada neste trabalho esta mesma proposta.
Inicialmente, aguardou-se trinta minutos pelo menos após a realização da moldagem para realizar o vazamento. Após isso, utilizou-se seis pedaços de tubo de látex com 23 mm de comprimento e com diâmetro interno de 4 mm e externo de 8 mm. Estes tubos de látex foram encaixados nos análogos do molde (Figura 43).
FIGURA 43 – Tubos de látex encaixados nos análogos.
Em seguida, o molde foi vazado sob vibração constante proporcionada pelo vibrador de gesso, com gesso pedra melhorado tipo IV (FujiRock), proporcionado segundo as recomendações do fabricante, sendo utilizados 250g do pó e 50 ml de água destilada para cada
modelo. O gesso foi misturado manualmente por 15 segundos para incorporar a água e então espatulado mecanicamente ã vácuo por mais 30 segundos no espatulador Polidental.
Após a presa inicial do gesso (aproximadamente 10 minutos) os tubos de látex foram removidos (Figuras 44).
FIGURA 44 – Tubos de látex encaixados nos análogos.
Após a retirada dos tubos de látex, os espaços criados foram preenchidos com um novo vazamento de gesso. Para isso, foram incorporados 50 g de gesso pedra melhorado (FujiRock) 10 ml de água destilada, espatulou-se por 15 s manualmente e por mais 30 s mecanicamente à vácuo no espatulador Polidental. O gesso foi depositado dentro de uma seringa plástica de 20 ml e injetado ao redor de cada análogo sob vibração constante proporcionada pelo vibrador de gesso (Figuras 45).
FIGURA 45 – Método empregado para injetar o gesso no interior dos espaços criados.
Foi esperado o tempo de presa total de 2 horas antes de separar cada modelo. A base e as laterais dos modelos de gesso foram recortadas num recordador de gesso e alisadas com lixa d’água com granulação 180 para um melhor acabamento (Figura 46 e 47).
4.9 Confecção do Index
O conjunto formado pelo Index mais análogos foi posicionado deixando apenas a metade do comprimento dos análogos dentro de uma matriz, que foi preenchida com gesso FujiRock espatulado à vácuo conforme a técnica descrita anteriormente. Foi usada a mesma matriz para o vazamento do índex tanto nos análogos alinhados, como nos não-alinhados Após a sua presa, o Index foi removido da matriz (Figura 48 e 49), recebendo um acabamento com lixa nas superfícies laterais52.
FIGURA 48 – Index removido da matriz.
FIGURA 49– Index removido da matriz.
Após o desparafusamento dos transferentes quadrados unidos, o Index estava pronto (Figura 50 e 51).
FIGURA 50 – Index terminado.
FIGURA 51 – Index terminado.
Os vinte e um modelos de gesso e os quatorze registros (Index) obtidos foram armazenados à temperatura ambiente por no mínimo duas semanas até que as medidas das fendas fossem feitas.28,10,42
4.10
Obtenção
das
imagens
para
mensuração
da
adaptação da estrutura metálica
De posse dos modelos de gesso, parafusava-se a estrutura metálica nos análogos alinhados com um parafuso de titânio manualmente até sentir um leve toque no análogo A. Em seguida, dava-se um torque de 10 Ncm com um torquímetro manual para manter a estrutura em uma posição constante enquanto as medições eram feitas nos análogos B e C (Figuras 52). Depois, retirava-se o parafuso do análogo A e repetia-se o processo no análogo C enquanto as medições eram feitas nos análogos A e B.
Após isso, parafusava-se a estrutura metálica nos análogos não-alinhados com um parafuso de titânio manualmente até sentir um leve toque no análogo D. Em seguida, dava-se um torque de 10 Ncm com um torquímetro manual para manter a estrutura em uma posição constante enquanto as medições eram feitas nos análogos E e F (Figuras 52 e 53). Depois, retirava-se o parafuso do análogo D e repetia-se o processo no análogo F enquanto as medições eram feitas nos análogos D e E.
FIGURA 52 – Torque de 10 Ncm aplicado no análogo A e no análogo D.
Este procedimento foi o mesmo realizado por Kallus, Bessing32, 1994; Shiau et al.52, 1994; Romero et al.49, 2000 e Wise59, 2001; Del’Acqua17, 2005 que após apertarem um parafuso em um pilar
terminal, o outro pilar terminal era examinado em busca da fenda formada entre o pilar e a estrutura. Waskewicz et al.57, 1994 também realizaram uma análise visual da adaptação das estruturas com esta mesma metodologia antes de procederem à análise fotoelástica.
