Pedro César Garcia de Oliveira 
 
 
 
 
 
 
 

Influência da temperatura final do ciclo 

de aquecimento do revestimento na 

fluidez e na resistência à tração do Ti 

c.p. e da liga Ti-6Al-4V. 

 

 

 

 

 

 

 
Araraquara 

2003 



 

Pedro César Garcia de Oliveira 
 

 

Influência da temperatura final 

do ciclo de aquecimento do 

revestimento na fluidez e na 

resistência à tração do Ti c.p. e 

da liga Ti-6Al-4V. 

 
 
 
 
 
 
 
 
 

                                    Orientador: Prof. Dr. Gelson Luís Adabo 
 

                   Co-orientador: Prof. Dr. Ricardo Faria Ribeiro 
 

 
 

 
Araraquara 

2003 

Tese apresentada à Faculdade de Odontologia de 

Araraquara, da Universidade Estadual Paulista “ Júlio de 

Mesquita Filho”, para a obtenção do título de Doutor em 

Reabilitação Oral (área de concentração: Prótese). 



 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 

 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 

Oliveira, Pedro César Garcia de 
 
 

Influência da temperatura final do ciclo de aquecimento do 

revestimento na fluidez e na resistência à tração do Ti c.p. e da liga 

Ti-6Al-4V.  Pedro César Garcia de Oliveira, 115p 

Araraquara, 2003. 

 

Tese – Doutorado – Faculdade de Oodontologia de Araraquara – 

Universidade Estadual Paulista. 

 

1. Titânio       2. Fluidez    3. Resistência à tração 



PEDRO CÉSAR GARCIA DE OLIVEIRA 
 
 
 

NASCIMENTO:   17/10/1965 – Três Lagoas – MS. 
 
FILIAÇÃO:     Joel Garcia de Oliveira 

                      Maria Aparecida Pícoli de Oliveira 

 

1984 / 1987:   Curso de Graduação. 

                       Faculdade de Odontologia de Lins – SP. 

 

1993 / 1994:   Curso de Especialização em Periodontia. 

                       APCD – Bauru – SP. 

 

1994 /1995:   Curso de Especialização em Prótese Dentária. 

                      APCD – Bauru – SP. 

 

1999 / 2001:   Curso de Pós-graduação (MESTRADO) em Dentística, 

                        opção Materiais Dentários – Faculdade de Odontologia 

                        de Bauru – USP. 

 

2001 / 2003:   Curso de Pós-graduação (DOUTORADO) em Reabilitação 

                        Oral – área de Prótese – Faculdade de odontologia de 

                        Araraquara – UNESP. 

 

1995 / - :         Professor Assistente do curso de Odontologia, disciplina de 

                       Prótese Dentária da Universidade do Sagrado Coração – USC 

                       Bauru – SP. 

 
 
 
 
 
 
 
 



Dedico este trabalho, 
 
 
 
 

A DEUS ANTES DE TUDO 
 
 
 
 
 

Aos meus pais Joel (in memorian) e Maria Aparecida. 

Apesar de muitas vezes ausente, todos os dias não me esqueço que, 

sem vocês, jamais teria alcançado esse sucesso. Tenho por vocês muito 

amor, gratidão e uma dívida que não sei se algum dia poderei saldá-la. 

 

 

 

Ao meu irmão Joel Jr. (“Zé”). Muitas pessoas tem irmão, mas não tem 

amigos; outras têm amigos, porém não tem irmão. Eu tenho o privilégio 

de possuir essas duas “coisas” valiosas em uma única pessoa. 

 

 

À Liliane (Lili), a pessoa certa na hora certa. Com certeza, por isso e 

muito mais é que eu ti amo tanto. 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 



 

Agradecimento Especial 
 
 
 
 
 

Ao  Prof. Dr. Gelson Luis Adabo, orientador deste trabalho; 

Não somente pela orientação do trabalho e pelos ensinamentos 

transmitidos, mas também pela amizade, respeito e consideração com 

que sempre me tratou. Como diz um colega do curso: você é  o “cara”. 

 
 
 
 
 
 
 
 

Ao Co-orientador  Prof. Dr. Ricardo Faria Ribeiro, do Departamento 

de Materiais Dentários e Prótese, da Faculdade de Odontologia de 

Ribeirão Preto – USP. Muito obrigado, não somente pela valiosa 

contribuição, sugestões e opiniões que só fizeram enriquecer este 

trabalho, mas também pela amizade e presteza com que sempre me 

recebeu. 

 

 

Meus sinceros agradecimentos 
 
 
 
 
 
 
 
 



Agradeço também; 
 
 

Aos professores da disciplina de Materiais Odontológicos e Prótese da  

 Faculdade de Odontologia de Araraquara – UNESP, pela amizade e                  

ensinamentos a mim transmitidos durante o curso. 

 

Aos funcionários da disciplina, assim como da Pós-graduação, pelo respeito e 

dedicação com que tratam, não só a mim, mas a todos. 

 

Aos colegas de Pós-graduação Adriana, Débora, Hércules e Renato pela 

amizade e ao Sicknan pela inestimável contribuição na realização do 

trabalho. 

 

Aos colegas professores da Universidade do Sagrado Coração – USC pela 

colaboração, me substituindo várias vezes para que eu pudesse concretizar 

este trabalho. 

 

Ao Prof. Dr. José Roberto Lauris (FOB – USP) pela realização da parte 

estatística do trabalho. 

 

Ao técnico de laboratório da disciplina de Endodontia da FOB – USP, 

Edmauro, pela realização da Microscopia Eletrônica de Varredura. 

 

Aos funcionários do laboratório da disciplina de Prótese Parcial Removível, 

da Faculdade de Odontologia de Ribeirão Preto, na pessoa do Prof. Dr. 

Ricardo Faria Ribeiro, pela realização das fundições. 

 

Ao CNPq (Conselho Nacional de Desenvolvimento Científico e Tecnológico), 

processo nº 140855/2001-7, pelo apoio financeiro para a realização deste 

trabalho. 

 

Meus sinceros agradecimentos. 
 



 

 

Sumário 

 

1     INTRODUÇÃO   -----------------------------------------------------------     8 

     

      2    REVISÃO DA LITERATURA -------------------------------------------    15 

 

      3    PROPOSIÇÃO -------------------------------------------------------------     45 

 

     4   MATERIAL E MÉTODO --------------------------------------------------     47 

 
      5   RESULTADOS --------------------------------------------------------------     63 

 

      6   DISCUSSÃO  ----------------------------------------------------------------     79 

 

      7   CONCLUSÃO ---------------------------------------------------------------     94 

 

      8   REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ----------------------------------     96 

 

             RESUMO ---------------------------------------------------------------------   110 

 

         ABSTRACT ------------------------------------------------------------------   113 

 

 

 

 

 

 

 

 

 



 9

             
 
 
1. INTRODUÇÃO 
 
 
                   Como primeira opção de ligas metálicas para a aplicação na 

odontologia, as ligas à base de ouro tiveram ampla aceitação, graças a 

excelentes propriedades físicas, químicas, mecânicas e biológicas. Porém, 

devido principalmente ao seu elevado custo, vem sendo substituídas por ligas 

metálicas alternativas, como as de Ni-Cr e Co-Cr. 

                   Esses tipos de ligas, apesar de apresentarem algumas 

vantagens, principalmente em relação ao seu baixo custo e resistência, 

podem apresentar efeito tóxico e alergênico causado por alguns de seus 

componentes, como o níquel e o berílio37, além do cromo, do cobalto e do 

cádmio, que também são citados como biologicamente ativos51. Sendo 

assim, a procura por novos metais e ligas metálicas deveria ser norteada, 

dentre outros fatores, pelo seu grau de biocompatibilidade. Por isso, o titânio 

aparece como um dos materiais mais promissores nas pesquisas de 

materiais biocompatíveis. 

                   O titânio foi descoberto na Inglaterra por W. Gregor, em 1789, 

dando-lhe o nome de mecanita. Alguns anos mais tarde, em 1795, na 

Alemanha, M.H.Klaproth descobriu um metal contido no rutilo e o denominou 

de titânio. Posteriormente concluíram que se tratava do mesmo metal e, 

como o nome titânio já tinha sido adotado internacionalmente, o mesmo foi 

conservado até os dias atuais59. 

 



 10

 

                   O titânio é largamente distribuído constituindo cerca de 0,63% da 

crosta terrestre, ocupando o posto de quarto elemento metálico mais 

abundante na terra, depois do alumínio, ferro e magnésio. Para se ter uma 

idéia da quantidade de titânio em relação aos outros metais usados na área 

odontológica, sua ocorrência é 20 vezes maior que a do cromo, 30 vezes 

maior que a do níquel, 60 vezes maior que a do cobre, 100 vezes maior que a 

do tungstênio e 600 vezes maior que a do molibdênio18. No sistema periódico 

dos elementos químicos está inserido dentro dos elementos do IV grupo e, 

apesar de ser um elemento de transição, apresenta um comportamento 

metálico. 

                   Quimicamente, quando aquecido a temperaturas elevadas (acima 

de 600ºC) apresenta uma grande reação com o oxigênio, nitrogênio e 

hidrogênio. Sua afinidade com o oxigênio também está presente na 

temperatura ambiente, na qual o titânio se cobre, em brevíssimo tempo, com 

uma camada de óxido de titânio. Esse fenômeno, chamado passivação, 

protege o metal de agressões exteriores e o deixa extremamente resistente à 

corrosão83.    

         Hoje, o titânio é, sem dúvida, o material mais largamente aceito 

para a confecção  de  implantes  dentários  e também  realização  de  

cirurgias ortognáticas devido, principalmente, à sua excelente 

biocompatibilidade, além de apresentar outras características positivas: 

excelente resistência à corrosão3, 66 ; propriedades mecânicas favoráveis, 

como alta resistência à tração, associada à baixa densidade (4,5 g /cm3)42,88 ; 

baixa condutibilidade térmica39 ; módulo de elasticidade e ductilidade 



 11

semelhantes às ligas áureas52 . Entretanto, seu alto ponto de fusão e sua alta 

reatividade dificultaram seu uso por muitos anos42.                    

                    O titânio comercialmente puro (Ti c.p.) pode ser encontrado em 

quatro diferentes graus ( I, II, III e IV ) e é composto de 99,5% de titânio e 

0,5% de elementos intersticiais, como carbono, oxigênio, hidrogênio e 

nitrogênio. O titânio pode ser encontrado tanto na forma pura (Ti cp) quanto 

na forma de liga, sendo essa variação dependente do grau de incorporação 

dos elementos intersticiais ( O, N, H, C e Fe). Algumas formulações contendo 

titânio vem  sendo  pesquisadas,  sendo  o  sistema  titânio-alumínio-vanádio 

 (Ti-6Al-4V) o mais utilizado por possuir melhores propriedades mecânicas, 

como dureza, resistência à fadiga e à corrosão, módulo de elasticidade e  

resistência à tração89, além de apresentar, quando fundido, menor 

porosidade e maior fluidez em relação ao titânio puro81 . 

                   Tanto o Ti c.p. quanto as ligas de titânio podem ser fundidos e 

injetados em moldes usando-se técnicas especiais de inclusão e fundição. A 

baixa  densidade  pode  ser  considerada  uma  vantagem  na  escolha  deste  

material  para a confecção de peças protéticas, já que apresenta uma 

imagem radiográfica mais radiolúcida quando comparadas à outra ligas 

metálicas,  devido  a  menor  resistência  à  passagem  dos raios-X.  Esse 

fator torna-se de fundamental importância para a visualização de defeitos 

internos na peça fundida88. 

                   Por outro lado, a baixa densidade pode ser um inconveniente 

que, juntamente com o elevado ponto de fusão e a reação química com o 

revestimento, dificultam o processo de fundição.                    



 12

                   A fundição do titânio teve início na década de 70 nos Estados 

Unidos, sendo seguida por inúmeras pesquisas na Europa e Japão, com o 

desenvolvimento de máquinas e materiais de revestimentos especiais que 

atendessem às particularidades do material43. 

                   Em 1980, Ida et al.35, apresentaram uma máquina de fundição 

para titânio que consistia de duas câmaras conectadas por um canal central, 

sendo a fusão do titânio realizada em atmosfera inerte (gás argônio),  

evitando assim a reação do metal fundido com o oxigênio e o nitrogênio. 

                   Além de máquinas especiais para a fundição, a seleção de 

revestimentos apropriados é um ponto de grande relevância quando da 

fundição do titânio e suas ligas.  A  alta  reatividade  química  do  titânio   com  

elementos contidos no revestimento (oxigênio, nitrogênio, carbono e 

hidrogênio) podem causar uma contaminação nas peças fundidas72 .  

                   A maioria dos revestimentos odontológicos apresenta como 

material  refratário  a  sílica.  Porém, em fundições com titânio, esse refratário  

está contra-indicado em temperaturas mais elevadas (acima de 600ºC) 

devido a sua alta reatividade com o metal74, 75 . 

