0 UNESP - UNIVERSIDADE ESTADUAL PAULISTA FACULDADE DE ODONTOLOGIA DE ARARAQUARA EEfetividade de parafusos com tratamento de superfície na estabilidade de pilares em zircônia após carga cíclica Araraquara 2011 1 UNESP - UNIVERSIDADE ESTADUAL PAULISTA FACULDADE DE ODONTOLOGIA DE ARARAQUARA MARIANA DE ALMEIDA BASÍLIO EEfetividade de parafusos com tratamento de superfície na estabilidade de pilares em zircônia após carga cíclica Dissertação apresentada ao Programa de Pós- Graduação em Reabilitação Oral – Área de Prótese, da Faculdade de Odontologia de Araraquara, da Universidade Estadual Paulista para obtenção do título de Mestre em Reabilitação Oral. Orientador: Prof. Dr. João Neudenir Arioli Filho Araraquara 2011 2 MARIANA DE ALMEIDA BASÍLIO EFETIVIDADE DE PARAFUSOS COM TRATAMENTO DE SUPERFÍCIE NA ESTABILIDADE DE PILARES EM ZIRCÔNIA APÓS CARGA CÍCLICA COMISSÃO JULGADORA DISSERTAÇÃO PARA OBTENÇÃO DO GRAU DE MESTRE Presidente e Orientador: Prof. Dr. João Neudenir Arioli Filho Segundo Examinador: Prof. Dr. Marcelo Ferraz Mesquita Terceiro Examinador: Prof. Dr. José Maurício dos Santos Nunes Reis Araraquara, 18 de Março de 2011. 3 DADOS CURRICULARES MARIANA DE ALMEIDA BASÍLIO Nascimento 25 de Novembro de 1982 Salvador – BA Filiação Herodilio Basílio dos Santos Maria Auxiliadora Almeida 2001 – 2006 Curso de Graduação em Odontologia Universidade Federal da Bahia – UFBA – Salvador – BA 2006 – 2007 Curso de Aperfeiçoamento em Prótese Dentária– Centro de Estudos Odontológicos – CENO / Salvador – BA 2007 – 2007 Curso de Aperfeiçoamento em Dentística – Associação Brasileira de Odontologia – ABO / Salvador – BA 2009 – 2011 Curso de Pós-Graduação em Reabilitação Oral (Prótese), nível de Mestrado, na Faculdade de Odontologia de Araraquara – FOAr / UNESP 4 DDEDICATÓRIA A minha mãe Maria, maior coadjuvante de todas as minhas conquistas; pelo amor incondicional, carinho, cuidado, por estar sempre presente apesar da distância, meu exemplo de força e delicadeza reunidos em um único ser. Obrigada mãe! Ao meu pai Herodilio e sua esposa Fátima; pelo amor, preocupação e cuidado que tiveram na minha criação, por acreditarem na minha capacidade e apoiarem minhas escolhas. Obrigada pai, obrigada Fá! Aos meus irmãos Vanessa e Igor; simplesmente por vocês existirem, pelo amor, amizade e cumplicidade que nos une, pelo apoio e incentivo sempre presentes, meus exemplos de perseverança. Por todas as conquistas que alcançamos juntos, muito obrigada! Ao meu irmãozinho Yuri e minha irmã Vanessinha; pela sinceridade de seu afeto e todo o bem que ele me faz, pelo carinho, companheirismo e amizade. Muito obrigada! A minha avó Maura; pelas suas orações e bem-querer! 5 AAGRADECIMENTOS ESPECIAIS A Deus, pela sua presença e perceptível amor, alicerce da minha busca pessoal. Muito obrigada por me agraciar com saúde e tantas realizações! Ao meu orientador, João Neudenir Arioli Filho; pelos ensinamentos compartilhados, pelas oportunidades oferecidas, pelos conselhos e principalmente pela confiança no meu trabalho. Muito obrigada por essa realização! A meu grande parceiro, Luis Eduardo Butignon; pelo seu infindável apoio em todas as etapas desse trabalho, pelo seu exemplo de retidão, profissionalismo e competência, espero me tornar um pouco do que você representa. Pelo carinho e cuidado sempre demonstrados, meus sinceros agradecimentos! A minha amiga, Delise Pellizzaro; foram muitas as dificuldades compartilhadas, mas diante de todas elas, o respeito e carinho estabelecidos! Agradeço porque realmente acredito que conviver com você me fez ser uma pessoa melhor! A minha tia Rosana; pela sinceridade de seu afeto, pelas inúmeras vezes que expressou seu desejo de me ter como filha. 6 AAGRADECIMENTOS A faculdade de Odontologia da Universidade Federal da Bahia, na pessoa de sua diretora, Profª. Drª. Maria Isabel Pereira Viana e de sua vice-diretora Profª.Drª. Regina Cerqueira Wanderley, pela minha formação acadêmica, pessoal e profissional inicial. A faculdade de Odontologia de Araraquara da Universidade Estadual Paulista “Júlio de Mesquita Filho”, na pessoa de seu diretor, Prof. Dr. José Cláudio Matins Segalla e de sua vice-diretora Profª. Drª. Andréia Affonso Barretto Montandon, pela oportunidade de realizar meu curso de pós-graduação nesta instituição. A Professora Cicely Franco Fontes; pela oportunidade e apoio durante o período que estive como professora substituta sobre sua coordenação, pela sua amizade e respeito. A você professora minha eterna gratidão! Aos meus cunhados Denilson, Vinícius e Rosana; pela amizade, cuidado, respeito e pelo bem que trazem à vida de meus irmãos. Considero vocês parte de minha família! 7 A Professora Paula Mathias; pela sua amizade, seus valiosos ensinamentos e pelo exemplo de docência a ser seguido. Aos professores e amigos; que fizeram a diferença e foram importantes para minha formação acadêmica, pessoal e profissional: Ana Paula Martins, Anderson Freitas, Andréa Lira, Daniel Ramos, Fernanda Nery, Flavio Wanderley Cruz, Francisco Barreto (Chiquinho), Frederico Peixoto, Getulio Oliveira, Gustavo Freitas, Ian Matos, José Maurício Reis, Leonardo Cunha, Luciano Castellucci, Luiz Gustavo Bastos, Maíra Sampaio, Márcio Lisboa e Marta Muhana. A Professora Analu Andrade; por compartilhar seus conhecimentos de forma irrestrita, entre tantos bons professores, minha referência. A Neodent - Implante Osteointegrável; pela gentileza de doar grande parte dos materiais utilizados neste estudo. Sem esta parceria, a realização deste trabalho se tornaria inviável. Aos Professores Luiz Geraldo Vaz e José Maurício Reis; por nos ensinar a operar a máquina de ensaios MTS 810 utilizada neste estudo, e toda disponibilidade durante a realização dos testes. 