Como Cheshire, Hobkirk14 em 1996 relataram que com o aperto manual, além de não ser conseguido uma padronização adequada, produzia-se um torque acima de 10 Ncm, as fendas foram medidas utilizando-se um torquímetro.
FIGURA 53 – Torque de 10 Ncm no parafuso do análogo A, e observa-se desajuste nos análogos B e C.
Foi utilizada uma lupa LEICA (fabricada na antiga República Democrática da Alemanha), acoplada a uma câmera de vídeo colorida JVC com CCD de ½ pol., modelo TK-C1380 (fabricada no Japão) para ampliar e gravar a imagem da fenda formada entre as estruturas metálicas e cada um dos seis análogos.
Para a realização das mensurações das fendas foi utilizado o programa LEICA QWin (Leica Imaging Systems Ltd, Cambridge, England).
Antes de iniciar as capturas das imagens das fendas, foi realizada a calibração do programa com uma régua própria da LEICA que possuía divisões de 100 em 100 µm.
Foi registrada a imagem da régua com o maior aumento da lupa (100 vezes), conforme a Figura 54 e obteve-se o valor de 1,47 µm para cada pixel.
FIGURA 54 – Calibração do programa LEICA QWin.
O modelo com a estrutura metálica parafusada foi posicionado com o lado lingual virado para a objetiva da lupa, devido à impossibilidade de dar foco na fenda se o modelo fosse posicionado com a região vestibular voltado para a objetiva. Foram feitas marcações no centro da lingual de cada anel de titânio da estrutura, para padronizar a região em que seriam feitas as capturas das imagens.
A estrutura metálica foi centralizada partindo-se de maneira gradual, de um menor aumento (Figura 55) até o maior (100 vezes), para não sair do foco e da marcação existente no centro da lingual (Figura 56).
FIGURA 55 – Centralização da estrutura metálica com aumento de 16 vezes do análogo F no 1º modelo da técnica quadrado.
FIGURA 56 – Aumento de 100 vezes da fenda do análogo F no 1º modelo da técnica quadrado.
Para cada fotografia obtida foram realizadas leituras lineares da fenda (interface análogo/estrutura) em três regiões: esquerda, central e direita. A média aritmética desses três valores determinou o valor da fenda. Por exemplo, no caso da Figura 57, o valor da fenda para a região esquerda foi de 33,17 µm, para a região central de 33,91 µm e para a região direita de 36,86 µm e a média aritmética obtida foi de 34,64 µm.
com sete modelos cada, totalizando vinte e um modelos e cento e vinte seis valores de fendas; um grupo de técnica de registro (Index) com sete registros e quarenta e dois valores de fenda; e um grupo controle (modelo mestre) sendo que todos os grupos possuíam dois subgrupos (alinhados e não alinhados) totalizando dez subgrupos.
O valor da fenda do modelo mestre foi calculado pela média de sete medições consecutivas, sendo que a estrutura foi parafusada novamente antes de cada medição (deste modo obteve-se quarenta e dois valores de fenda para o modelo mestre).
Todos os dados das medições realizadas estão dispostos no Apêndice sob a forma de gráficos e tabelas.
Devemos lembrar que todas as medidas foram feitas para os análogos alinhados apertando o parafuso A e medindo as fendas B e C e apertando o parafuso C e medindo as fendas A e B e para os análogos não-alinhados apertou-se o parafuso D e medindo as fendas E e F e apertando o parafuso F e medindo as fendas C e D.
Vale salientar que durante as mensurações, os análogos B e
E possuíam dois valores de fendas, neste caso o valor da fenda foi obtido
através da média aritmética desses dois valores assim como fizeram Shiau et al.52, 1994 e Romero et al.49, 2000.
Os valores médios das fendas após todas as mensurações foram (Figura 58): Modelo Mestre ... 32,28 µm Index ... 34,26 µm Quadrado ... 75,80 µm Quadrado Unido... 56,00 µm Quadrado hélice ... 39,80 µm
FIGURA 58 – Gráfico das médias das fendas dos grupos estudados
Assim, a partir dos dados obtidos e com o auxílio do programa SigmaStat versão 3.11 (Systat Software, Inc.) foi aplicado o teste estatístico indicado para cada comparação feita.
Após serem testadas a normalidade (teste de Kolmogorov- Smirnov) e a homogeneidade das variâncias (teste de Levene) para cada comparação a ser feita, teve-se como indicação a aplicação de testes não-paramétricos56.
O teste indicado para a comparação entre os valores de fendas entre os grupos foi o teste One-Way ANOVA ao nível de 0,1% de significância (probabilidade de rejeitar a hipótese nula quando verdadeira).