                   Na tentativa de diminuir a interação do metal com elementos 

contidos nos revestimentos, principalmente à base de silicato  ou aglutinados 

por fosfato e assim minimizar esta contaminação, revestimentos contendo 

outros tipos de materiais refratários vêm sendo utilizados: T-invest.- Al2O3, 

Selevest – MgO,  Titaniumvest EX – ZrO2  
57, 58 . Porém, a baixa expansão e o 

elevado custo são obstáculos que limitam seu uso. Assim, apesar do estágio 

atual de desenvolvimento do processo de fundição do titânio, algumas 



 13

dificuldades ainda persistem, como a ocorrência de defeitos internos e 

externos devido à baixa fluidez deste metal. 

                   O maior inconveniente para os refratários é a grande diferença 

entre a temperatura de fusão do titânio e suas ligas (±1700ºC) e a 

temperatura final do revestimento (máxima de 600ºC), já que esta parece ser 

um dos fatores que mais interferem na fluidez do metal.     

                   Para Donovan & White25, fluidez é definido como a capacidade do 

metal fundido completar totalmente o molde criado pela eliminação de um 

padrão. Segundo o autor, o preenchimento total do molde durante a injeção 

da liga depende de alguns fatores como, o tipo de material (metal ou liga 

metálica), pressão aplicada durante a fundição, tipos de canais de 

alimentação, permeabilidade do revestimento, estabilidade química e física 

do revestimento e temperatura do molde e do metal. 

                   Considerando que os revestimentos mais comumente utilizados 

são à base de sílica, com temperaturas finais de aquecimento baixas e 

supondo que o aumento da temperatura final até o limite máximo de 600ºC 

possa melhorar a fluidez do metal, julga-se oportuno o desenvolvimento de 

estudos como forma de, num  futuro  próximo,  o titânio  e suas ligas  possam  

ser largamente utilizados, não só nos implantes dentários, mas também na 

confecção de próteses parciais fixas e removíveis. 

                   Apesar de nos últimos anos um número crescente de trabalhos 

estarem direcionados para o titânio e suas ligas, principalmente no 

desenvolvimento de técnicas e equipamentos para o processo de fundição, 

verifica-se ainda pouca literatura científica que relacionem a temperatura do 



 14

molde de revestimento no momento da fundição, a fluidez e as propriedades  

mecânicas do titânio fundido.                   

                    

  

  



 16

 

2. REVISÃO DA LITERATURA 

 

                    De acordo com Vieira84, em 1967, a fluidez do metal líquido 

indica a propriedade de “poder fluir de forma livre e regular” em um molde e 

poder preenchê-lo totalmente, antes da sua solidificação.  Para o autor, 

fatores tais como a existência de películas de óxidos e gases dissolvidos, 

inclusões ou impurezas em suspensão, diferenças nas temperaturas de fusão 

da liga e do molde de revestimento, forma e diâmetro do conduto de 

alimentação, além de elementos presentes na composição da liga, são 

fatores que podem interferir na fluidez da liga.   

 

                   Segundo Gegel & Hoch29, em 1973, o titânio foi descoberto em 

1795 por Klaproth, um químico alemão.  Primeiramente, o TiO2 era aquecido 

a uma temperatura de 500ºC, em presença de gás clorídrico, obtendo-se 

como resultado o tetracloreto de titânio, cloridrato de ferro e outras 

impurezas. O cobre era então adicionado a esta mistura, obtendo-se somente 

o tetracloreto de titânio. Após esta fase, o tetracloreto de titânio era 

adicionado ao magnésio, a uma temperatura de 850ºC, obtendo-se o cloreto 

de magnésio e o titânio metálico.  Este método permitiu a produção em  

grande escala do Ti c.p., utilizado na indústria aeroespacial com a finalidade 

de construir estruturas mais leves e resistentes. 

 



 17

                   A correlação entre a fluidez, rugosidade e temperatura no 

momento da fundição foi investigada por Preston & Berger62, em 1977. Neste 

estudo variaram-se a temperatura do molde (1350ºF, 1550ºF e 1750ºF) e a 

temperatura de fusão (2500ºF, 2700ºF e 2900ºF) para quatro ligas (ouro, 

ouro-paládio, prata-paládio e uma liga experimental). Noventa corpos-de-

prova foram confeccionados na forma de uma mola espiral. Os padrões foram 

incluídos em revestimento fosfatado e as fundições realizadas em uma 

máquina por indução. Os autores observaram que as temperaturas mais 

elevadas, tanto do molde (1750ºF) quanto de fusão (2900ºF) produziram 

melhores resultados quanto à fluidez, sendo que essa elevação na 

temperatura não produziu efeito quanto à rugosidade das peças fundidas. 

 

                   Em 1977, Vincent et at.85 compararam a fluidez de duas ligas 

nobres (Thermocast e Degudent) e três ligas não nobres (Wiron, Ultratk e 

Victory), através de padrões formados por fios de plásticos de vários 

diâmetros. Foi constatada maior fluidez para as ligas nobres, atribuída pelos 

autores devido a sua maior densidade que, segundo os mesmos, poderia ser 

minimizada no ato da fundição aumentando-se a força de injeção da liga 

fundida no molde de revestimento. 

 

                   Avaliando as propriedades do titânio (Ti) e suas ligas para uso 

odontológico, Ida et al.35, em 1980, relataram as dificuldades do uso do Ti 

para as fundições odontológicas,  pelo  fato  do Ti  apresentar uma alta 

reatividade química com oxigênio em temperaturas elevadas e reação com o 

cadinho, além do alto custo do processo.  A fim de procurar facilitar os 



 18

trabalhos com este tipo de material, um novo equipamento de fundição para 

Ti denominado “Castmatic” foi desenvolvido, na qual a fundição era realizada 

em atmosfera com um gás inerte (argônio) e vácuo.  Algumas propriedades 

do Ti e suas ligas fundidas neste equipamento foram investigadas como, 

temperatura de fusão, manchamento, fluidez, resistência mecânica e dureza. 

Os resultados mostraram que tanto as propriedades mecânicas como a 

fluidez do Ti c.p. foram semelhantes às das ligas de Ni-Cr e Co-Cr, sendo 

portanto indicado seu uso na confecção de coroas e próteses parciais 

removíveis fundidas em Ti e suas ligas. 

 

                   Para Adell et al.1 , em 1981, o titânio era reconhecido como 

material biocompatível desde a década de 40. O grande sucesso dos 

implantes osseointegrados confeccionados em titânio se confirmou com 

estudos de longo prazo iniciados a partir de meados da década de 60.  

Devido a sua grande biocompatibilidade, este metal tornou-se uma opção na 

substituição de ligas a base de berílio e níquel, propiciando o 

desenvolvimento de técnicas de fundição para a confecção de estruturas 

protéticas para próteses fixas e próteses removíveis, além das próteses sobre 

implantes.  

 

                   Ida et al.36, em 1982, afirmaram que o titânio reagia com a 

superfície do revestimento, criando uma camada de oxidação denominada 

“alfa-case”.   Os autores, com o intuito de diminuir a formação desta camada,  



 19

desenvolveram um novo revestimento à base de óxido de magnésio para o 

uso com o titânio puro e suas ligas, tornando possível o uso clínico do metal, 

tanto na confecção de próteses fixas quanto próteses removíveis. 

 

                   Também em 1982, Myers & Crulckshanks – Boyd53 avaliaram o 

efeito da temperatura do molde e da temperatura de fusão sobre a fluidez e a 

adaptação marginal de uma liga comercial com 53,5% de paládio, 37,5% de 

prata e 8,5% de estanho.  As temperaturas do molde (600, 760 e 850ºC) e as 

temperaturas de fusão (1270, 1320 e 1450ºC) foram monitoradas por meio de 

uma máquina de fundição à vácuo. A fluidez da liga foi analisada pela 

capacidade de reprodução de fios de plástico de 0,3mm de diâmetro por 

15mm de comprimento.  Para a análise da adaptação marginal, um modelo 

de aço na forma de pré-molar preparado para uma coroa total foi utilizado. 

Cada uma das fundições foi assentada sob uma carga de 50N aplicada na 

superfície oclusal, sendo a discrepância entre a margem da peça fundida e o 

término cervical em forma de ombro medida com auxílio de um microscópio. 

Os resultados mostraram que o efeito da temperatura do molde na 

discrepância marginal teve uma influência significante, sendo os melhores 

resultados obtidos com a temperatura de 850ºC, e que a temperatura de 

fusão não apresentou variações significantes. Já para a fluidez os melhores 

resultados foram obtidos com as maiores temperaturas, tanto do molde 

(850ºC) quanto de fusão (1450ºC). 

 

                   Em 1982, Thompson79 estudou o efeito do aumento da 

temperatura do molde na fluidez de algumas ligas não preciosa (Ultrateck e 



 20

Victory ) comparada com uma liga preciosa (Thermocraft ).  A fluidez foi 

determinada pela capacidade dessas ligas fundidas reproduzir filamentos de 

diâmetros diferentes de um padrão de tela de nylon.  O autor observou que 

para duas ligas não preciosas em que a temperatura do molde foi 

aumentada, houve um aumento significativo na fluidez, quando comparadas 

com a liga preciosa. Entretanto comentou que, para a utilização em grande 

escala de ligas não preciosas em odontologia, são necessárias pesquisas 

adicionais sobre os materiais de revestimentos e técnicas mais precisas para 

as fundições.  

 

                   Kasemo38, em 1983, relatou que assim como a maioria dos 

metais, o titânio puro poderia formar uma camada de óxidos quando exposto 

à atmosfera como, por exemplo, o TiO, TiO2 e TiO3 . Dentre esses, o TiO2  era 

o mais estável e o mais comumente formado. Esses óxidos formam-se 

espontaneamente quando em contato com o ar, sendo que em milésimos de 

segundos, podia-se encontrar uma camada de cerca de 10 ângstrons de 

espessura. Esta camada de óxidos, denominada de camada passivadora, é 

que confere ao titânio biocompatibilidade e uma excelente resistência à 

corrosão. 

 

                   Donachie Jr23 , em 1984, descreveu importantes informações a 

respeito do titânio. O aquecimento do titânio a altas temperaturas em meio 

oxidante  produz  não somente  oxidação,  mas também o endurecimento  da  

superfície resultante da difusão para o interior da estrutura de oxigênio e 

nitrogênio. A zona formada foi denominada de caso alfa (α-case) ou camada 



 21

contaminada e que, normalmente, pode ser removida com jateamento 

abrasivo ou dissolução química antes que a estrutura seja utilizada, já que 

com a presença desta camada haverá uma redução da resistência à fadiga e 

a ductilidade.  

 

                   Asgar & Arfaei4 ,em 1985, analisaram e compararam a fluidez de 

quatro ligas, sendo duas à base de ouro cerâmico (Neydium gold e Cameo), 

uma à base de ouro tipo III (Firmilay) e outra uma liga à base de Ni-Cr 

(Jelbon). Para este trabalho foram empregados 5 tipos diferentes de 

equipamentos para fundição: (A) maçarico oxigênio / gás e centrífuga 

convencional, (B) unidade de indução em conjunto com centrífuga, (C) 

unidade de resistência elétrica e centrífuga Thermotrol 2500, (D) maçarico de 

gás/oxigênio e máquina de injeção à vácuo e pressão de ar e (E) unidade de 

resistência elétrica com sistema Chrono-Matic de injeção à vácuo e pressão a 

ar. O padrão de cera apresentava a forma de um disco e o molde de 

revestimento foi aquecido a 700ºC. Os resultados apresentaram, entre as 

ligas, uma melhor fluidez para a Firmilay (ouro tipo III) e Jelbon (Ni – Cr), 

enquanto que para os meios de fundição os melhores resultados, com 

preenchimento de 100% do molde, foram obtidos com a unidade de 

resistência elétrica do sistema Chrono-Matic de injeção à vácuo e pressão de 

ar (E). 

 

                   Também em 1985, Dern et al.20 avaliaram a fluidez de uma liga 

de níquel-cromo sem berílio, utilizando uma tela de nylon com 11 x 11 

filamentos com 0,4mm de espessura, resultando em 220 segmentos de linha 



 22

formando 100 quadrados.  Um revestimento fosfatado foi espatulado à vácuo 

por 45 segundos na proporção pó / líquido recomendada pelo fabricante, e as 

fundições realizadas por meio de duas máquinas por indução (Unitek e 

Howmedica). As temperaturas de estufagem do revestimento foram 680ºC e 

815ºC para o sistema Unitek e 680ºC para o sistema Howmedica. Os 

resultados mostraram uma maior fluidez na temperatura de 815ºC, enquanto 

para a temperatura de 680ºC os melhores resultados foram do sistema Unitek 

.Segundo os autores, a diferença entre as máquinas de fundição por indução 

na temperatura de 680ºC poderia ser: temperatura durante o ciclo de 

aquecimento do molde, largura e profundidade do cadinho, variações na 

rotação e aceleração do braço. 