8 Ao Professor Romeu Magnani; pelo auxílio durante as análises estatísticas deste estudo. Ao DEMa (Departamento de Engenharia de Materiais), da Universidade Federal de São Carlos, pela realização das análises em microscopia eletrônica de varredura. Aos meus amigos; Diana, Eduardo, Filipe e Sabrina; pelo companheirismo, apoio diante de tantas faltas e alegrias divididas durante todo o curso do mestrado. Guardo o melhor de cada um de vocês, Muito Obrigada! As minhas colegas de turma; Amanda, Giovana, Juliana, Karen, Larissa e Mariana: Embora de maneiras diferentes, vocês todas de alguma forma, foram muito importantes para meu aprendizado e crescimento. Obrigada! Aos colegas contemporâneos do curso de Reabilitação Oral da Faculdade de Odontologia de Araraquara: Ana Lúcia, Ana Paula, André Gustavo, Antonio, Camila, Carlos Eduardo, Carolina, Cristiane, Fernanda, Flávia, Juliano, Juliano de Pierre, Laiza, Luciano, Patrícia e Rodrigo. 9 Aos colegas contemporâneos dos outros programas da pós-graduação que de alguma forma, também foram importantes, em especial a Ana Patrícia, Cibele, Camilla, Leila e Norberto. Aos meus amigos de Salvador; pela torcida mesmo que distantes, pelas experiências compartilhadas, pelo carinho e respeito que regem nossa amizade. A Professora Ligia A. Pereira Pinelli; pela oportunidade de aprendizado no estágio docência, seus ensinamentos relacionados à prótese dentária e confiança no meu trabalho. Aos Professores de Materiais Odontológicos Renata Garcia Fonseca, Gelson Luis Adabo e Carlos Alberto Cruz; pelo convívio, amizade e considerações sempre pertinentes. Aos demais professores do Departamento de Prótese da Faculdade de Odontologia de Araraquara; que foram importantes para a continuidade de minha formação: Ana Carolina Pero, Francisco de Assis Mollo Jr, Sérgio Sualdini Nogueira, Marco Antonio Compagnoni, Cinara Maria Camparis, Carlos Eduardo Vergani, Ana Lúcia Machado, Eunice Teresinha Giampaolo, Ana Cláudia Pavarina, José Cláudio Matins Segalla, Ivan Ribeiro de Farias e Regina Helena B. T. da Silva. 10 Aos Funcionários do Departamento de Prótese: Marta, Silvia, Adelaide, Adelaide, Manoel e Júnior; pela assistência prestada durante nosso período de convivência. A Malu e Mirian, funcionárias da clínica da graduação; por estarem sempre de prontidão para ajudar e terem sido tão solicitas e atenciosas. Muito obrigada! Aos secretários da Pós-Graduação, em especial Mara, por terem sido sempre prestativos e atenciosos. Aos pacientes que aqui eu tive, pela confiança e oportunidade do aprendizado! A todas as pessoas que de forma direta ou indireta participaram e contribuíram tanto pra minha formação pessoal quanto profissional. Muito Obrigada! 11 “Segue o teu destino... Rega as tuas plantas; Ama as tuas rosas. O resto é a sombra de árvores alheias.” Fernando Pessoa 12 SSUMÁRIO Resumo 13 Abstract 15 1 INTRODUÇÃO 18 2 REVISÃO DA LITERATURA 24 2.1 Complicações em próteses sobre implantes 24 2.2 União parafusada: uma análise biomecânica e comportamental dos parafusos 33 2.3 Pilares de zircônia 64 3 PROPOSIÇÃO 76 4 MATERIAL E MÉTODO 78 4.1 Materiais 78 4.2 Instrumentais 79 4.3 Equipamentos 80 4.4 Método 81 4.4.1 Confecção dos corpos de prova – inclusão dos implantes 81 4.4.2 Grupos experimentais 87 4.4.3 Ensaio mecânico de resistência à fratura 88 4.4.4 Microscopia eletrônica de varredura (MEV) 89 4.4.5 Registro do torque reverso inicial (pré-carga) 90 4.4.6 Ensaio mecânico de fadiga – ciclagem mecânica 4.4.7 Registro do torque reverso pós-carregamento 4.4.8 Análise estatística 91 93 94 5 RESULTADO 96 6 DISCUSSÃO 103 7 CONCLUSÃO 109 8 REFERÊNCIAS 111 APÊNDICE 120 13 Basílio MA. Efetividade de parafusos com tratamento de superfície na estabilidade de pilares em zircônia após carga cíclica [Dissertação de Mestrado]. Araraquara: Faculdade de Odontologia da UNESP; 2011. RResumo Com o objetivo de prevenir o afrouxamento, parafusos do pilar com lubrificantes sólidos de superfície foram desenvolvidos e introduzidos no mercado. Assim, foi proposto avaliar a efetividade de parafusos de liga de titânio com e sem tratamento de superfície sobre a estabilidade de pilares em zircônia (ZrO2) após carga cíclica, bem como observar alterações estruturais por meio de microscopia eletrônica de varredura (MEV). Para isso, 20 pilares UCLA em ZrO2 foram fixados sobre implantes do tipo hexágono externo com torque de 20 Ncm e divididos em 2 grupos (n=10), conforme o parafuso do pilar: (A) pilar-implante e parafuso de liga de titânio (Ti); (B) pilar-implante e parafuso de liga de titânio com cobertura Diamond Like Carbon (DLC/Ti). O valor do torque reverso (pré- carga) foi mensurado antes e após o carregamento. O teste foi realizado de acordo com a norma ISO 14801. Cargas cíclicas (0,5 x 106; 15 Hz) entre 11 - 211 N foram aplicadas com 30º de inclinação em relação ao longo eixo dos implantes. As médias dos grupos foram calculadas e comparadas utilizando análise de variância de dois fatores e testes F (α=0,05). Os resultados mostraram que antes do carregamento a média do grupo Ti foi significativamente maior que a do grupo DLC/Ti (p=0,021). Após o carregamento ambas as médias 14 diminuíram significativamente, sem diferença significante entre elas (p=0,499). As imagens obtidas na MEV revelaram micro-fraturas na base de assentamento do pilar. Nas condições estudadas, concluiu-se que: (1) os parafusos estudados apresentaram efetividade similar com relação à manutenção da pré-carga; (2) a redução significativa no torque reverso e os danos observados na MEV indicam que o acompanhamento dos pacientes é necessário para assegurar a longevidade das restaurações de ZrO2 implanto-suportadas. Palavras-chave: Implante dentário endoósseo, biomecânica, próteses e implantes. 