Como a Análise de Variância apenas mostra que existe ao menos uma diferença entre os grupos estudados, foi realizado um teste de comparações múltiplas entre as médias (teste de Student
Newman-Keuls) para identificar quais as médias que tomadas duas a
duas, diferem significativamente entre si.
Nas Tabelas seguintes, estão os resultados de todas as comparações feitas após a análise estatística, assim como os comentários pertinentes.
Tabela 2 – Resultados do One-Way ANOVA aos valores de fenda entre a interface estrutura/análogo
Grupos N Média (µm) DP (±)** EP***
Quadrado Quadrado Unido Quadrado hélice Index Controle 7 7 7 7 7 75,795 55,995 37,906 34,261 32,282 2,712 c 2,993 d 2,434b 2,519ab 0,880a 1,025 1,131 1,131 0,920 0,333
Médias indicadas pela mesma letra não diferem significativamente entre si. * (p .001); **DP- Desvio Padrão; *** EP- Erro Padrão.
Tabela 3 – Resultados do teste Student-Newman-Keuls aplicado na comparação entre todos os grupos
Comparando-se os valores médios das fendas, observou-se que o grupo index é estatisticamente semelhante ao grupo controle, que o grupo quadrado hélice é estatisticamente semelhante ao grupo índex.
Comparação dos grupos Diferença das Médias
q P<0,050
Quadrado vs. Controle 43,513 47,515 Sim
Quadrado vs. Index 41,534 45,354 Sim
Quadrado vs. Quadrado hélice 37,889 41,373 Sim Quadrado vs. Quadrado unido 19,800 21,621 Sim Quadrado unido vs. Controle 23,713 25,894 Sim
Quadrado unido vs. Index 21,734 23,733 Sim
Quadrado unido vs. Quadrado hélice
18,089 19,753 Sim
Quadrado hélice vs. Controle 5,624 6,141 Sim
Quadrado hélice vs. Index 3,645 3,980 Não
Tabela 4 – Resultados do One-Way ANOVA aos valores de fenda das técnicas de moldagem sobre os análogos alinhados
Grupos N Média (µm) DP (±)** EP***
Quadrado Quadrado unido Quadrado hélice 7 7 7 67,584 47,560 37,675 7,653c 3,466b 4,867a 1,670 0,756 1,062
Médias indicadas pela mesma letra não diferem significativamente entre si. * (p .001); **DP- Desvio Padrão; *** EP- Erro Padrão.
Tabela 5 – Resultados do teste Student-Newman-Keuls aplicado na comparação entre as técnicas de moldagem sobre análogos alinhados
Para a situação onde os análogos estão alinhados, a técnica com transferentes quadrados (hélice) mostrou-se mais precisa que as demais.
Comparação dos grupos Diferença das Médias
q P<0,050
Quadrado vs. Quadrado hélice 29,909 24,451 Sim Quadrado vs. Quadrado unido 20,024 16,370 Sim Quadrado unido vs. Quadrado hélice 9,885 8,081 Sim
Tabela 6 – Resultados do One-Way ANOVA aos valores de fenda das técnicas de moldagem sobre os análogos não-alinhados
Grupos N Média (µm) DP (±)** EP***
Quadrado Quadrado unido Quadrado hélice 7 7 7 88,033 66,116 41,920 5,797c 6,751b 5,495a 1,265 1,473 1,199
Médias indicadas pela mesma letra não diferem significativamente entre si. * (p .001); **DP- Desvio Padrão; *** EP- Erro Padrão.
Tabela 7 – Resultados do teste Student-Newman-Keuls aplicado na comparação entre as técnicas de moldagem sobre análogos não-alinhados
Para a situação onde os análogos estão não-alinhados, a técnica com transferentes quadrados (hélice) mostrou-se mais precisa que as demais.
Comparação dos grupos Diferença das Médias
q P<0,050
Quadrado vs. Quadrado hélice 46,112 34,997 Sim Quadrado vs. Quadrado unido 21,917 16,634 Sim Quadrado unido vs. Quadrado hélice 24,196 18,364 Sim
Tabela 8 – Resultados do teste de Kruskal-Wallis sobre as situações clínicas (alinhado e não-alinhado) Disposição do análogos Mediana 25% 75% Alinhado Não-alinhado 48,310 64,430 40,137 46,975 62,463 85,157
H= 15,845 com um grau de liberdade (P0.001)
Tabela 9– Resultados do teste Student-Newman-Keuls aplicado na comparação entre os análogos alinhados e não-alinhados
Dentre as situações clínicas analisadas, os análogos que estão dispostos alinhados foram mais precisos do que os análogos não-alinhados.