 

                   Donovan & White25 , em 1985, avaliaram a fluidez entre três tipos 

de ligas metálicas: Sterngold II (ouro tipo III); Albacast (prata-paládio) e 

Airspin alloy (níquel-cromo-berílio), utilizando-se dois tipos de máquinas para 

fundição: uma centrífuga convencional (Kerr Centrifico Casting Machine) e 

um novo tipo de máquina que opera com um cilindro pneumático à base de ar 

comprimido ( Airspin Pneumatic Caster,  Airspin Mgf. Co., Calif.).  Telas de 

nylon de 11 x 11 filamentos de 0,1mm de espessura foram confeccionadas 

perfazendo um total de 100 espaços. Os corpos-de-prova foram incluídos em 

revestimento  fosfatado  ( Hi – Span, Pennwalt / Jelenjo, N.Y.)  na   proporção  

recomendada pelo fabricante (90 gramas pó / 15,5 cc de líquido). Foram 

confeccionados 10 corpos-de-prova para cada uma das ligas, sendo 5 

fundidos para cada uma das máquinas. O ciclo de aquecimento e a 

temperatura do forno foram determinados de acordo com o tipo de liga 



 23

metálica utilizada: 1150º F(liga de ouro); 1250º F (prata – paládio) e 1500º F 

(níquel-cromo-berílio). Os resultados mostraram que a melhor fluidez ocorreu 

na liga níquel-cromo-berílio, segundo opinião dos autores, devido a maior 

temperatura do molde e na máquina Airspin. 

                    

                   Luchsinger et al.44, em 1985, propuseram investigar os efeitos 

dos vários componentes do Ti cp e liga de titânio sobre a fluidez, resistência 

mecânica e resistência à corrosão, utilizando três técnicas de fusão e 

fundição: ( A ) fusão por indução sob proteção de fluxo de argônio e máquina 

centrífuga, ( B ) fusão por feixe de eletro e fundição por gravidade e ( C ) arco 

de fusão e fundição por combinação de injeção / vácuo. Inicialmente foi 

utilizado um revestimento aglutinado por fosfato, sendo posteriormente 

substituído por revestimento à base de magnésio e zircônia.  A liga Ti-13Cu-

4,5Ni (1350ºC) mostrou uma boa fluidez no revestimento aglutinado por 

fosfato e fundida pelo método ( A ). O método de fundição ( B ) teve a mais 

alta fluidez entre as ligas com índices parecidos ao Ti cp, enquanto para o 

método de fundição (C) a liga Ti-30V teve o mais alto limite de escoamento e 

a maior resistência à tração, não só em relação ao Ti cp mas às outras ligas 

estudadas. 

 

                   Em 1985, Parr et al.60, relataram que o titânio vinha sendo 

estudado a vários anos em determinadas áreas industriais como, engenharia 

de turbinas, indústria aeroespacial e naval e na fabricação de tintas, porém 

seu uso ainda não estava ao alcance na Odontologia. Foi relatado que entre 

5 a 10% do Ti extraído - rutílio ou ilmenita – destinava-se ao uso em forma de 



 24

metal, sendo a grande maioria convertida em forma de TiO2 usada pelas 

indústrias de tinta.  Comentou-se que quando elevado a 882ºC este metal 

sofria alterações cristalográficas em suas estruturas, além da possibilidade de 

formar ligas com outros elementos – Ag, Al, Cu, Fé, Ga, U, As, V e Zn. 

Adicionando-se elementos como O, N, H e Fe, verificaram alterações nas 

propriedades mecânicas do Ti c.p. A liga Ti-6Al-4V vem sendo a mais 

utilizada na odontologia, sendo que o alumínio funciona como α- estabilizador 

e o vanádio como β- estabilizador. Na odontologia, foi relatado que o uso do 

Ti tinha sua principal aplicação nos implantes osseointegrados, devido a 

excelente biocompatibilidade e resistência mecânica. 

 

                   Para Taira et al.71, em 1985, a técnica de fundição para o titânio e 

suas ligas pode determinar a microdureza dessas ligas quando fundidas a 

altas temperaturas (Ti c.p., Ti-6Al-4v E Ti-15v) e baixas temperaturas (Ti-

30Pd e Ti-20Cu). As fundições foram realizadas em uma máquina de 

fundição própria para titânio (Castmatic) sob atmosfera de gás argônio / 

vácuo, sendo este processo capaz de minimizar a contaminação pelo 

oxigênio e o nitrogênio. Os resultados mostraram que a dureza interna variou 

de 376 KHN para Ti-15V, 360 KHN para o Ti-6Al-4V, 327 KHN para o Ti-

30Pd, 266 KHN para o Ti-20Cu e 191 KHN para o Ti c.p., e que o 

resfriamento em água aumentou a dureza.  

 

                   Em 1986, Greener et al.30, realizaram um trabalho onde 

compararam as propriedades mecânicas através de testes de tração e de 



 25

dureza Knoop do Ti cp e da liga de Ti-6Al-4V.  Corpos-de-prova em forma de 

halteres foram confeccionados a partir de padrões de cera, incluídos em 

revestimento à base de sílica (Al2O3/SiO2) e fundidos em uma máquina 

centrífuga com argônio / arco elétrico. Os ensaios de tração foram realizados 

em uma máquina Instron com velocidade de 0,1 pol / min. Os resultados para 

a resistência à tração e alongamento foram, respectivamente, 540,2 MPa e 

7,9% (Ti cp) e 1103,4 MPa e 3,7% (Ti-6Al-4v). Já para a dureza Knoop, os 

resultados obtidos foram: Ti cp – 700 KHN para uma carga de 200g e 

350KHN para 500g, enquanto que a liga Ti-6Al-4V apresentou uma dureza de 

600 KHN para uma carga de 200g e 500 KHN para 500g.  Os autores 

concluíram que, em relação à resistência à tração e alongamento, tanto o Ti 

cp quanto a liga Ti-6Al-4V excederam os valores mínimos especificados pela 

ADA para próteses parciais removíveis. Já em relação aos valores de dureza, 

não foram encontradas diferenças estatisticamente significantes entre o Ti cp 

e a liga Ti-6Al-4V.  

 

                   Hirano et al.34, em 1987, propuseram um método para avaliar a 

fluidez através de uma tela de nylon, medindo-se a extensão de cada 

segmento obtido após a tela fundida. Foram utilizados seis diferentes tipos de 

ligas: Biobond (B-B), Ceramalloy (C-I), Ceramalloy II (C-II), Litecast (L-C), 

Pentillium (P-T) e Unibond (U-B). As temperaturas finais do revestimento 

variaram entre 677ºC até 1038ºC, assim como as temperaturas de fusão das 

ligas (1250ºC até 1565ºC), sendo seis temperaturas finais do revestimento e 

seis temperaturas de fusão para cada uma das ligas.  Os resultados mais 

expressivos foram obtidos com a liga P-T (99,6% de fluidez com 982ºC de 



 26

temperatura do molde e 1399ºC de temperatura de fusão da liga).  Para os 

autores, a melhor fluidez é alcançada quando as temperaturas de estufagem 

e fusão encontram-se mais próximas, já que em situação inversa, houve uma 

dificuldade da injeção da liga fundida devida a contração da mesma. 

 

                   Atta et al.6, em 1988, realizaram um estudo comparativo da 

fluidez de ligas de cobre ( Duracast MS e uma liga experimental 13) e prata - 

estanho ( Superalloy  e uma liga experimental XX ) de acordo com diferentes 

temperaturas de estufagem do revestimento (500ºC e 700ºC). Os padrões de 

fundição foram obtidos recortando-se uma tela de nylon medindo 23 x 23 mm, 

cujos filamentos mediam 0,3mm de espessura, contendo 25 espaços 

horizontais e 23 espaços verticais, totalizando 575 espaços. O revestimento 

utilizado foi o Cristobalite, manipulado na proporção pó / líquido recomendada 

pelo fabricante e espatulado à vácuo por 30 segundos. Os blocos de 

revestimento foram colocados no forno com o pirômetro ajustado a 200ºC 

permanecendo por 30 minutos.  Após, a temperatura foi elevada para 400ºC 

permanecendo por mais 30 minutos, quando então a temperatura foi elevada 

até 700ºC, permanecendo constante por 30 minutos, quando então ocorreu a 

fundição. Para as fundições com o anel a 500ºC, o forno foi desligado após 

atingir a temperatura de 700ºC, até que atingisse a marca desejada, 

permanecendo os anéis por 30 minutos, quando então foram realizadas as 

fundições. A fluidez foi determinada pelo número de espaços completos 

preenchidos na peça fundida. Os resultados mostraram que a maior fluidez 

foi obtida com a liga do sistema prata – estanho ( Ag / Sn / XX  - 572,2 

espaços à 700ºC)  e os piores resultados foram da liga Duracast MS (46,2 



 27

espaços à 500ºC). Os autores concluíram que existia uma diferença na 

fluidez entre as ligas e que, quanto mais alta a temperatura do molde de 

revestimento, maior a fluidez. 

 

                   Em 1988, Donachie Jr.24, destacou que as propriedades 

mecânicas do Ti c.p. e das ligas de titânio dependem de alguns fatores, como 

a composição química da liga, microestrutura e aspectos metalográficos.   No 

Ti cp, a influência mais significante no comportamento mecânico é 

representado pelo hidrogênio, nitrogênio, carbono e oxigênio que, 

dependendo da proporção de cada um, pode provocar mudanças na 

microestrutura, alterando algumas propriedades como resistência à fadiga.  O 

autor ressalta que, em relação ao Ti cp e as ligas fundidas, o problema mais 

significante é obter uma fluidez satisfatória pelo adequado preenchimento do 

molde, sendo para isso necessário níveis suficientes de superaquecimento do 

metal fundido. 

                      

                   Bombonatti et al.13, em 1989, avaliaram a fluidez de 4 ligas à 

base de cobre: Duracast MS, Idealloy, Maxicast e Orcast, fundidas com 4 

diferentes revestimentos fosfatados: Biovest, Precise, Termocast e RAF, 

sendo utilizadas 3 temperaturas de estufagem para cada um dos 

revestimentos: 700ºC, 800ºc e 900ºC. Os corpos-de-prova foram 

confeccionados empregando-se uma tela de poliéster com 11 x 11 filamentos 

de 0,26mm de espessura perfazendo uma malha de 100 espaços quadrados. 

As ligas foram fundidas em uma centrífuga por meio de resistência elétrica 

TS – 1 (Degussa S / A) e injetadas nos moldes de revestimentos aquecidos 



 28

nas temperaturas (700,800 e 900ºC). O valor da fluidez foi obtido pela 

percentagem de segmentos da malha completados na peça fundida. Dentre 

as ligas estudadas, a que apresentou melhores resultados foi a Maxicast 

(67,15 %), seguida da Idealloy (49,25%), Duracast (39,26%) e Orcast 

(36,13%). Para os revestimentos, os melhores resultados para a fluidez  

foram obtidos pelo Precise ( 64,58%) seguido pelo Biovest (45,18%), RAF 

(43,93%) e Termocast (38,10%). Em relação às temperaturas finais do 

revestimento, houve diferenças estatisticamente significantes da fluidez, 

tendo a temperatura de 900ºC produzido os melhores resultados (79,37%), 

seguido de 800ºC (49,13%) e a 700ºC (15,33%).  Verificou-se que há uma 

variação da fluidez entre as ligas e tipos de revestimento empregado, e que 

esta aumenta na razão direta da elevação da temperatura de estufagem do 

revestimento. 

 

                   Em um estudo realizado em 1989, Taira et al.72 avaliaram as 

propriedades mecânicas e a resistência à corrosão do Ti c.p. e de 4 ligas à 

base de Ti (Ti-6Al-4V,  Ti-15V,  Ti-20Cu  e Ti-30Pd). Os metais foram 

fundidos em uma máquina de fundição – Castmatic – com um sistema de 

pressão e vácuo.  O módulo de elasticidade, a resistência à tração e a dureza 

Vickers foram determinados, mostrando que o Ti c.p. apresentou 

propriedades mecânicas semelhantes ao ouro tipo IV enquanto as ligas Ti-

6Al-4V e Ti-15V apresentaram propriedades similares às das ligas de Ni-Cr e 

Co-Cr.  

 



 29

                   Hamanaka et al.31, em 1989, realizaram um estudo para o 

desenvolvimento de uma máquina para fundição para titânio. Para este 

trabalho, os autores selecionaram o Ti c.p. e uma liga de Ni-Ti, analisando as 

propriedades mecânicas e a fluidez desses dois materiais. O processo de 

fundição foi realizado à vácuo, com um sistema de controle de injeção da liga 

desenvolvida pelos autores e um tipo diferente de “cadinho” desenvolvido 

para prevenir o aparecimento de defeitos internos na fundição, além de 

melhorar a fluidez da liga.  Os resultados mostraram que o Ti c.p. apresentou 

melhores propriedades mecânicas e uma melhor fluidez quando comparado 

com a liga Ni-Ti.  

 

                   Para Bergman et al.8,  em 1990, com o aumento do preço do 

ouro, o titânio despertou um grande interesse desses pesquisadores, pois 

além de abundante na crosta terrestre, apresentava excelentes propriedades 

como: alta resistência à corrosão, baixo peso específico, além de uma 

excelente biocompatibilidade.  Para os autores, a grande desvantagem no 

uso do titânio estava no processo de fundição devido ao alto ponto de fusão, 

baixa densidade a alta reatividade química a altas temperaturas, 

principalmente com oxigênio.  Na tentativa de minimizar este problema, novos 

métodos foram introduzidos na Odontologia, como a eletroerosão e o sistema 

PROCERA.  Com base nisto, os autores realizaram um estudo clínico de 

coroas de Ti confeccionadas pelos métodos citados acima, onde 167 coroas 

foram confeccionadas e tiveram os seguintes quesitos analisados: 

superfície/cor, forma anatômica e integridade marginal. Os resultados 

mostraram que 100% das coroas apresentaram resultados satisfatórios, 



 30

quando comparadas com as coroas fundidas a ouro, independente do 

processo utilizado. Concluíram os autores que os métodos utilizados para a 

fabricação de coroas de titânio teriam um grande potencial no futuro. 