15 Basílio MA. Effectiveness of screw surface coating on zirconia abutments stability after cyclic loading [Dissertação de Mestrado] Araraquara: Faculdade de Odontologia da UNESP; 2011. Abstract In an attempt to prevent screw-loosening problem, abutment screws with surface treatment were developed. Thus, the aim of the current study was to evaluate comparatively the effectiveness of titanium alloy coated screws and noncoated screws on the stability of ZrO2-ceramic abutments after cyclic loading, as soon as observe possible microdamaging in the structure of the components using a scanning electron microscope (SEM). For this, 20 prefabricated ZrO2-ceramic UCLA abutments were tightened to 20 Ncm on their respective external hex implants and divided equally into 2 groups (n=10), according to the type of screws used: (A) implant-abutment and noncoated titanium alloy screw (Ti); (B) implant–abutment and titanium alloy screw with Diamond Like Carbon surface coating (DLC/Ti). The reverse torque value (preload) of the abutment screw was measured before and after loading. The tests were performed according to ISO norm 14801. A cyclic loading (0,5 x 106; 15 Hz) between 11 - 211 N was applied at an angle of 30 degrees to the long axis of the implants. Group means were calculated and compared using ANOVA and F tests (α=0,05). The results showed that before cyclic loading, the mean of Ti group was significantly higher than the DLC/Ti group (p=0,021). After cyclic loading, both means decreased significantly, with no significant differences 16 between them (p=0,499). Under the studied conditions, it can be concluded that: (1) the two abutment screw types presented similar effectiveness in maintaining preload; (2) the significant decrease in reverse torque values and the microdamaging detected at SEM analysis indicate that patient follow-up is needed to ensure the integrity of the ZrO2-ceramic single-implant restorations. Keywords: Endosseou dental implant, biomechanics, prostheses and implants. 17 11 INTRODUÇÃO 18 11 INTRODUÇÃO Ao longo de muitos anos, a inserção de várias modalidades de implantes dentários, com diferentes indicações, não conseguiu atingir resultados clínicos aceitáveis. Em decorrência disso, o uso dos implantes dentários passou a ser condenado por muitos profissionais e o seu progresso inicial foi consideravelmente retardado4. A implantodontia passou a ser realmente conhecida em meados da década de 80, quando surgiram os primeiros trabalhos de divulgação ressaltando o sucesso de reabilitações orais suportadas por implantes osseointegrados10. A descoberta da afinidade aderente entre o tecido ósseo e os óxidos de titânio, denominada osseointegração, colocou a odontologia dentro de uma nova era da reabilitação oral, oferecendo novas alternativas de tratamento na área protética9 . Os primeiros protocolos de tratamento com implantes osseointegrados, preconizados por Brånemark, baseavam-se na reabilitação de mandíbulas totalmente edêntulas em pacientes considerados “inválidos orais”1,3. Com o passar dos anos, o uso bem sucedido dos implantes no tratamento dos arcos totalmente desdentados foi sendo confirmado por vários estudos clínicos1,2,15,44. A alta previsibilidade das próteses totais implantossuportadas levou a expansão das indicações e a reabilitação de arcos parcialmente desdentados33. Posteriormente, com a perpetuação dos resultados encorajadores, surgiram as restaurações unitárias6,34. O sucesso dos resultados clínicos encontrados com os implantes dentários osseointegrados pode ser atribuído a alguns aspectos relatados na literatura, tais como a capacidade de 19 suportar consideráveis cargas mastigatórias56, a longevidade do tratamento2,3, a possibilidade de repetição na ocorrência de insucesso10 e a simplicidade da técnica, desde que os protocolos cirúrgicos, protéticos clínicos e protéticos laboratoriais sejam respeitados3,4,10. Apesar do alto índice de sucesso nos tratamentos com implantes e suas respectivas próteses e da grande aceitabilidade por parte dos pacientes, esta modalidade de tratamento não está livre de complicações, sejam estas de ordem funcional13,33, estética13,33 e/ou biomecânica15,24,36,44. Neste trabalho, o foco principal foi o estudo das complicações biomecânicas, assim denominadas, devido à interferência do comportamento mecânico da prótese sobre os tecidos vivos dos pacientes. Mais especificamente, aquelas que interferem na estabilidade da união parafusada, região de interface entre o implante dental, o pilar e o parafuso. Como consequência desta complicação, podemos evidenciar a interposição de tecido mole entre o pilar e o implante, o acúmulo de placa bacteriana, com conseqüente inflamação da região periimplantar e maior predisposição à fratura do parafuso, visto que cargas funcionais ou parafuncionais irão incidir sobre ele já frouxo23,33. O afrouxamento do parafuso do pilar pode, ainda, ser mais problemático nos casos de próteses cimentadas, pois para obter acesso ao parafuso de retenção solto é necessário remover a restauração sobrejacente, o que pode resultar em dano ou destruição da mesma28. Assim, para que essas restaurações desempenhem seu papel por completo, da maneira como foram idealizadas, é necessário que elas permaneçam devidamente fixadas nos implantes pelos seus respectivos parafusos. 