Comparação dos grupos Diferença das Médias
q P<0,050
6 Discussão
Os modelos de trabalho deveriam representar precisamente o relacionamento intra-oral dos implantes para permitir a fabricação de próteses com ajuste passivo13, isto é, que não induzam tensões nos componentes do implante, na interface implante-osso e no osso circunvizinho34,50.
Uma perfeita adaptação ocorre quando as superfícies internas do implante e prótese estão alinhadas e contatadas sem a necessidade de aplicação de força14. Ainda que a última meta devesse ser tensão zero, isto é provavelmente impossível, pois há limitações provenientes das propriedades físicas dos materiais usados28.
Embora haja reivindicações que ajuste passivo seja um fator relevante para a manutenção da osseointegração e sucesso dos implantes, há uma tendência contrária na literatura. Os procedimentos laboratoriais e clínicos empregados na fabricação de estruturas ainda são inadequados para oferecer um ajuste absolutamente passivo para próteses fixas implantossuportadas, requerendo então pesquisa e desenvolvimento adicionais. Embora algumas complicações protéticas sejam atribuídas à falta de um ajuste passivo, seu efeito no sucesso dos implantes é questionável50.
A fim de se assegurar um ajuste passivo, o modelo mestre desta pesquisa foi construído a partir de uma estrutura metálica. No entanto, ainda foi observada uma fenda de 31,63 ȝm. Esta fenda pode ser explicada pelas imprecisões micrométricas inerentes ao processo de torneamento dos componentes protéticos e pelo método de
medição empregado (o fato de parafusar um lado e medir no outro amplifica os valores das fendas).
A diminuição da distância entre os análogos tanto no eixo x como no eixo y poderiam causar desalinhamento do anel de titânio da estrutura com o seu pilar, no plano horizontal. Clinicamente isto poderia parecer um degrau horizontal entre o anel de titânio e o seu pilar. Deslocamento dos análogos no eixo z poderia causar tanto uma fenda vertical quanto um contato prematuro entre o anel da estrutura e o seu pilar. Se a tolerância de usinagem entre o anel de titânio e o seu pilar permitir um movimento lateral (x ou y) superior aos deslocamentos computados, então estes deslocamentos podem não ser significantes40.
As tolerâncias de usinagem podem ser descritas como distorções clinicamente aceitáveis, isto é, não induzem tensão nos componentes durante colocação na boca. Por exemplo, as tolerâncias de usinagem dos componentes Nobelpharma foram 31,9 ȝm (±14,2 ȝm) no plano xy45.
Uma forma de se avaliar clinicamente a adaptação de uma estrutura é pela quantidade de voltas dadas durante o aperto do parafuso. Quando mais de meia volta for necessária para apertar completamente o parafuso, a estrutura deve ser considerada mal adaptada, sendo seccionada e soldada30.
Por causa do limite elástico dos parafusos estarem entre 17- 18 Ncm, o valor de 10 Ncm é o recomendado para apertar os parafusos protéticos nos pilares. Com um torque muito alto, além do risco de fratura do parafuso, parece haver também uma redução da discrepância vertical com a inevitável transferência de estresse ao implante e aos parafusos14.
De acordo com Helldén, Dérand23 em 1998, a carga para fechar uma fenda de 180 ȝm foi medida em 41 ± 4,3 N; a carga para fechar uma fenda de 30 ȝm foi de 8 ± 8 N e a carga para fechar uma
fenda menor que 5 ȝm foi próxima a zero, isto é, nenhuma força evidente foi detectada na estrutura depois do procedimento de parafusamento.
Uma prótese total fixa conectada até seis pilares pode ser julgada estável, embora uma ou mais das suas conexões estiverem soltas na hora de sua remoção. Soltura de parafusos de ouro como também de parafusos dos pilares, pode conduzir a complicações como o acúmulo de tecido de granulação entre o implante e o pilar, resultando possivelmente em fístulas, depósito de placa entre a prótese e pilares e fraturas dos parafusos de ouro ou pilares32.
Kallus, Bessing32, 1994 não confirmaram a hipótese de que próteses com pobre adaptação possam representar risco a longo prazo à osseointegração. Afirmaram ainda que como próteses bem adaptadas podem apresentar parafusos soltos, próteses com pobre adaptação podem sustentar parafusos de ouro bem apertados.