 

                   Sunnerkrantz et al.68, em 1990, estudaram o efeito do nível de 

vácuo e pressão de ar em uma máquina com gás argônio e arco elétrico, na 

dureza de coroas fundidas em titânio. Cinco diferentes combinações de nível 

de pressão foram usadas, na câmara superior de fusão (CF) e na câmara 

inferior do molde (CM), respectivamente: A -2,5.10-2 / 2,5.10-2 Torr;   B – 

2,5.10-2 / 1 Torr ; C – 2,5.10-2 / 10 Torr ; D – 1/ 2,5.10-2  Torr  e E – 10/2.5.10-2  

Torr.  Padrões de cera em forma de coroas cilíndricas foram confeccionadas 

e padronizadas com margem de 30º, incluídas em revestimento à base de 

fosfato.  Os anéis foram levados ao forno a 250ºC por uma hora e 

subseqüente a 700ºC por mais uma hora, sendo resfriados à temperatura 

ambiente, antes de serem levados à máquina para fundição. Todas as peças 

foram seccionadas em formatos longitudinais e polidas.  Para o teste de 

dureza Knoop foi aplicada uma carga de 4,9N e a capacidade de 

preenchimento do molde e a porosidade foram estudadas por microscopia 

ótica. Os resultados mostraram que apenas a fundição (A) apresentou uma 

dureza menor do que o material original, enquanto que porosidades e 

inadequado preenchimento do molde foram observados nas fundições que 

utilizaram uma pressão de 10 torr na câmara de fusão (CF). Na câmara do 

molde (CM) todas as fundições foram consideradas precisas. Para os 

autores, a razão para os efeitos adversos do aumento de pressão na câmara 

de fusão maior do que na câmara do molde é, provavelmente, devido à 



 31

diferença no tempo em que o metal fundido está em contato com o oxigênio e 

nitrogênio nas duas câmaras.  Finalizam afirmando que uma pressão inferior 

a 1 torr, tanto na câmara de fusão como na do molde, é suficiente para obter 

fundições completas.   

 

                   Em 1991, Blackman et al.11, compararam os resultados de testes 

de tração de Ti c.p. fundidos em forma de halteres, utilizando três tipos de 

revestimentos fosfatados: Ohara / Coroas e Próteses (OH ); Dicor (D) e Rema 

Exact (R). A fundição foi realizada em uma máquina Titaniumer Machine num 

total de 60 corpos-de-prova (vinte para cada revestimento). As peças 

fundidas foram submetidas ao ensaio de tração em uma máquina de ensaios 

Instron, fornecendo valores de resistência à tração (T) e porcentagem de 

alongamento  ( E ).  Os resultados  foram:  R ( T = 635,5 MPa E= 51,47);  OH 

 ( T= 663,04 MPa  E = 25,24) e D ( T= 144,87 MPa  E = 11,44). Concluíram 

que os revestimentos Ohara e Rema Exact podem ser utilizados na fundição 

do titânio, enquanto que o revestimento Dicor não está indicado, pois 

apresentou um excesso de porosidades internas o que, segundo os autores, 

justifica os piores resultados deste revestimento quanto a resistência à tração 

e porcentagem de alongamento. 

  

                   Tamaki et al.77, em 1991, investigaram as alterações 

dimensionais e a aparência das fundições do Ti c.p., produzidas por dois 

revestimentos  experimentais  aglutinados  por  fosfato, um à base de alumina  

( Titan Mold ) e outro à base de sílica ( Rema E ) e dois desenhos diferentes 

de cadinho. Padrões de cera de coroas MOD foram preparadas em um 



 32

troquel de aço e fundidas em uma máquina de fundição por pressão de 

argônio (Castmatic). Os blocos de revestimentos foram aquecidos e fundidos 

em temperaturas recomendadas pelos respectivos fabricantes. O Titan Mold 

foi aquecido até 1200ºC por uma hora, resfriado a 800ºC e a fundição 

realizada. O revestimento Rema E foi aquecido até 900ºC, resfriado a 350ºC 

e o metal fundido. Os resultados mostraram que nenhum dos revestimentos 

foi capaz de compensar completamente a contração do titânio a temperatura 

de líquidus ( 1700ºC) te a temperatura ambiente e que as fendas encontradas 

no revestimento  Rema  E  foram menores   (0,5 ± 0,2mm)  que as de Titan 

Mold ( 1,1 ± 0,4mm ). Os diferentes desenhos de cadinho não interferiram no 

resultado. 

                  

                   Blackman et al.12, em 1992, investigaram o desajuste marginal de 

copings  fundidos em Ti c.p. de acordo com a geometria dos preparos. Vinte 

copings fundidos foram confeccionados com término em chanfro de 45º na 

vestibular e ombro de 90º na lingual, altura de 7,5mm, redução axial de 

1,5mm e ângulo de convergência oclusal de 8º. As medidas de desajuste 

marginal foram feitas com auxílio de um microscópio com aumento de 50 

vezes. Os resultados mostraram que os copings fundidos em Ti c.p. podiam 

apresentar uma adaptação marginal aceitável, porém melhores técnicas de 

fundição e/ou a utilização de revestimentos próprios para titânio eram 

necessários para a obtenção de próteses com margens melhor adaptadas. 

 



 33

                   A fluidez do Ti foi verificada por Bessing & Bergman9, em 1992, 

em um trabalho no qual foram utilizados três diferentes equipamentos para 

fundição de titânio: Titaniumer (Ohara Co., Japão); Castmatic – S (Iwatani 

Co., Japão) e Cyclark (J. Morita Europe, Alemanha). O índice de fluidez foi 

mensurad através da adaptação das bordas de coroas metalocerâmicas, 

mensuradas em doze pontos, sendo realizados dez copings para cada 

máquina.  Segundo os autores, a utilização de equipamentos com atmosfera 

inerte (exemplo, gás argônio), revestimentos especiais (contendo magnésio), 

enceramento dos padrões de fundição com sobrecontorno e posterior 

usinagem interna e resfriamento externo foram descritos como métodos 

válidos para compensar essas dificuldades.  Os valores mínimos do diâmetro 

da borda das peças fundidas e usinadas foram similares para os 3 tipos de 

equipamento, sendo que para os valores máximos o equipamento Ciclark 

apresentou melhores resultados. 

 

                   Chung & Mori17, em 1993, realizaram um estudo em que 

investigaram a quantidade de expansão térmica presente em um 

revestimento (Titavest CB, Morita, Japan), a temperatura de fundição 

recomendada pelo fabricante (900ºC) bem como a precisão de coroas 

fundidas em Ti c.p. A medida da  expansão térmica foi conduzida em corpos-

de-prova de 5mm de diâmetro X 20mm de altura, a 10ºC / min. usando um 

analisador termomecânico. O anel de fundição foi revestido com duas 

camadas de agente cerâmico, os moldes aquecidos a 900ºC e resfriados a 

600ºC. Para ambas temperaturas foram utilizados três intervalos de tempos 

com os bloco de revestimento: (0, 30 e 60 minutos).  A fundição foi realizada 



 34

em uma máquina de fundição Cyclarc (J. Morita, Japan).  A mais alta 

expansão térmica obtida foi 1,74±0,10% (900ºC) e 1,34±0,11% (600ºC).  Já a 

precisão da fundição foi obtida pelo cálculo da discrepância para cada 

posição do padrão de cera, utilizando a microscopia. Os resultados 

mostraram que as menores discrepâncias foram obtidas com o revestimento 

a 900ºC quando armazenado por maior tempo (60 minutos).  

                    

                   Em 1993, Hero et al.32 estudaram os fatores que afetam o 

preenchimento do molde e a porosidade do titânio fundido em uma máquina 

de fundição composta de duas câmaras, uma superior para a fusão do metal 

e uma inferior para o molde de revestimento. Uma prótese fixa de cinco 

elementos com uma coroa cilíndrica de cada lado e três pônticos  foi utilizada 

como padrão. Foram realizados dois tipos de experimento durante a fundição: 

(1) com uma folha fina de titânio (35 µm) separando as duas câmaras que 

previne a corrente de gás argônio no interior do molde evacuado e (2) sem 

folha de separação.  Para os dois experimentos, variou-se a presença ou 

ausência de aberturas para escape de argônio, a pressão do argônio na 

câmara de fusão e o tipo de revestimento, um à base de quartzo (Bellavest ) 

e o outro à base de Al2O3  (Titavest CB), sendo ambos aquecidos a 

temperaturas previamente recomendadas pelos respectivos fabricantes. 

Segundo os autores, um inadequado preenchimento do molde ocorreu 

quando do uso de folha separadora em combinação com ausência de escape 

de gás e revestimento com baixa permeabilidade (Bellavest). Acrescentaram 

ainda que as margens das coroas foram preenchidas totalmente com níveis 



 35

comparados aos das ligas de ouro, usando os mesmos princípios de 

fundição.  

                   Miyakawa et al.50, em 1993, realizaram um trabalho com o 

objetivo de avaliar radiograficamente peças fundidas em titânio que seriam 

posteriormente submetidas ao teste de tração.  Utilizaram para este trabalho 

um aparelho de raio-x  (Heliodente 70, Siemens – 70 KV, 7Ma, 2,5seg.) e um 

filme de ultra-velocidade (DF-8, Kodak).  Três revestimentos à base de sílica 

e um à base de MgO foram utilizados.  O material escolhido para a fundição 

foi o Ti c.p. grau 2 JIS, fundido em dois diferentes tipos de máquina para 

fundição: (A) tipo pressão (Castmatic-SS  - 1Kgf / cm2) e uma tipo centrífuga 

(Ticast Super R – 3000 rpm).  Os resultados apontaram três tipos de defeitos: 

(1) a formação de porosidade foi influenciada pelo tipo de revestimento 

utilizado; (2) as fundições realizadas em máquina tipo pressão apresentaram 

defeitos em forma de esferas, principalmente na extremidade oposta ao canal 

de alimentação e (3) quase todas as fundições apresentaram defeitos que 

partiam do meio do corpo-de-prova em direção oposta ao canal de 

alimentação, independente do tipo de revestimento ou máquina utilizados na 

inclusão e fundição.  

                   Takahashi et al.76, em 1993, realizaram um estudo no qual 

propuseram avaliar quantitativamente a relação entre métodos de fundição e 

fluidez do Ti c.p. Para isto, utilizaram dois tipos de padrões para avaliar a 

fluidez: 1) tela de rede de poliéster com 20mm de comprimento por 20mm de 

largura (100 buracos abertos) com espessura dos fios de 0,7mm de diâmetro; 

2) placas de cera (20mm X 20mm) e 1,5mm de espessura.  Os padrões em 



 36

cera foram incluídos em revestimento aglutinado por fosfato com sílica (SiO2) 

e zircônia (ZrSiO4), sendo os blocos de revestimentos aquecidos até 900ºC 

por 1 hora.  Para a fundição, três métodos diferentes foram utilizados: 1) 

máquina de fundição tipo pressão com duas câmaras fusão / fundição; 2) 

máquina de fundição tipo pressão com uma câmara e 3) máquina de fundição 

tipo centrífuga com 3000 rpm.  A pressão no molde antes da fundição foi 

estimado em 0,2 MPa (máquina de duas câmaras) e 0,03 MPa (máquina de 

uma câmara).  Foram confeccionadas cinco amostras de padrões em tela e 

seis amostras para cada padrão da placa, sendo ambos fundidos com Ti cp. 

A porcentagem dos valores de fluidez para os padrões em tela foi 

determinado contando-se os espaços antes da fundição e após a fundição e 

para as placas fundidas o índice de fluidez foi determinado pela técnica da 

imagem digital através de um aparelho de raio-x.  Os resultados mostraram 

que os melhores índices de fluidez foram obtidos pelos padrões em tela 

fundidas pela máquina tipo centrífuga, enquanto que as placas fundidas neste 

mesmo tipo de máquina apresentaram os menores índices de porosidade. 

Para os autores, além do método de fundição, a fluidez pode ser influenciada 

por alguns outros fatores como temperatura de fundição, temperatura do 

molde, permeabilidade do molde, diferença entre a pressão interna no molde 

e a pressão externa no momento da fundição, entre outros. 

 

                   Em 1994, Mori et al.52, estudaram o efeito de tipos diferentes de 

revestimento na adaptaçãp de coroas fundidas em titânio. Foi utilizado o Ti 

c.p. e os seguintes revestimentos: Rematitan, Tai-Vest, e Titavest, com 

temperaturas finais de estufagem em 200ºC, 350ºC, e 600ºC 



 37

respectivamente, conforme o fabricante.  Os padrões confeccionados em 

cera foram incluídos nos revestimentos que foram aquecidos a temperaturas 

de 900ºC (Tai-Vest e Titavest ) e 1100ºC (Rematitan) e posteriormente 

resfriados até suas respectivas temperaturas finais de fundição.  A fundição 

foi realizada em  uma máquina para fundição de titânio (Cyclark) sob 

atmosfera inerte com gás argônio. Os resultados mostraram que o melhor 

assentamento se deu nas coroas fundidas em revestimento do tipo AL2O3 / 

MgO (Titavest ), quando comparadas às coroas fundidas em revestimento do 

tipo SiO2 (Tai-Vest  e Rematitan) já que esses últimos tiveram uma alta 

reação do metal com  elementos contidos no molde de revestimento, 

dificultando a limpeza e acabamento das peças e, com isso, diminuindo o 

grau de assentamento. 