20 Para entender o processo que envolve a união parafusada é necessário compreender certos princípios de engenharia. Neste processo, quando duas partes ou estruturas são mantidas unidas por um parafuso, essa nova unidade passa a ser chamada de união ou junta parafusada43. Quando um parafuso é apertado por meio de torque, uma tensão inicial denominada de pré- carga é gerada, sendo que geralmente essa força de união é proporcional ao torque aplicado para o apertamento do parafuso. Torques específicos são recomendados para cada parafuso de acordo com os diferentes sistemas de implantes de diferentes fabricantes, com base nas características estruturais de desenho e composição dos mesmos11,35. O parafuso somente afrouxa se uma força externa a essa união conseguir separar as partes. Como durante o ciclo mastigatório ocorre incidência multidirecional de forças sobre a estrutura dentária, e não há como eliminar a ação das forças de separação, a única forma dessa condição ser evitada é se a tensão que mantém as partes unidas se mantiver sempre maior que as forças que tendem a separá-las43. Sendo assim, quanto maior a pré-carga, maior a resistência ao afrouxamento e maior a estabilidade da união parafusada31. A pré-carga pode ser influenciada por diversos fatores. Dentre eles podemos citar o material constituinte do parafuso e dos componentes12,14,37,42,57,58, controle de qualidade do fabricante dos mesmos, torque aplicado25,54, desenho dos parafusos32,35 e rugosidade superficial das partes envolvidas14,37. Dentre estes fatores, o acabamento final das interfaces pode ter um efeito considerável na tensão induzida por um dado torque11. Na tentativa de alcançar o aperto ideal, fabricantes têm alterado a superfície de seus parafusos para diminuir o coeficiente de fricção e permitir maior aperto dos 21 mesmos. Os fabricantes reportam que esses parafusos reduzem o afrouxamento através da produção de pré-cargas maiores do que as produzidas por parafusos de ligas de ouro e titânio convencionais. Embora os cálculos teóricos possam predizer que um coeficiente de fricção reduzido aumenta a pré-carga, existem poucos dados disponíveis na literatura sobre a efetividade das coberturas de superfície que reduzem a resistência friccional. A efetividade desta tecnologia ainda precisa ser documentada, tendo em vista o significante impacto que poderá ter sobre o estudo da estabilidade da união parafusada se pesquisas independentes, clínicas e laboratoriais, validarem sua efetividade. Embora haja na literatura alguns trabalhos12,14,37-40,47,58,60 que avaliam a estabilidade da união parafusada, estes geralmente baseiam-se na observação de pilares considerados “convencionais”, ou seja, pilares metálicos obtidos a partir de padrões plásticos, pré-usinados sobrefundidos ou totalmente usinados de fábrica. Atualmente, em função do forte apelo estético da sociedade moderna, o uso de restaurações ou próteses que apresentam áreas metálicas, associadas ao fato do paciente possuir uma linha do sorriso alta, incapaz de mascarar eventual halo acinzentado proveniente de um colar metálico, não é mais bem aceito pela maioria dos pacientes, principalmente quando da substituição de dentes anteriores perdidos. Em função disso, sistemas de implantes cerâmicos passaram a ser desenvolvidos, objetivando melhor resultado estético final22. Para confecção das próteses sobre implantes, mais precisamente dos pilares, a zircônia vem sendo discutida como uma nova possibilidade, uma vez que apresenta propriedades mecânicas, biológicas e estéticas atrativas, tais como coloração mais próxima aos dentes, estabilidade dimensional29, alta resistência mecânica51,62, biocompatibilidade17,29 e 22 aprimoramento do desenho intrasucular18. Atualmente, existem diversos trabalhos com pilares de zircônia na literatura, mostrando principalmente suas propriedades estéticas em substituição ao metal, porém poucos estudos avaliam a união parafusada composta por este material. Em virtude da grande quantidade de produtos que adentram o mercado da implantodontia e suas variações estruturais geométricas e/ou físico químicas, a maior efetividade deste ou daquele componente vem se mostrando presente até os dias atuais na literatura pertinente. Antes da realização de estudos clínicos ou a aplicação clínica de materiais, testes laboratoriais devem ser realizados para comprovar a aplicabilidade e o desempenho de um material. Com base nessas informações, toda avaliação laboratorial contribui claramente para o entendimento das próteses sobre implantes, já que muitos cirurgiões dentistas não estão familiarizados com essa modalidade de tratamento, carecendo de informações quanto aos aspectos macro e microscópicos dos componentes nelas utilizados, extremamente familiares à engenharia, principalmente mecânica, e muitas vezes distantes da odontologia. 23 22 REVISÃO DA LITERATURA 24 22 REVISÃO DA LITERATURA 2.1 Complicações em prótese sobre implantes Nos dias de hoje é notável o impacto benéfico que os procedimentos cirúrgico-protéticos baseados na instalação de implantes dentais têm causado na vida de muitas pessoas. A possibilidade do restabelecimento de parte do sistema estomatognático para esses pacientes não só melhora sua qualidade de vida, mas também enriquece a auto-estima dos mesmos. Entretanto, apesar da sua notória consagração, a substituição de dentes perdidos por implantes osseointegráveis e suas respectivas próteses não estão livres de limitações e eventuais complicações, principalmente quando os planejamentos adotados não seguem princípios biomecânicos consagrados, ou mesmo não respeitam os aspectos funcionais e estéticos do paciente. A literatura é vasta em artigos que descrevem as potenciais complicações associadas a esses procedimentos e uma revisão será apresentada para tomarmos conhecimento de quais são elas e seus impactos sobre o tratamento. Skalak56 (1983) publicou um estudo no qual fez considerações biomecânicas a respeito das próteses sobre implantes, ressaltando aspectos importantes para que complicações