Entretanto, a busca pela melhor adaptação não pode ser negligenciada. De acordo com Romero et al.49, 2000, a falta de passividade entre as interfaces dos componentes implanto-protéticos podem induzir perda óssea, fratura do pilar e quebra ou soltura do parafuso de conexão, complicação esta muito comum em casos de adaptação não passiva.
Em relação ao fator perda óssea citado anteriormente, Sertgöz51 em 1997 mostrou que forças no osso adjacente aos implantes são baixas, sendo bem inferiores aos limites de compressão e tensão do tecido ósseo cortical e esponjoso. Portanto, fratura ou reabsorção óssea não pode ocorrer sob cargas funcionais. Concluiu ainda que para diminuir as forças nos parafusos de retenção da prótese, deve-se usar um material mais rígido para confecção da prótese. A combinação de materiais mais apropriada do ponto de vista biomecânico foi cobalto-cromo para a estrutura e porcelana para a superfície oclusal.
Em 1994, Kallus, Bessing32 fizeram uma classificação para definir o ajuste da estrutura. A prótese foi assentada sobre os pilares e apertada com um parafuso de ouro no pilar mais distal no lado esquerdo. Para a discrepância entre o cilindro de ouro e o pilar mais distal do lado direito foi determinada uma classificação que usava uma escala de quatro graus: 0 = nenhuma discrepância visível; 1 = discrepância leve, indicando uma clara elevação da estrutura com uma abertura menor de 0,5 mm; 2 = discrepância moderada de aproximadamente 0,5 a 1 mm e 3 = discrepância pronunciada com uma abertura claramente maior que 1 mm.
Se esta classificação fosse utilizada neste trabalho, todos os resultados seriam 0 ou 1, uma vez que o maior valor de fenda mensurado para um análogo foi de 99,23 ȝm. Os resultados classificados como grau zero seriam das fendas menores que 30 ȝm, detectadas somente com auxílio de ampliação4.
Vários são os métodos que podem ser empregados para a comparação entre técnicas de moldagem e vazamento para próteses implantossuportadas:
x Para observar alterações do posicionamento dos implantes em um plano somente, Vigolo et al.55, 2000; Pinto46, 2001; Vigolo et al.56, 2003 e Assunção et al.8, 2004 utilizaram um perfilômetro, ao contrário de Goiato et al., 199820 e Goiato et al.21, 2002 que utilizaram um microscópio;
x Para analisar os planos horizontal e vertical, Hsu et al.25, 1993 utilizaram um perfilômetro, entretanto Burawi et al.10, 1997 e De La Cruz et al16., 2002 utilizaram um microscópio;
x Para mensurar a discrepância vertical (fenda), Wise59, 2001 utilizou-se da projeção de slides tirados com uma máquina fotográfica e Hussaini, Wong27, 1997 e Romero et al.49, 2000 utilizaram um microscópio;
x Extensômetros foram empregados por Inturregui et al.28, 1993; Assif et al.5, 1996; Assif et al.7, 1999 e Naconecy et al.39, 2004;
x Um sistema que media os três eixos (x, y, z) foi usado por Humphries et al.26, 1990; Carr11, 1991; Carr12, 1992; Phillips et al.45, 1994; Herbst et al.24, 2000; Lorenzoni et al.34, 2000; Wee58, 2000 e Daoudi et al.15, 2001.
Foi escolhido para esta pesquisa um método de mensuração das fendas, o qual fornece a desadaptação de uma estrutura metálica devido aos procedimentos de moldagem, facilitando a compreensão dos resultados para os dentistas clínicos.
Para direcionar melhor a discussão, ela foi dividida em tópicos, que estão descritos a seguir.
6.1 Técnicas de moldagem
6.1.1 Transferentes quadrados
As fendas observadas utilizando-se a técnica com transferentes quadrados foram maiores do que a técnica com os transferentes quadrados unidos com Duralay e também do que a técnica com transferentes quadrados em forma de hélice. Isto ocorreu devido a possibilidade de rotação do transferente quadrado durante o parafusamento do análogo. Alguns autores como Inturregui et al.28, 1993 e Del’Acqua17, 2005 relataram que quando se aplica um torque de 10 Ncm (recomendação da ADA nƕ QRparafusamento do transferente na moldagem ao seu análogo causaria uma rotação e conseqüentemente uma movimentação do análogo. Assim, estes autores recomendaram o apertamento dos componentes com pressão digital. Entretanto, neste trabalho isso não foi realizado, pois a falta de um torque padronizado, poderia levar a erros devido ao apertamento inadequado.
Devido a esse motivo que muitos autores indicam a união entre os transferentes com resina autopolimerizável.46, 56