 

                   Também em 1994, Tajima et al.73, após verificarem através de 

estudos a alta reatividade do titânio quando em contato com oxigênio e o 

nitrogênio, desenvolveram uma técnica de fundição a qual propiciava um 

processo de purificação pela pressão de gás desenvolvida no interior da 

máquina. Neste estudo, a eficácia da purificação foi examinada pela 

densidade de oxigênio presente na atmosfera de fusão, conteúdo de 

oxigênio, dureza e fluidez do Ti c.p. fundido.  A máquina desenvolvida pelos 

autores possuía uma câmara onde o molde de revestimento era seco e limpo, 

ficando livre de impurezas pelo processo duplo de purificação, o qual 

consistia da evacuação total das câmaras (superior e inferior) e subseqüente 

fluxo de argônio por duas vezes, além de uma alta diferença de pressão de 

fundição (7 kgf / cm2). Foram realizadas fundições neste tipo de máquina 



 38

(dois fluxos de argônio) e uma máquina que utilizava apenas um fluxo de 

argônio. Os resultados mostraram que as propriedades mecânicas 

(resistência à tração e módulo de alongamento) do titânio podem ser 

melhoradas quando o conteúdo de oxigênio também é maior, enquanto que o 

processo de purificação (fluxos de argônio) provocou maior dureza externa 

em relação a interna, que manteve valores constantes em torno de 240 VHN. 

 

                   Em 1995, Syverud et al.70 compararam a qualidade de próteses 

fundidas em Ti c.p. e liga de Ti-6Al-4V.  Para este estudo, cinco próteses 

contendo cada uma dois retentores e três pônticos foram enceradas e 

incluídas em revestimento especial à base de MgO – Al2O3  e fundidas em 

uma máquina de gás argônio / pressão à vácuo contendo duas câmaras: 1) 

superior, onde a liga foi fundida, a qual abrigava um cadinho de cobre e um 

eletrodo de tungstênio e;  2) inferior, onde ficava o bloco de revestimento. 

Foram avaliadas as falhas de fundição, densidade das peças e porosidades 

internas e externas, sendo que para este último item as próteses foram todas 

radiografadas. Durante a análise das margens cervicais bem como na análise 

das porosidades internas, as coroas fundidas em Ti-6Al-4V apresentaram-se 

mais rugosas e imperfeitas em relação às peças fundidas em Ti c.p. Porém 

nos quesitos resistência à fadiga, limite de escoamento e dureza Knoop, a 

liga Ti-6Al-4V apresentou melhores resultados em comparação ao Ti c.p. 

 

                   Ainda em 1995, Syverud & Hero69 avaliaram a fluidez do titânio 

usando diferentes tipos de revestimentos com diferentes permeabilidades 

gasosas. Para este estudo, os autores utilizaram 4 tipos de revestimento para 



 39

fundição de titânio  - Bellavest T – (Beco),  Rematitan Plus  - (Dentaurum),  

Titavest CB – (Morita)  e Titanium Vest (Ohara Co). Para cada um dos 

revestimentos utilizados, cinco coroas unitárias para prótese fixa foram 

enceradas e incluídas no revestimento, de acordo com as especificações do 

fabricante.  Os blocos de revestimentos foram colocados em uma máquina 

para fundição de titânio em atmosfera de gás argônio e pressão e o Ti c.p. 

injetado no interior dos moldes.  Segundo os autores, o revestimento 

Bellavest T produziu as piores fundições, enquanto que o Rematitan Plus e o 

Titanium Vest conseguiram reproduzir de modo satisfatório as coroas, porém 

com deficiência na margem cervical. O Titavest CB foi o revestimento que 

apresentou melhores índices de fluidez, conseguindo uma completa 

reprodução das coroas fundidas. 

 

                   Em 1996, Watanabe et al.92, examinaram o efeito de diferenças 

de pressão de argônio na porosidade e propriedades mecânicas do Ti c.p. 

utilizando uma máquina experimental para fundição de titânio. Foram 

confeccionados padrões na forma de halteres (20mm de comprimento X 

2,9mm de diâmetro) e incluídos em revestimento à base de alumina (T-Invest, 

C&E, Japan).  Diferentes pressões de fundição foram utilizadas (50, 150, 300 

e 450 torr).  Após a fundição, a porosidade das amostras foi determinada por 

radiografia e análise quantitativa de imagem.  Para o teste de resistência à 

tração e alongamento, foi utilizada uma máquina de teste universal. Os 

resultados mostraram maiores valores de porosidade para pressão de 450 

torr, enquanto que os maiores valores para resistência à tração e 

alongamento ocorreram em pressão de 150 torr.  Os autores destacaram 



 40

que, escolhendo a diferença de pressão favorável, fundições com 

propriedades mecânicas similares ao Ti c.p. podem ser obtidas. 

 

                   Simb & Scully64, em 1996, investigaram a influência dos 

elementos intersticiais, como oxigênio, nitrogênio e carbono expressos como 

O e ferro nos parâmetros de tração, ductilidade de dureza. Os padrões do 

Ti c.p. para o teste de tração foram usinados com 15mm de comprimento e 

3mm de diâmetro da secção. Segundo os autores, houve um aumento no 

limite de escoamento e na resistência à tração quando o conteúdo de O foi 

aumentado, com a ductilidade diminuindo.  Quando o conteúdo de ferro foi 

aumentado, tanto a resistência à tração quanto a ductilidade tiveram valores 

aumentado. Concluíram que a adição de elementos intersticiais em 

aproximadamente 0,4% de O e 0,2% de ferro melhora substancialmente o 

limite de escoamento, a resistência à tração e, em  menor  grau, a  dureza  do 

 Ti c.p. 

 

                   Deschaumes et al.21, em 1997, realizaram um estudo verificando 

a influência da velocidade de resfriamento do Ti c.p. fundido nas 

propriedades mecânicas.  Os resultados mostraram três diferentes tipos de 

microestruturas α, provocadas por diferentes regimes de resfriamento, 

alterando as propriedades mecânicas, sendo que O e Fe tiveram uma grande 

influência na formação da microestrutura de acordo com a velocidade do 

resfriamento. Como exemplo, os autores citam o Ti grau IV que, quando 

resfriado a velocidade inferior a 70ºC/seg apresentava uma microestrutura 



 41

lamelar com grande interferência no alongamento e, portanto, inviabilizado 

para o uso em prótese dentária, devido a sua alta friabilidade. 

 

                   Também em 1997, Craig et al.19 relataram que as altas 

temperaturas de fusão, tanto do Ti c.p. quanto das ligas derivadas de titânio, 

requeriam procedimentos especiais de fundição, ciclos de resfriamentos, 

revestimentos especiais e equipamentos para prevenir contaminação, já que 

em altas temperaturas o titânio reagia com elementos gasosos como O, H e 

N, devendo ser manipulado em ambiente especial, sob pena da formação de 

uma espessa camada de óxido, que tendia a reduzir a resistência e a 

ductilidade da estrutura obtida.  Além disso, segundo os autores, devido ao 

baixo peso específico do material, a injeção do metal liquefeito no molde de 

revestimento requeria cuidados especiais durante o processo de fundição, 

como a utilização de atmosfera inerte com gás argônio e câmara de vácuo, o 

que tornava a técnica de fundição por centrifugação inadequada para o titânio 

e suas ligas. 

 

                   Para O’Brien56,  em 1997, a redução do tamanho dos grãos pode 

ter inúmeros benefícios na estrutura de uma liga fundida para coroas ou 

próteses removíveis. Grãos mais finos podem aumentar o limite de 

escoamento, a ductilidade e a resistência máxima à tração. Procurando 

justificar esta afirmação, o autor destaca que a fratura de um metal ocorre 

devido à abertura de fendas no limite dos grãos, sendo isso mais provável de 

ocorrer em metais com grãos largos, onde os planos não podem ser 

deslizados para dentro dos grãos adjacentes. Muitos grãos pequenos em 



 42

várias orientações podem dividir a deformação plástica mais facilmente. 

Grãos maiores podem acomodar uma maior deformação e terá menor 

capacidade de orientar o deslizamento. Como resultado, tem-se uma menor 

ductilidade e menor resistência máxima à tração para os metais de grãos 

largos, já que a deformação plástica, nesses grãos, não pode ser 

acomodada. 

 

                   Em 1997, Watanabe et al.93 investigaram a eficiência de dois 

métodos de fundição (centrífuga e arco voltaico na fluidez do Ti c.p. (grau Ii) e 

compararam os resultados com os obtidos com uma liga de ouro tipo IV e liga 

de Ni-Cr,  ambas fundidas em máquina centrífuga. Dois tipos de padrões para 

fundição foram feitos: em forma de rede que consistiu de um padrão de 22 x 

24 mm de fios (0,5mm de diâmetro), perfazendo um total de 264 segmentos, 

e o outro em forma de disco que tinha 24mm de diâmetro com uma secção 

externa de 0,5mm que foi realizada para criar padrões em forma de T.  Para a 

fundição na centrífuga, os padrões que seriam fundidos em titânio foram 

incluídos no revestimento Selevest CB com temperatura de fundição de 

350ºC e para a fundição com arco voltaico foram incluídos no revestimento 

Titavest CB com temperatura de fundição de 600ºC. O revestimento de 

cristobalita (650ºC) foi utilizado para inclusão dos padrões fundidos em ouro e 

um revestimento fosfatado (980ºC) para os fundidos em Ni-Cr. O índice de 

fluidez do Ti c.p. para os diferentes tipos de padrões (rede e disco) foi 

significativamente maior para as fundições na centrífuga.  Para os autores, 

um dos fatores responsáveis seria o fato de que a centrífuga pode aplicar 

uma força no metal fundido 40 a 60 vezes maior do que a aplicada pela 



 43

máquina com arco voltaico que opera com diferença de pressão.  Os valores 

obtidos para o Ti c.p. fundido em centrífuga não foram significativamente 

inferiores aos da liga de ouro tipo IV e da liga de Ni-Cr, sendo que os padrões 

fundidos em Ni-Cr apresentaram 100% de fluidez para ambos os padrões. 

Ainda segundo os autores, outro fator que pode ter atuado de maneira direta 

na diferença da fluidez é a temperatura do molde. Notou-se que os moldes 

com temperaturas mais elevadas no momento da fundição mostraram 

melhores índices de fluidez, independente do metal e do tipo de padrão. 

 

                   Niinomi55, em 1998, descreveu as propriedades mecânicas como, 

resistência à tração e fadiga, além da dureza, de ligas de titânio fundidas. 

Para os autores, relatando achados da literatura, a resistência à tração de 

ligas de titânio tende a variar entre 500 e 1000 MPa.  Neste trabalho, os 

resultados mostraram que a resistência à tração das ligas de titânio variou 

entre 669 MPa ( Ti-20Cr-0,2Si ) e 847 MPa ( Ti-6Al-4V).  Já a resistência à 

fadiga das ligas de titânio  variaram entre 265 a 816 MPa  e a dureza Vickers 

apresentou valores que variaram de 190 (Ti-Ni) e 346 ( Ti-6Al-4V). 

  

                   Avaliando o ajuste marginal de coroas fundidas em Ti c.p., 

Meloncini46, em 2000, realizou um estudo em que tipos de revestimentos e 

técnicas utilizadas foram variados. Foram avaliados três tipos de 

revestimentos: (Rematitan Plus;   Rematitan Ultra  e  Ticoat Manfreedi)  e três 

técnicas de inclusão:  - emprego ou não de “boneca”, -  uso ou não de alívio 

de troquel e diferentes tipos de tratamento superficial para o ajuste interno. O 

ângulo de convergência dos preparos dentais foi de 10º. Oito coroas foram 



 44

confeccionadas para cada grupo (total de 96 coroas) e a análise do desajuste 

foi feita após as seguintes etapas: jateamento com esferas de vidro, 

jateamento com óxido de alumínio e usinagem interna com uso de fresas 

especiais, sendo considerado desajuste de até 100µm como aceitável 

clinicamente. A conclusão foi que: os revestimentos Rematitan Plus e 

Rematitan Ultra, quando usados com “boneca”, requerem alívio no troquel e, 

com freqüência, usinagem interna com fresas ou abrasão com óxido de 

alumínio, após o jateamento com esferas de vidro. 

 

                   Sôo et al.67, em 2001, avaliaram a expansão térmica e a 

adaptação de estruturas plásticas fundidas em Ti-6Al-4V que seriam 

utilizadas sobre implantes dentários. Para esse estudo, quatro tipos de 

revestimentos foram utilizados – Selevest, Rema Exakt, Fujivest e 

Rematitam, sendo a expansão térmica total dos revestimentos comparada 

com o coeficiente de expansão linear da liga Ti-6Al-4V.  A expansão térmica 

do revestimento foi realizada a velocidade de 5ºC / min até 900ºC, enquanto 

a da liga foi realizada a velocidade de 15ºC / min. Os resultados mostraram 

que o revestimento Selevest registrou a menor expansão, sendo as maiores 

expansões encontradas no Rema Exakt e no Fujivest.  O revestimento que 

melhor resultado apresentou de expansão térmica em relação ao coeficiente 

de expansão linear da liga de titânio, melhor assentamento e adaptação da 

peça fundida, foi o Rematitan. 