sejam evitadas. Segundo o autor é essencial que nenhuma das estruturas sejam estressadas além da sua capacidade de fadiga a longo prazo, sendo a maneira como o estresse mecânico é transferido do implante para o tecido ósseo subjacente um aspecto crítico. Quanto à 25 distribuição das cargas verticais e/ou horizontais das próteses para os implantes, o autor sugere que além do número, disposição e rigidez das estruturas utilizadas (implantes e componentes protéticos), é necessário que haja um alinhamento entre elas para que não ocorra sobrecarga nem dos componentes, nem do tecido ósseo e todo o sistema não seja levado à falha precoce sob a ação de forças externas. Justamente por isso, estruturas em balanço, denominadas de cantilever, quando utilizadas devem ser planejadas com critério, visto que o implante da extremidade sempre será sobrecarregado. Quanto à rigidez do conjunto, em geral deve-se optar por subestruturas rígidas, por promoverem distribuição mais equilibrada das cargas, sem gerar picos de concentração de estresse e movimentação dos implantes. Entretanto, o uso de materiais de cobertura com certo grau de resiliência, como os dentes artificiais de resina acrílica, pode ser uma boa opção para minimizar cargas excessivas da mastigação. Cox, Zarb15 (1987) apresentaram resultados longitudinais de 3 anos de uso dos implantes osseointegrados, seguindo o protocolo de 2 tempos cirúrgicos proposto por Brånemark, com o objetivo de verificar a eficácia do tratamento com implantes. Próteses totais fixas mandibulares ancoradas sobre 4 a 6 implantes foram confeccionadas em 26 pacientes. As próteses foram periodicamente avaliadas entre o período de 1 a 3 anos, assim como, a condição gengival em torno do implante foi avaliada segundo os índices convencionais de saúde gengival: quantidade de gengiva inserida, índice de placa, profundidade de sondagem, presença de inflamação gengival e mobilidade. A taxa individual de sucesso reportada pelos autores foi de 87,5% e 96% para os implantes e para as próteses, respectivamente. Dentre as complicações registradas, 26 destacou-se o alto índice de fratura das infra-estruturas na região de cantilever, das quais 12 das 26 fraturaram. Durante o período clínico de observação, apenas 2 parafusos de retenção da prótese fraturaram, sendo a causa atribuída à ausência de adaptação passiva das próteses. Os autores concluíram que parece haver uma crescente evidência de que os índices convencionais de avaliação da saúde gengival não são necessariamente confiáveis para monitorar a eficácia dos implantes. Além disso, os autores comentaram que a falta de adaptação da prótese pode colocar os componentes sobre tensão, podendo levar ao comprometimento do tecido ósseo ao redor do implante, com consequente perda óssea. Rangert et al.50 (1989) apresentaram algumas regras para a confecção das próteses sobre implantes. Segundo eles o desenho da prótese e o posicionamento dos implantes têm influência muito grande na distribuição das cargas, sendo necessário conhecer os aspectos mecânicos do sistema para determinar as cargas incidentes e minimizar as falhas. Baseados em considerações teóricas e na experiência clínica com implantes Brånemark, os autores descreveram 2 tipos de forças atuantes nas unidades de ancoragem do sistema: 1) força axial e 2) momento de flexão. O momento de flexão é decorrente do efeito de alavanca gerado por uma força distante do longo eixo do implante ou por uma força transversa, e pode ser entendido como o produto entre a força e a distância do eixo da força (braço de alavanca). Esses 2 tipos de carga possuem natureza completamente diferente, a força axial é mais favorável, com distribuição mais equilibrada por todo o implante, enquanto o momento de flexão exerce gradientes de tensão no sistema. Essas tensões podem provocar a separação das unidades de ancoragem, sendo, portanto as principais 27 responsáveis pelas falhas mecânicas. O momento de flexão pode induzir forças extremamente elevadas na união parafusada, o que pode facilmente sobrecarregar os parafusos. Por isso, a pré-carga, força interna gerada no momento do aperto do parafuso, deve ser suficiente para suportar as forças externas e manter as partes unidas. Assim, foram sugeridas 2 condições básicas para que a união parafusada tenha capacidade de suportar o carregamento: adaptação precisa entre os componentes e obtenção de adequada pré-carga. Segundo os autores, numa condição de boa qualidade óssea, a parte frágil do sistema será sempre o parafuso de retenção, considerado um mecanismo de segurança devido à facilidade de reposição. Em estudo baseado na substituição de coroas unitárias realizado em sete multicentros por Jemt et al.34 (1991), os autores avaliaram a taxa de sobrevivência de implantes do tipo Brånemark e suas respectivas próteses (coroas unitárias) após o período de 1 ano de instalação das mesmas. Com uma taxa de sobrevivência dos implantes da ordem de 97,2%, a complicação protética mais freqüente foi o afrouxamento dos parafusos dos pilares, a qual ficou em torno de 26%. Jemt et al.33 (1992) realizaram um estudo retrospectivo com o objetivo de reportar as principais complicações observadas nos estágios iniciais do tratamento protético de 87 pacientes reabilitados com 127 próteses parciais fixas suportadas por implantes Brånemark. As próteses foram confeccionadas sobre 354 implantes instalados tanto na mandíbula, quanto na maxila. No período que antecedeu a instalação das próteses, 5 implantes instalados foram perdidos (1,4%), entretanto, não houve registro de falha dos implantes durante o primeiro ano de função, o que resultou em taxa de sucesso global de 98,6%. Os 28 resultados após a avaliação de um