 

              



 46

 
 
 
PROPOSIÇÃO 
 
        
                   Este trabalho tem por objetivo avaliar o efeito de diferentes 

temperaturas finais do ciclo de aquecimento (T1 - 430ºC – grupo controle; - 

T2 - 480 e T3 - 530ºC) de um revestimento, empregadas para fundição do Ti 

cp e da liga Ti-6Al-4V sobre: 

a) fluidez 

b) resistência à tração 



 48

4 - Material e Método 
 
 
4.1 - Material 
 
Os metais utilizados neste trabalho estão relacionados na tabela 1 

Tabela 1 – Composição do Ti c.p. e da liga TI-6Al-4V (*). 

Metal Composição Química - %  Fabricante 

Ti comercialmente puro 

Ti c.p. – grau 2 

 

 

Ti  - 99,56 
Fe -  0,18 
O -   0,15 
 C -   0,08 

                 N -   0,02 
                 H -   0,007 
 

 

RMI Company,  

Ohio, EUA. 

Liga Ti-6Al-4V 

 

 

 

                Ti  - 89,57 
                Al -    6,2 
                V -     3,8 

Fe -  0,22 
O -   0,17 
 C -   0,01 

                 N -   0,02 
                 H -   0,003 

 

 

 
RMI Company,  

Ohio, EUA. 

(*) Informações do fabricante 

 

4.2 – MÉTODO 

        4.2.1 –  Preparo dos corpos-de-prova para fundição 

        4.2.1.1- Teste de fluidez 

 

                   Para o teste de fluidez foi utilizado o método preconizado por 

Whitlock et  al.96 e Presswood 61.  Os padrões de fundição  foram obtidos  a 

partir de uma tela de ”naylon” medindo 20mm x 20mm, cujos filamentos 

mediam 0,7mm de diâmetro, contendo 8 quadrados no sentido vertical e 8 

quadrados no sentido horizontal, totalizando 64 espaços. 



 49

                   O padrão de naylon foi fixado por um fio de cera redondo 

(Dentaurum J.P. Winkelstroeter KG, Pforzheim, Alemanha) com 4mm de 

diâmetro, que convergiam para formar o conduto de alimentação (Figura 1). 

 

 

 

 

 

 

 
 
 
 
 
 
 
 
 
 Figura 1 – Padrão em tela de nylon. 
 
 
 
                   Após a confecção, os padrões foram posicionados através do 

conduto de alimentação na base formadora de cadinho (Dentaurum. J.P. 

Winkelstroeter KG, Pforzheim, Alemanha) e posicionados no interior de um 

anel de silicone número 3 (Dentaurum J. P. Winkelstroeter KG, Pforzheim, 

Alemanha) medindo 70mm de altura por 48mm de diâmetro, sendo os 

padrões posicionados a uma distância de 10mm da borda superior e 8 mm 

das laterais do anel (Figura 2).  Em seguida, o líquido umectante – anti-

bolhas (Kota Ind. e Comércio Ltda, São Paulo, São Paulo) foi aplicado em 

toda a estrutura com um pincel nº 165 (Pincéis Tigre S.A . São Paulo, Brasil) 

e deixado para secar, antes da inclusão em revestimento. 



 50

                   Após a secagem, o anel foi preenchido com revestimento próprio 

para fundição de titânio (Rematitan Plus, Dentaurum J.P. Pforzheim, 

Alemanha), na proporção de 250g de pó para 40ml de líquido (recomendado  

pelo fabricante). O revestimento (pó/líquido) foi misturado e espatulado por 60 

segundos em um espatulador à vácuo (Multivac 4 – Degussa-Huls, Hanau, 

Alemanha) quando então foi vertido no anel sob vibração. Após o completo 

preenchimento, o anel foi deixado sobre a bancada por 15 minutos antes da 

remoção do bloco de revestimento. 

    

 

 

 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
                            Figura 2 – padrão posicionado no interior do anel. 

 

 

 

 

 

 

 

 

 



 51

4.2.1.2 -   Teste de tração 

                   Para a realização dos testes de tração os corpos-de-prova foram 

confeccionados na forma de halteres, de acordo com a norma E-8M da 

ASTM5 (American Society for Testing and Materials), cujas dimensões estão 

ilustradas na figura 3. 

 

 
 
 
 
 
 
 
 
 
 

                   

                              Figura 3 – Dimensões do corpo-de-prova (mm). 

 

 

                   Os padrões de cera foram obtidos por meio de uma matriz 

metálica bipartida de aço inoxidável, com uma cavidade interna para as 

dimensões requeridas. (Figura 4) 

 

 
 
 

 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
                                          Figura 4 – matriz  bipartida. 

 



 52

                   Para a confecção dos padrões de cera, a cavidade interna da 

matriz metálica foi lubrificada com vaselina líquida (Chemco Ind. E Comércio 

Ltda, Campinas, São Paulo). Após este procedimento, a matriz foi colocada 

em estufa modelo CG 311 (Fanen Comércio Ltda, São Paulo, Brasil) a 45ºC 

por 5 minutos, com a finalidade de facilitar o escoamento da cera fundida, 

evitando assim a ocorrência de falhas no padrão de cera. Após o 

aquecimento, a matriz foi posicionada verticalmente na bancada sobre uma 

placa de vidro, sendo mantida com suas partes justapostas por uma pequena 

prensa. 

                   Cera azul para incrustações metálicas (Kerr, Manufactoring Co. 

Romulus, Michigan, EUA) foi liquefeita em um plastificador para cera com 

temperatura constante e controlada (Dippy pro, Yet Dental, Alemanha) e 

inserida no interior da matriz com o auxílio de um conta-gotas de vidro de 

pescoço longo, até que toda a cavidade fosse preenchida e houvesse um 

pequeno extravasamento da cera na porção superior da matriz, quando então 

uma outra placa de vidro foi posicionada sobre o excesso e mantida com uma 

carga de 500gf, até a completa solidificação da cera. Após a remoção dos 

excessos de cera na porção superior e inferior da matriz com o auxílio da 

uma espátula do tipo Le Cron – (S.S.White Artigos Dentários Ltda, Juiz de 

Fora, Brasil), a matriz foi aberta e o padrão removido do seu interior.    

                   Para a confecção do conduto de alimentação foi utilizado fio de 

cera redondo com 5mm de diâmetro (Dentaurum J.P.Winkelstroeter KG, 

Pforzheim, Alemanha). Uma haste em forma de “V” foi confeccionada e unida 

às extremidades do padrão e o conjunto fixado à base formadora de cadinho. 

(Figura 5). Em seguida, o anel de silicone número 6 (Dentaurum J.P., 



 53

Winkelstroeter KG, Pforzheim, Alemanha) medindo 72mm de altura por 

62mm de diâmetro foi posicionado sobre a base, de modo que o padrão 

pudesse ficar a uma distância de 8mm das paredes laterais e 10mm da 

extremidade superior do anel (Figura 6). 

 

 

 

 

 
 
 
 
 
Figura 5 – padrão unido ao conduto de                     Figura 6 – padrão no interior do anel. 
                 alimentação. 
 
 
 
                   Em seguida, o líquido umectante (Kota Ind. E Comércio Ltda, São 

Paulo, São Paulo) foi aplicado em toda a estrutura com o auxílio de um pincel 

pêlo de marta nº 165 (Pincéis Tigre S.A., São Paulo, Brasil) e deixado para 

secar, antes do processo de inclusão. 

                   O revestimento utilizado para a inclusão foi o Rematitan Plus 

(Dentaurum J.P. Winkelstroeter KG, Pforzheim, Alemanha) na proporção de 

500g de pó para 80 ml de líquido (recomendado pelo fabricante) que foram 

espatulados por 60 segundos em um espatulador a vácuo Multivac 4 

(Degussa-Huls, Hanau, Alemanha) e incluído sob constante vibração. Após o 

completo preenchimento, o anel foi deixado sobre a bancada por 15 minutos. 

 

 

 



 54

 

4.2.2 -  Fundição 

 

                   A técnica descrita a seguir para as fundições dos corpos-de-prova 

foi a mesma para os dois ensaios realizados (fluidez e tração). O bloco de 

revestimento foi submetido ao ciclo de aquecimento em forno EDG 7000 

(EDG Equipamentos, São Carlos, São Paulo), tendo como variação a 

temperatura final do refratário: T1 - 430ºC, T2 - 480ºC e T3 -  530ºC, de 

acordo com a tabela 2, sendo a condição T1 a temperatura recomendada 

pelo fabricante do revestimento (grupo controle).  

 

TABELA 2 – Ciclos de aquecimento para o revestimento Rematitan Plus. 

Rampa / 

 temperatura 

Velocidade 

aquecimento/ 

resfriamento 

 

Patamar /  

rampa 

Temperatura 

permanência 

1   ambiente / 250ºC 5ºC / minuto 1 / 250ºC 90 minutos 

2   250 / 1000ºC 5ºC / minuto 2 / 1000ºC 90 minutos 

3   1000  / 430ºC 

              / 480ºC 

              /  530ºC 

5ºC / minuto 3 / 430ºC 

   / 480ºC 

   /  530ºC 

120 minutos 

 

                                     
                   Atingida a temperatura final, as fundições dos corpos-de-prova 

em Ti c.p. e Ti-6Al-4V foram realizadas na máquina Discovery Plasma (EDG 

equipamentos, São Carlos, São Paulo) – Figura 7,  no laboratório 

departamento de Materiais Dentários e Prótese da Faculdade de Odontologia 

de Ribeirão Preto, USP. O processo é totalmente automatizado e a fundição 

ocorre por arco voltaico em atmosfera de gás argônio. A máquina possui 



 55

duas câmaras: uma superior onde encontra-se posicionado o cadinho de 

cobre sobre o qual insere-se o material a ser fundido, e uma câmara inferior, 

onde é posicionado o bloco de revestimento (Figura 8). 

 

 

 

 

 

 

        

 
 
 
 
 
            
                                           
 Figura 7 – máquina para fundição                              Figura 8 – câmara superior e inferior 
 
                                  
 
 
                   O material a ser fundido (Ti c.p. e liga de Ti-6Al-4V) foi fornecido 

na forma de cilindro de 14mm de altura por 20mm de diâmetro com 22gramas 

cada um. Os cilindros de Ti c.p. e liga de Ti-6Al-4V foram colocados na 

câmara superior sobre o cadinho a uma distância de 5mm do eletrodo de 

tungstênio, usado para produzir o arco voltaico.                                   

                   Neste momento, a máquina é fechada e acionada onde, através 

de um dispositivo acoplado à máquina (bomba) é criada uma atmosfera de 

vácuo na câmara inferior, ao mesmo tempo em que é injetado o gás argônio,  

criando uma atmosfera inerte. Alcançada a pressão desejada no interior da 

máquina, o eletrodo de tungstênio começa a produzir o arco voltaico. Após a 



 56

fusão do metal o cadinho é vertido e, devido à diferença de pressão entre as 

duas câmaras, o metal fundido é injetado no interior do bloco de 

revestimento, localizado na câmara inferior. 

                   Finalizado o processo de fundição, o bloco de revestimento foi 

retirado da máquina e resfriado por imersão em água. Após seu completo 

resfriamento, foi realizada a desinclusão, utilizando-se um aparelho 

desinclusor Ultrasonic Clear 1440 D (Odontobrás Comércio Ltda, São Paulo, 

São Paulo). 

                   Em seguida, os corpos-de-prova foram jateados com partículas 

de óxido de alumínio (Wilson, Polidental Ind. Com. Ltda, São Paulo, Brasil) de 

100 µm e 50 µm para a remoção da camada de reação do titânio fundido (α-

case) e o revestimento remanescente dos corpos-de-prova do teste de tração 

e fluidez, respectivamente, utilizando-se o jateador Multijet III (EDG 

equipamentos, São Carlos, São Paulo) com 80 libras de pressão, sendo 

posteriormente realizado acabamento com fresas em baixa rotação com a 

finalidade de remover pequenos nódulos presentes na peça fundida (Figuras 

9, 10, 11 e 12). 

 

 

 

 

 

 

 



 57

 

 

 

 

 

   Figuras 9 e 10 – corpos-de-prova após a fundição, antes do acabamento. 
 
 

 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
    Figuras 11 e 12 – corpos-de-prova após o acabamento e limpeza com óxido de   
                                 Alumínio. 
 
 
                   Em seguida, os corpos-de-prova para o ensaio de tração foram 

separados dos seus respectivos condutos de alimentação utilizando-se uma 

cortadeira de metal Metaserv 1000 (Buehler, Lake Bluff, Illinois, EUA) - Figura 

13. 