ano das próteses maxilares mostraram que o problema encontrado mais freqüentemente foi a mobilidade das próteses devido ao afrouxamento do parafuso de ouro (13,6%), seguido por queixas estéticas (11,4%) e desconforto relacionado ao desenho das próteses (9,1%). Na mandíbula, as queixas de ordem estética (5,2%), fratura da resina (5,2%) e problemas oclusais (5,2%) foram as complicações mais observadas. Reações nos tecido moles tais como fístulas, hiperplasias e inflamações corresponderam a 2,1% das complicações. Os autores consideraram os resultados satisfatórios, comparando-os com os resultados de pacientes tratados com próteses totais fixas sobre implantes, sendo as complicações aqui encontradas com menor grau de complexidade de resolução. Naert et al.44 (1992) publicaram a segunda parte de um estudo clínico com o objetivo de confirmar a eficácia da terapia com implantes Brånemark a longo prazo. Neste estudo, 91 pacientes edêntulos receberam 589 implantes entre 1982 e 1989, sendo que destes pacientes, apenas 88 foram reabilitados com 99 próteses totais fixas implantossuportadas. Durante este período de observação os pacientes eram avaliados duas vezes a cada ano. Ao final do sétimo ano, as taxas de falha cumulativa dos implantes na maxila e na mandíbula foram de 8,4% e 5%, respectivamente. Sendo que, após o carregamento, apenas 12 implantes foram perdidos por perda da osseointegração e 3 em decorrência de fratura. Além disso, apenas 3 próteses na maxila e uma na mandíbula foram perdidas como resultado da perda e/ou fratura do implante, o que correspondeu a taxas de sucesso de 93% para a maxila e 98,3% para a mandíbula. Na avaliação das falhas mecânicas que acometeram as próteses as seguintes ocorrências foram encontradas: 3 fraturas 29 de implantes, 5 fraturas dos parafusos do pilar e 7 fraturas dos parafusos de ouro de retenção das próteses. Duas fraturas de implantes ocorreram após o afrouxamento do parafuso de ouro, provavelmente por causa das forças de alavanca resultantes sobre os parafusos remanescentes apertados. O outro implante fraturado em conjunto com 4 parafusos dos pilares fraturados foram encontrados em uma pessoa que danificou suas próteses. Já as fraturas dos parafusos de ouro foram primariamente relacionadas ao seu afrouxamento. Baseados nesses resultados os autores concluíram que a previsibilidade da eficácia dos implantes Brånemark no tratamento do edentulismo total foi confirmada. Ekfeldt et al.20 (1994) verificaram em um estudo retrospectivo, onde 77 pacientes receberam 93 implantes para a realização de coroas unitárias, que somente 2 implantes foram perdidos, sendo um antes da instalação do pilar e outro após 1 ano da prótese em função. Embora os pacientes estivessem satisfeitos com os aspectos estéticos e funcionais dos resultados alcançados, a complicação predominante foi mais uma vez o afrouxamento do parafuso do pilar que ocorreu em 40 restaurações (43%), sendo que em 28 casos esse afrouxamento ocorreu uma vez, e em 12, duas vezes ou mais. Segundo os autores, uma das razões dessa alta incidência de afrouxamento foi provavelmente o fato do parafuso ser de titânio (Ti), já que o problema parece ter sido resolvido após a substituição destes por parafusos de ouro (Au). Um estudo retrospectivo realizado por Becker, Becker6 (1995) avaliou 22 implantes instalados para reposição de molares unitários, superiores e inferiores de 22 pacientes, sendo os pacientes acompanhados por um período 30 de 24 meses. Neste período apenas um implante foi perdido, após 6 meses de função. Todos os implantes foram restaurados com pilares não rotacionais e as próteses parafusadas. Após 2 semanas de instalação das próteses, os parafusos dos pilares foram re-apertados e toda vez que um parafuso retornava para controle frouxo, além do apertamento, quando um contato não desejado era encontrado, a coroa era submetida à um procedimento de ajuste oclusal. Os resultados mostraram que a principal complicação foi o afrouxamento do parafuso de retenção das próteses, que ocorreu em 8 (38%) dos 21 implantes, e que em alguns casos, ocorreu mais de uma vez. Segundo os autores, fatores como a qualidade e quantidade óssea, comprimento dos implantes e mínimos contatos oclusais são importantes para se obter sucesso e longevidade do tratamento. Haas et al.26 (1995) avaliaram 76 coroas unitárias sobre implantes Brånemark que foram inseridos durante um período de 6 anos. Todos os implantes receberam coroas sobre pilares Ceraone. Embora o estudo tenha sido direcionado para avaliação de fatores relacionados à saúde gengival, os autores destacaram que a complicação mais comum foi o afrouxamento do parafuso do pilar, estando presente em 12 coroas. Segundo os autores, o problema diminuiu quando um torquímetro passou a ser utilizado ou quando alguns parafusos foram substituídos por parafusos de Au. Entretanto, principalmente para as coroas instaladas na região de molares, o problema continuou recorrente. Goodacre et al.23 (1999) publicaram uma revisão de literatura realizada entre 1981 e 1997, procurando identificar as principais complicações relatadas no tratamento com implantes e prover dados quanto à incidência das mesmas. Dentre as complicações cirúrgicas, os distúrbios neurosensitivos e os 31 hematomas, foram as mais comumente reportadas. Outras complicações cirúrgicas menos comuns incluem fratura mandibular, hemorragia e desvitalização do dente adjacente. Dentre as complicações nos tecidos moles periimplantares, inflamação/proliferação gengival foi a mais freqüente. A exposição dos implantes devido à deiscência também foi reportada, sendo que a ocorrência desta complicação em áreas estéticas pode levar a um déficit de tecido mole e comprometimento do resultado estético final. A incidência de fístulas no nível da conexão pilar-implante variou entre 0,002% e 25%. Complicação esta, frequentemente associada à higiene oral deficiente e/ou fendas entre os componentes causados pelo afrouxamento do parafuso do pilar ou pelo desajuste das infra-estruturas. As complicações mecânicas incluíram: afrouxamento dos parafusos, fratura dos parafusos, fratura dos implantes, fratura da infra-estrutura/resina/material de revestimento, fratura das próteses e problemas nos mecanismos de retenção das overdentures. O afrouxamento dos parafusos foi a complicação mais frequente, com incidência de afrouxamento do parafuso do pilar variando entre 2% e 45%. O afrouxamento dos parafusos ocorreu mais em coroas unitárias do que em qualquer outra modalidade de prótese. Fratura do implante foi uma complicação incomum, mas significante. Por fim, problemas estéticos e fonéticos foram relatados em um número limitado de estudos. Drago19 (2003) avaliou a eficácia do parafuso Gold-Tite (3i Implant Innovation, Inc., West Palm Beach, FL) na manutenção de uma conexão pilar- implante clinicamente estável. Este estudo foi conduzido com a participação de 73 pacientes (51 mulheres e 22 homens), os quais foram tratados com 110 implantes Osseotite (3i Implant Innovation, Inc., West Palm Beach, FL). Todos os 32 pacientes foram restaurados com coroas unitárias cimentadas e acompanhados pelo período mínimo de 1 ano após a instalação das restaurações e carregamento oclusal. Os pacientes foram avaliados em 3 visitas de retorno (1, 6 e 12 meses). Quatro pacientes com 6 implantes foram perdidos durante o curso do estudo. Nas 104 restaurações remanescentes, 1 parafuso do pilar apresentou soltura na visita de retorno de 12 meses, representando uma taxa de sucesso de 99%. Estes resultados estão de acordo com a crescente evidência que parafusos do pilar com coberturas de superfície podem promover um aumento no valor da pré-carga, mantendo uma conexão pilar-implante estável na prática clínica e um melhor desempenho clínico das restaurações implanto-suportadas. Simon55 (2003) realizou um estudo retrospectivo com objetivo de avaliar a taxa de sucesso de implantes unitários e suas respectivas próteses, num período compreendido entre 6 meses e 10 anos após termino dos tratamentos. Foram instalados 126 implantes na região de molares e pré- molares, região esta de intensa carga mastigatória. A taxa de falha dos implantes foi de 4,6%, a do afrouxamento do parafuso do pilar foi de 7,4%, enquanto as próteses cimentadas apresentaram uma taxa de 22% de perda da cimentação. Segundo os autores, referente ao afrouxamento do parafuso do pilar, esta taxa diminuiu quando os parafusos foram substituídos por parafusos de Au. Theoharidou et al.59 (2008), realizaram uma revisão sistemática questionando a incidência do afrouxamento de parafusos de pilares em próteses unitárias, comparando próteses com conexão externa e interna. Reunindo 1526 títulos de trabalhos relevantes compreendidos entre os anos de 1990 e 2006, estes foram submetidos a critérios de inclusão e exclusão, os quais permitiram 33 que apenas 27 estudos fossem aproveitados. Com base nesses, os autores chegaram à conclusão que o afrouxamento do parafuso do pilar em próteses unitárias é um evento raro quando a geometria da união parafusada e o torque são empregados adequadamente. 2.2 União parafusada: uma análise biomecânica e comportamental dos parafusos O afrouxamento dos parafusos nas próteses sobre implantes é considerado um problema comum não só nas próteses exclusivamente retidas por eles, mas também nas próteses cimentadas que apresentam um parafuso em seu interior realizando a união entre o implante e o pilar63. Diante dessa problemática, a descrição de alguns trabalhos a respeito da estabilidade da união parafusada e da dinâmica de como ocorre o processo de afrouxamento dos parafusos que compõem uma prótese sobre implante se faz necessária para maior entendimento e aprofundamento no assunto. Como os parafusos de retenção do pilar em restaurações unitárias apresentam maior tendência de afrouxamento, uma vez que são mais suscetíveis a ação das cargas durante a função, Jorneus et al.35 (1992) avaliaram a estabilidade da união parafusada composta por parafusos com diferentes formatos e materiais. Quatro tipos de parafusos foram testados segundo os 2 principais mecanismos de afrouxamento (acomodação das superfícies contactantes e excessivo “dobramento” da união parafusada), sendo 34 estes: (1) parafuso de Ti grau 1 com cabeça cônica, (2) parafuso de Ti grau 1 com cabeça plana, (3) parafuso de Ti grau 3 com cabeça plana e (4) parafuso de Au com cabeça plana. Para avaliar o efeito da acomodação das superfícies um implante foi montado em um bloco de resina e um pilar cilíndrico fixado a este através de um dos parafusos acima citados. Os parafusos foram apertados com torques entre 20 e 35 Ncm. Cada parafuso foi testado imediatamente após o apertamento (antes da sua acomodação) em cinco ensaios repetidos, sendo o torque necessário para rotacionar o pilar dentro do hexágono do implante a medida aferida. Para simular a função, outra série de mensurações foi realizada após a união parafusada ser submetida ao carregamento. Uma força de 70 N foi aplicada no pilar, perpendicular ao longo eixo do implante, a 9,5 mm da interface pilar-implante. Essa força foi aplicada por 100 vezes em dois lados opostos do corpo de prova. Neste estudo foi demonstrado que os parafusos com cabeça cônica apresentam os menores valores de torque. Segundo os autores, o desenho da cabeça do parafuso desempenha um papel significativo na pré- carga desenvolvida. Um parafuso de