 
 

 
 
 
 
 
 
 
 
                             Figura 13 – corpo-de-prova separado do conduto de alimentação          
                                                                            
 
 
 



 58

 
 
4.2.3 Análise radiográfica dos corpos-de-prova fundidos  
 

          Os corpos-de-prova para o ensaio de tração foram submetidos a 

exame radiográfico para detecção de possíveis defeitos de fundição que 

inviabilizassem o uso posterior. Para a tomada radiográfica foi utilizada a 

unidade laboratorial X-Control (Dentaurum, Pforzheim, Alemanha), com 

tensão de 70 kv, corrente de 8 mA e distância de trabalho de 200mm. Foi 

utilizado filme branco e preto Polapan 57 (Polaroid Corporation, Cambridge, 

USA), de tamanho 9 X 12 cm, e tempo de exposição de 1,5 segundos. Após 

a exposição, o filme foi autoprocessado por 15 segundos à temperatura de 

21º C. (Figura 14). 

 

 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
                                Figura 14 – radiografia dos corpos-de-prova. 
 
 
 
 
 
 



 59

 
 
4.2.4 Teste de fluidez   
 
                   Para a determinação da fluidez, foi utilizado o método preconizado por 

HIRANO et al.34, que consiste em medir o comprimento total dos filamentos da tela 

de nylon original e comparar com a extensão dos filamentos reproduzidos nas 

peças fundidas. Para isto, a tela original foi fotografada por meio de câmera 

fotográfica digital (Cyber – shot DCS-P71, Sony), posicionada juntamente com um 

paquímetro milimetrado para auxiliar na calibração para a realização da 

mensuração. O comprimento dos filamentos foi mensurado em milímetros, 

utilizando-se o programa de análise de imagem (Leica Qwin, Leica ), sendo o 

comprimento dos filamentos da tela original de nylon de 284mm (Figura 15). Para 

as peças fundidas foi utilizado o mesmo recurso (Figura 16). 

 

 

 
                               

 
        
 
 
 
 
 

      Figura 15 – padrão original (284 mm).                 Figura 16 – padrão fundido. 
 

  
                   Adicionalmente, foi realizada a comparação em porcentagem da 

extensão da tela original e a peça fundida, de acordo com a seguinte fórmula: 

 

                   284 mm ________ 100%                       A = extensão dos filamentos fundidos 
 
                        A _______________ B                    B = % dos filamentos fundidos 

A =  B x 284 ÷ 100 
        



 60

           
           

                   Foram fundidos trinta corpos-de-prova para o teste de fluidez, sendo 

quinze em Ti c.p. e quinze na liga Ti-6Al-4V. 

 

4.2.5 Teste de Tração  
 

                   Os corpos-de-prova foram submetidos ao teste de tração em uma 

máquina de testes mecânicos MTS modelo 810 (MTS System Corporation, 

Minessota, EUA).    

                   Para acoplar o corpo-de-prova aos mordentes da máquina de 

ensaios, foi utilizado um dispositivo com uma das extremidades dotada de 

cavidade preparada para receber o corpo-de-prova, e a outra extremidade 

livre foi fixada aos mordentes da máquina (Figura 17). 

                    Após o acoplamento do disposivo, a máquina foi acionada à 

velocidade de 1,0 mm/min. e no momento em que ocorreu a ruptura do 

corpo-de-prova, o softwear Test Work 2 (MTS System Corporation, 

Minnesota, EUA) acoplado à máquina forneceu o valor da tensão máxima. 

 

 

 

 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
                                  Figura 17 – corpo-de-prova acoplado para o teste de tração. 
                  



 61

                             

       Foram fundidos trinta corpos-de-prova para o teste de resistência à tração, 

sendo quinze em Ti c.p. e quinze na liga Ti-6Al-4V. 

                                                                              

 

4.2.6 Análise metalográfica 

                   A estrutura metalográfica de cada condição do experimento para 

o teste de tração foi analisada por meio de microscopia ótica, no intuito de 

revelar possíveis alterações na microestrutura provocada pelo aumento da 

temperatura final do ciclo do revestimento. 

                   Para tanto, a superfície dos corpos-de-prova foi submetida à 

polimento metalográfico utilizando lixas de carbeto de silício nas granulações 

de 600, 1200, 2000 e 4000 e, posteriormente, polida com discos de feltro e 

pasta de alumina de 1,0 e 0,3 µm (Buehler, Lake Bluff, Illinois, EUA), sob 

refrigeração à água na politriz Metaserv (Buehler, Uk Ltd, Coventry, England). 

                   A superfície polida foi atacada com reagente de Kroll: 1-3 ml de 

HF (agente redutor) e 3-6ml de HNO3 (agente oxidante), por 45 segundos. 

Obtida a revelação da microestrutura, as amostras foram submetidas ao 

exame metalográfico por Microscopia ótica (Neophot 21, CarlZeiss Jena) com 

aumento de 200 X. 

                   As imagens visualizadas foram capturadas por meio de uma 

câmera digital (JVC TK 1380U CCD, Victor Company of Japan Limited, 

Tokyo, Japan) e analisadas pelo software Leica Qwin (Leica Microsystem 

Imaging Solutions Ltda., Cambridge, England). 

 

 



 62

4.2.7 Análise da fratura 
 
                   Com a finalidade de caracterizar as possíveis alterações 

provocadas pela elevação da temperatura do revestimento na estrutura do Ti 

c.p. e da liga Ti-6Al-4V, foi realizada uma análise de fratura utilizando 

microscopia eletrônica de varredura (MEV) no laboratório da disciplina de 

Endodontia da Faculdade de Odontologia de Bauru, USP. 

                   Após o ensaio de tração, foi selecionado um fragmento de cada 

um dos grupos do experimento e a peça levada ao microscópio eletrônico de 

varredura (JEOL T-330 A – Jeol Ltd, Tokyo, Japão), acoplado ao analisador 

dispersivo de energia e câmera fotográfica com um aumento em 500 X. 

                                                        

 



 64

5. Resultados 
 
 
   5.1  Fluidez 

 
 

                   Na tabela 5.1.1 estão representados os valores (mm) da fluidez, 

média, desvio padrão e porcentagem dos corpos-de-prova com seus 

respectivos grupos. 

 

Tabela 5.1.1 -  valores da fluidez (mm), média, desvio padrão e porcentagem. 

 

Grupos 

Ti cp 430 

controle 

Ti cp 480 Ti cp 530 Liga 430 

controle 

Liga 480 Liga 530 

1 25,95 39,21 67,88 39,56 50,01 79,03 

2 32,23 42,67 69,05 43,85 50,44 75,65 

3 37,86 46,55 67,57 49,95 56,59 86,24 

4 38,26 40,32 67,08 49,55 55,33 85,20 

5 43,85 

 

39,56 

 

68,70 

 

46,81 

 

67,98 

 

76,79 

 

média 35,63 41,66 68,05 45,94 56,07 80,58 

dp 6,7956 3,0471 0 ,8097 4,3284 7,2644 4,8593 

% 12,54 14,67 23,96 16,18 19,74 28,37 

 

 

                   Os valores médios estão representados no gráfico 5.1, onde 

pode-se observar a evolução no índice de fluidez de acordo com o aumento 

da temperatura de estufagem do revestimento. 



 65

 

 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
       Gráfico 5.1 – fluidez média dos materiais de acordo com as temperaturas. 

 

 

 

                   A tabela 5.1.2 mostra o teste estatístico de análise de variância 2 

critérios (ANOVA) para os materiais e as temperaturas. 

 

Tabela 5.1.2  - Teste ANOVA para os materiais e as temperaturas. 

ANOVA 1. Material ; 2 – Temperatura 
 

Efeito 
 

Df 
Efeito 

Ms  
Efeito 

Df 
Erro 

Ms 
Erro 

F Nível 

Mat. 
 
Temp 
 
Inter. 

1* 

2* 

3 

1156,178* 

3062,534* 

   10,498 

24 * 

24 * 

24 

25,20679 * 

25,20679 * 

25,20679 

45,8677 * 

121,4964 * 

      , 4165 

0, 000001 * 

0, 000000 * 

0 , 664036 

(*) significante. 

 



 66

 
                   De acordo com os resultados estatísticos apresentados na tabela 

5.1.2, houve uma diferença estatisticamente significante para o teste de 

fluidez, tanto para os materiais como para as temperaturas, porém sem 

interação entre as duas variáveis. 

                   Posteriormente foi realizado o teste de Tukey para verificar as 

possíveis diferenças estatísticas entre os materiais (Tabela 5.1.3) e entre as 

temperaturas (Tabela 5.1.4 ). 

 

 

 

Tabela 5.1.3 – Teste de Tukey para os materiais. 

 

 

Teste de Tukey – Variável para Fluidez 

Efeito: MATERIAL 

Material   Média 1 2 

Ti cp           ( 1 ) 

Liga            ( 2 ) 

48,44933 

60,86553 

     x  

 x 

(*) valor crítico = 7,3538 

 

 

 

 

 

 

 



 67

Tabela 5.1.4 – Teste de Tukey para as temperaturas. 

 

 

Teste de Tukey – Variável para fluidez  

Efeito: Temperatura   

TEMP (ºC) Média 1 2 3 

430         ( 1 ) 

480         ( 2 ) 

530         ( 3 ) 

40,78700 

48,86600 

74,31900 

     x  

 x 

 
 
 
 
 
 x 

(*) valor crítico = 8,0285 

 

                   De acordo com os resultados mostrados na tabela 5.1.3, houve 

uma diferença estatisticamente significante entre a fluidez do Ti c.p. e da liga 

Ti-6Al-4V, sendo esta última com melhores resultados. 

                   Da mesma forma, na tabela 5.1.4 os resultados mostraram uma 

diferença estatisticamente significante na fluidez entre as temperaturas, 

sendo os melhores resultados obtidos na temperatura de 530ºC, em seguida 

a 480ºC e 430ºC. 

                   Para determinar se, dentro de cada um dos materiais houve 

diferença estatisticamente significante na fluidez, foi empregado o teste de 

variância 2 critérios (ANOVA) ( tabela 5.1.5 ). 

 

 

 

 

 



 68

    Tabela 5.1.5 – Teste ANOVA para o Ti c.p.     

C.VARIAÇÃO G.L S.Q Q.M F 

TRATAMENTOS 

RESÍDUOS 

2 

12 

2974,1229 

   224,4834 

1487,0614 

    18,7070 

79,49  *   

TOTAL 14 3198,6063 

(*) significante 

     

 

                   Conforme resultados da tabela 5.1.5, houve diferença significante 

para a fluidez do Ti cp entre as temperaturas. Aplicou-se o teste de Tukey 

para se avaliar, entre quais temperaturas poderia haver diferenças 

estatisticamente significante. ( Tabela 5.1.6 ).       

 

 

 Tabela 5.1.6  - Análise estatística da fluidez do Ti c.p. de acordo com as        
                         temperaturas finais de aquecimento do revestimento.   
                             Teste de Tukey 

 
Tratamento                            Média de fluidez (mm) 

 
3     -  530ºC 
 

68,0560 A 

2     -  480ºC 
 

41,6620        B 

1     -  430ºC 
 

35,6300        B 

valor crítico = 7,2922 

 

 

 



 69

                   De acordo com os resultados da tabela 5.1.6, houve diferença 

estatisticamente significante para a fluidez do Ti cp entre a temperatura de 

530ºC  em  relação à de  430 e 480ºC, que  não  diferiram entre sí. 

 

               Para a liga Ti-6Al-4V, repetiu-se o teste estatístico ANOVA a fim de 

avaliar possíveis diferenças estatísticas para a fluidez, entre as temperaturas 

(Tabela 5.1.7 ). 

   

      Tabela 5.1.7 - Teste ANOVA para liga Ti-6Al-4V 

C.VARIAÇÃO G.L S.Q Q.M F 

TRATAMENTOS 

RESÍDUOS 

2 

12 

2974,1229 

   224,4834 

1487,0614 

    18,7070 

79,49  *   

TOTAL 14 3198,6063 

(*) significante 

 

                   Conforme os resultados da tabela 5.1.7, houve diferenças 

significantes entre as temperaturas, para a fluidez da liga Ti-6Al-4V. Aplicou-

se o teste de Tukey para verificar entre quais temperaturas a diferença foi 

significante (Tabela 5.1.8). 

 

 

 

 

 



 70

Tabela 5.1.8 - Análise estatística da fluidez da liga de titânio de acordo com  
                          as temperaturas finais de aquecimento do revestimento. 
 
 Teste de Tukey 

 
Tratamento 
 

Média para fluidez (mm) 

3 -   530ºC 
 

80,5820   A 

2 -   480ºC 
 

56,0700          B 

1-    430ºC 
 

45,9440                 C 

Valor crítico = 9,4936 
 
 
                   De acordo com os dados fornecidos na tabela 5.1.8, observou-se 

uma diferença estatisticamente significante entre as três temperaturas para a 

fluidez da liga Ti-6Al-4V. 

 

                   Pelos resultados apresentados, parece haver um aumento no 

índice de fluidez, conforme aumenta a temperatura final de aquecimento do 

revestimento, tanto para o Ti c.p. quanto para a liga Ti-6Al-4V. 



 71 
  
 

 

5.2   Resistência à tração 

                   Na tabela 5.2.1 estão representados os valores (MPa) da resistência à 

tração, média e desvio padrão dos corpos-de-prova com seus respectivos grupos. 

 

Tabela 5.2.1 – Resistência à tração, média e desvio padrão do Ti c.p. e  
         Liga Ti-6Al-4V  (valores em MPa). 
 
 

Grupos 

Ti cp 430 

controle 

Ti cp 480 Ti cp 530 Liga 430 

controle 

Liga 480 Liga 530 

1 492,41 516,30 491,14 960,95 971,50 1074,21 

2 537,50 503,22 396,68 958,89 957,67  920,98 

3 530,23 459,06 530,14 963,11 971,60  960,67 

4 480,20 497,10 551,90 978,63 965,34 1044,68 

5 390,17 531,14 523,34 945,07 925,23 1028,47 

 

média 486,10 501,16 498,14 961,33 958,26 1005,80 

dp 58,8783 26,7468 61,0145  11,9681 19,3307 63,1202 

   

                   Os valores médios estão representados no gráfico 5.2, onde pode-se 

observar uma evidente diferença nos índices de resistência à tração entre os dois 

materiais. 

 

 



 72 
 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

Gráfico 5.2 – média da resistência à tração dos materiais de acordo com as temperaturas. 

 

                   A tabela 5.2.2 mostra o teste estatístico de análise de variância 2 

critérios (ANOVA) para os materiais e as temperaturas. 

Tabela 5.2.2 – Teste ANOVA para resistência à tração entre os materiais 
                         e as temperaturas. 
 

 

ANOVA 

 

1 – Material,  2 - Temp 

EFeito Df 

Efeito 

Ms 

Efeito 

Df 

Erro 

Ms 

Erro 

F Nível 

Mat 

Temp 

Inter 

1* 

2 

3 

1726786, * 

      2258,  

      1606,    

24 * 

24 * 

24 

2067,674 * 

2067,674 * 

2067,674 * 

835,1345 * 

    1,0922 

    0 , 7767  

0, 000000 * 

0, 351574 

0, 471163 

 

 



 73 
 

                   De acordo com os resultados estatísticos apresentados na tabela 

5.2.2, houve uma diferença estatisticamente significante para o teste de 

resistência à tração entre os materiais, porém sem diferença estatística entre as 

temperaturas. 

                   Posteriormente foi realizado o teste Tukey para verificar as possíveis 

diferenças estatísticas entre os materiais ( Tabela 5.2.3). 

 

Tabela 5.2.3 – Teste Tukey para os materiais 

 

 

 

Teste de Tukey – Variável para resistência à tração 

Efeito::  MATERIAL 

Material Média 1 2 

Ti cp           ( 1 ) 

Liga            ( 2 ) 

495,3020 

975,1334 

    0 ,000152   

    0 ,000152  

 

 

                   De acordo com os resultados mostrados na tabela 5.2.3, houve uma 

diferença estatisticamente significante entre a resistência á tração do Ti cp e da 

liga Ti-6Al-4V, sendo esta última com melhores resultados. 

                   Para se determinar se, dentro de cada um dos materiais, houve 

diferença estatisticamente significante na resistência à tração em virtude da 

variação da temperatura de aquecimento do revestimento, foi empregado o teste 

de variância 2 critérios (ANOVA). 

 



 74 
 

                   Na tabela 5.2.4  observamos o resultado para o Ti cp e na tabela 5.2.5 

os resultados para a liga de Ti –6Al-4V.         

    

Tabela 5.2.4– Teste ANOVA para o Ti c.p. 

C.VARIAÇÃO G.L S.Q Q.M F 

TRATAMENTOS 

RESÍDUOS 

2 

12 

    650,7264 
 
 31619,8642 

        325,3632 

       2634,9887 

 0,12  NS 

TOTAL 14  32270,5906 

NS – não significante 

 

Tabela 5.2.5– Teste ANOVA para a liga Ti-6Al-4V. 

C.VARIAÇÃO G.L S.Q Q.M F 

TRATAMENTOS 

RESÍDUOS 

2 

12 

   7077,6930 
 
 18004,3130 

    3538,8465 

    1500,3594 

2,36  NS 

TOTAL 14  25082,0059 

   NS – não significante 

 

                   De acordo com os resultados das tabelas 5.2.4 e 5.2.5, a variação na 

temperatura de aquecimento do revestimento, não apresentou significado na 

resistência á tração, tanto do Ti cp quanto da liga Ti-6Al-4V. 

 

 

 



 75 
 

5.3 – Resultado da análise de fratura 

          5.3.2 – Microscopia óptica 
 
                   O exame de microscopia óptica evidencia que o aumento da 

temperatura do molde não alterou o padrão das estruturas, tanto para o Ti cp 

(figuras 5.1, 5.2 e 5.3) quanto para a liga (figuras 5.4, 5.5 e 5.6). 

 

 

 

 
 
 

 
 
 
 
 
 
      Figura 5.1 – Ti cp 430ºC                                   Figura 5.2 – Ti cp 480ºC 
 
 
  
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
             
 
 
 
 
 
                                               Figura 5.3 – Ti cp 530ºC 
     
 
 



 76 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.4 – Liga 430ºC                                               Figura 5.5 – Liga 480ºC 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
                                                 
 
 
                                     
 
                                                 Figura 5.6 – Liga 530ºC 
 
 
                                     
 
 
 



 77 
 
 
 
 
 
 
          
 5.3.1 – Microscopia Eletrônica de Varredura (MEV)    

                   Nas figuras 5.7, 5.8 e 5.9 são mostradas as superfícies fraturadas do 

Ti cp para as temperaturas 430, 480 e 530ºC, respectivamente, assim como para  

a liga Ti-6Al-4V nas figuras 5.10, 5.11 e 5.12. Nota-se que para ambos os 

materiais não houve alterações no tipo de fratura de acordo com a elevação da 

temperatura do revestimento.  

                    

 

 

                                       

      
 
 
 
 
       Figura 5.7 – Ti cp 430ºC                                     Figura 5.8 – Ti cp 480ºC 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 Figura 5.9 – Ti cp 530ºC 



 78 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
    Figura 5.10 – Liga 430ºC                                       Figura 5.11 – Liga 480ºC 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
  
 
 
                                      Figura 5.12 – Liga 530ºC 



 80

6 – Discussão 
 
 
               
                   Quando se planeja uma restauração protética, deve-se atentar 

não apenas para o aspecto estético, mas também o aspecto mecânico e 

biológico do material restaurador, já que esse será submetido a constantes 

forças, como compressão, tração e cisalhamento durante os movimentos 

funcionais e parafuncionais, além de estar em contato direto com tecidos 

vivos, como dente e os tecidos periodontais.  Por isso, em algumas 

situações, lança-se mão de restaurações confeccionadas, total ou 

parcialmente, com ligas metálicas. 

                   A escolha da liga com a qual a prótese será confeccionada é o 

ponto de partida pois, a partir dessa decisão, é que os componentes com os 

quais se trabalharão, serão escolhidos.  Vários fatores são listados como de 

importância para conduzir a escolha: - biocompatibilidade10, 39, 65; - baixa 

densidade88 ; - resistência à corrosão3, 82 ; - baixo potencial de liberação dos 

componentes tóxicos da liga3,91 e custo acessível10, 26, 63, 66. Por apresentar 

as características citadas acima, o titânio é atualmente o material  

largamente aceito para a confecção de implantes dentários.  

                   As maiores dificuldades no processo de fundição do titânio e 

suas ligas estão na grande reatividade deste metal devido a alta 

temperatura de fusão e a sua elevada reatividade com os principais gases 

presentes na atmosfera: oxigênio, nitrogênio e hidrogênio31, 72, 78, 90. 

                   Por ser altamente reativo com esses elementos não pode ser 

fundido em atmosfera ambiente, sendo necessário fazê-lo em câmara 



 81

preenchida com gás inerte (argônio), de preferência com baixa pressão.  

Porém, os gases ambiente não são a única fonte de contaminação. Tanto o 

cadinho quanto o revestimento deveriam ser compostos por materiais que 

fornecessem elementos que não venham a contaminar o metal, mesmo 

com adição mínimas de quantidade de outros elementos, pois altera 

substancialmente suas propriedades físicas e mecânicas90. Portanto, a 

escolha de um revestimento que não provocasse esta interação com o 

metal e sua conseqüente contaminação é de grande importância. 

                   A sílica, tão amplamente utilizada nos revestimentos 

odontológicos, é contra-indicada em elevadas temperaturas, quaisquer de 

suas formas alotrópicas, pois reage com o titânio formando silicato de 

titânio, óxido de titânio e soluções sólidas, expresso pela reação: 

 

              MSiO2  +  nTi  ?   aTiO2-X  +  Ti (O)  +  cTix Siy 

Onde Ti (O) é oxigênio em solução sólida na camada superficial do titânio 

fundido. Tais reações ocorrem em temperaturas na faixa de 600ºC a 

1300ºC 90, 

                   Embora a maioria dos revestimentos seja aglutinado por fosfato, 

existem relatos na literatura a respeito de bons resultados obtidos com 

revestimentos aglutinados por silicato de etila19, por magnésio36, 58 e até 

mesmo por Zircônia28,45. Em formulações experimentais desenvolvidas 

especialmente para a fundição de titânio, a sílica pode ser substituída por 

outros óxidos refratários menos reativos, sendo a fundição realizada com 

anel a 900ºC sem que se observe a degradação do sulfato de cálcio.  Yan & 



 82

Takahashi86, em 1998, relataram ótimos resultados com revestimentos 

aglutinados por alumina e magnésio. 

                   Os revestimentos à base de zircônia, alumina e magnésio 

produzem pequena quantidade de energia livre, que diminuem a formação 

da camada de óxido no titânio fundido, ao contrário do que ocorre nos 

revestimentos à base de sílica, já que este material quando aquecido à 

altas temperaturas promove uma espessa camada de reação que tende a 

se difundir para o interior do metal fundido, podendo causar alterações em 

algumas das suas propriedades mecânicas57, 94. 

                   Ida et al.36, em 1982, fizeram um estudo sobre revestimentos 

especiais para a fundição de titânio à base de magnésio, fosfato aglutinado 

por sílica e suas derivações. Os revestimentos à base de magnésio (96% 

de MgO) apresentaram os melhores resultados quanto à dureza Vickers e à 

resistência à tração, sendo portanto os mais adequados para este uso. 

                   Togaya et al.80, em 1985, relataram terem obtido sucesso na 

fundição de titânio utilizando um revestimento à base de  magnésio 

aglutinado por cimento de alumina (CaO – Al2O3) e 5% de zircônia.  

Miyakawa et al49, em 1989 analisou a interface do titânio obtido em 

fundições que utilizaram revestimentos fosfatados aglutinados por sílica e 

por alumina, concluindo que os revestimentos aglutinados por sílica 

produziam uma superfície de reação maior do que o outro. Watari94, em 

1989, mostrou que um revestimento à base de SiO2 era mais reativo com o 

metal fundido do que um revestimento à base de Al3O2. Takahashi et al.74, 

75, após estudos com cinco marcas de revestimentos aglutinados por 



 83

fosfato de sílica, concluíram que a variação na quantidade de cristobalita e 

quartzo nos revestimentos aumentava a camada reativa entre o molde de 

revestimento e a fundição, comprometendo o resultado final, principalmente 

quando o revestimento era aquecido acima de 600ºC. Por isso, a maioria 

dos revestimentos utilizados na fundição do titânio apresenta uma 

temperatura final inferior aos 600ºC72, 83. 

                    Doi et al.22, em 1992, examinou as propriedades mecânicas do 

titânio fundido com diferentes marcas comerciais de revestimentos, entre 

elas a resistência à tração. De acordo com o autor, a seleção do 

revestimento na fundição do titânio é importante, não só para o sucesso ou 

falha da fundição, mas como um fator controlador das propriedades do 

titânio fundido. 

                   Uma outra solução para o problema consiste na aplicação de 

uma camada de óxidos estáveis sobre o padrão a fim de não permitir o 

contato direto do titânio com o revestimento.  Wang & Welsch90, em 1998, 

obtiveram sucesso através da aplicação de um spray de ítria (Y2O3) sobre o 

padrão, previamente à inclusão em revestimento fosfatado. Desta forma, o 

metal líquido ao preencher o molde não entra em contato com os óxidos 

reativos do revestimento.     

                   Porém, apesar de muitos aspectos favoráveis, os revestimentos 

à base de alumina, zircônia e magnésio apresentam algumas condições 

que minimizam o seu uso, como uma expansão térmica insuficiente para 



 84

compensar a contração de fundição do titânio e suas ligas que situa-se de 1 

a 1,1% 49, 75,  além do custo elevado. 

                   O desenvolvimento de revestimentos, máquinas e técnicas 

especiais para a fundição, deram destaque ao titânio e reacendeu nos 

profissionais a esperança de poder contar com um material biocompatível e 

de baixo custo para a confecção de próteses70. Porém, algumas 

características como, baixa capacidade na reprodução de detalhes34, 

interação da superfície com o revestimento48 e a ocorrência de 

porosidades70, 88 são, ainda, os responsáveis pelas dificuldades quanto a 

sua utilização em larga escala.  

                   A reprodução de detalhes é um fator de fundamental 

importância na escolha da liga, já que os trabalhos protéticos exigem 

adaptações cada vez mais precisas, com o intuito de aumentar a vida útil 

dessas peças.  Esta capacidade está diretamente relacionada com a fluidez 

da liga. Para Donovan & White25 , em 1985, fluidez é definida como a 

capacidade do metal fundido quando injetado completar totalmente o molde 

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