cabeça cônica perde maior quantidade de torque devido ao atrito da sua cabeça com a porção interna do pilar. O único parafuso que demonstrou capacidade de apreensão superior a 50 Ncm após a acomodação foi o parafuso de Au. Portanto, este seria o único capaz de promover uma fixação previsível em uma situação de carregamento extremo. Além disso, demonstrou-se que após a acomodação inicial, o torque necessário para promover o assentamento do parafuso é menor e que, de maneira geral, quanto maior o torque aplicado menor o risco de afrouxamento. Em virtude de muitos estudos clínicos vincularem o sucesso do tratamento com implantes apenas à osseointegração e à fixação na região de 35 ancoragem da prótese, em detrimento do desempenho da prótese como um todo, Sakaguchi, Borgersen52, em 1993, avaliaram por meio de elemento finito a performance biomecânica dos componentes protéticos que compõem a supra- estrutura, mais especificamente, a interface da coroa relacionada com o parafuso de ouro e com o pilar. Um modelo de elemento finito baseado no sistema de implante Brånemark (Nobelpharma AB) foi desenvolvido para a análise do contato entre as interfaces coroa-parafuso e coroa-pilar. Os componentes foram modelados como um sistema de 2 corpos e um limiar de 0.1 m foi usado para definir o contato entre os corpos, assim como a separação entre eles. Um torque de 10 Ncm foi simulado no parafuso de Au, produzindo uma rede de tensão no corpo do parafuso. A simulação do apertamento do parafuso de retenção foi seguida por um carregamento não axial para demonstrar o efeito de elevadas tensões durante a função. Após o processamento, um histórico da distribuição das tensões foi representado graficamente. A aplicação do torque resultou em uma ação de apreensão entre a coroa e o pilar. As tensões foram desenvolvidas entre a base da cabeça do parafuso e o ombro da coroa onde este se apóia, assim como nas superfícies de contato entre a coroa e o pilar, sendo transmitidas através desta interface e distribuídas para a porção rosqueada do parafuso de retenção e do parafuso do pilar. A análise do contato demonstrou que o carregamento oclusal resultou na separação entre a coroa e o pilar no lado oposto da aplicação da carga. Já na interface entre a coroa e o parafuso de ouro, próximo a cabeça do parafuso, a separação ocorreu no mesmo lado da aplicação da carga, ficando o lado oposto sob compressão. Os repetidos ciclos de carregamento resultaram ainda em alternância de contato e separação entre a coroa e a base da cabeça do 36 parafuso. A partir desses achados os autores concluíram que o afrouxamento e a falha dos parafusos de ouro provavelmente resultam desses eventos de separação e dos elevados níveis de tensão gerados nos mesmos. Burguete et al.11 (1994) realizaram uma revisão a respeito dos princípios biomecânicos relacionados ao apertamento da união parafusada em implantes osseointegrados, procurando dar algumas informações sobre qual o nível de tensão desejável para este procedimento. Brickford em 1981, citado em sua revisão, descreveu com detalhes o mecanismo de afrouxamento dos parafusos, o qual ocorre em duas etapas. Inicialmente, o parafuso funcionaria como uma mola, estirado pela pré-carga, sendo este estiramento mantido pelas forças de fricção geradas em suas roscas. Qualquer força externa que cause um pequeno deslizamento entre as roscas, não importa quão pequeno, leva a alguma liberação do estiramento e alguma perda de pré-carga. Assim, a aplicação de forças externas, por exemplo, as forças mastigatórias, pode levar a uma erosão efetiva da pré-carga na união parafusada. Neste estágio, quanto maior a pré-carga, maior será a resistência ao afrouxamento, pois a força externa requerida para causar o deslizamento das roscas tem que ser maior do que as forças de fricção entre elas. No estágio secundário do afrouxamento, a pré-carga está abaixo de um valor crítico, de modo que as forças externas podem causar o giro das roscas. Uma vez atingido esse estágio, a união parafusada torna-se mais suscetível a abertura e, consequentemente, as falhas. Outro fator importante relacionado à seleção de um adequado nível de apertamento é o tempo de fadiga do parafuso. Mesmo quando o parafuso é apertado até se obter uma união firme, o que significa que todas as partes da conexão estão em contato, o parafuso irá sofrer a ação das forças externas que 37 atuam no sentido de separar as partes. Com um apertamento acima do nível de adaptação das partes, a pré-carga aumenta e o parafuso irá receber uma proteção adicional contra as cargas externas de separação. Essa proteção é cada vez mais benéfica para o desempenho de fadiga do parafuso, até o ponto em que a carga total suportada pelo parafuso, resultante da pré-carga e das cargas externas, atinge a resistência ao escoamento do parafuso. Quando o nível de carga é excedido, o desempenho de fadiga do parafuso decresce drasticamente. Sendo assim, o objetivo do apertamento de uma união parafusada é a obtenção de uma ótima pré-carga que maximize o tempo de fadiga do parafuso e ofereça um grau de proteção razoável contra o afrouxamento. Outro fator que deve ser observado é a relação entre o torque aplicado e a pré-carga. Quando um torque é aplicado, este é contraposto pelas forças requeridas para o estiramento do parafuso e compressão das partes, assim como pelas forças friccionais abaixo da cabeça do parafuso e em suas roscas. Por consequência dessas forças, o torque aplicado e a pré-carga são apenas indiretamente proporcionais, e influenciados pelo coeficiente de fricção, geometria e propriedades dos materiais constituintes da união parafusada. Dentre esses fatores, a geometria e as propriedades dos materiais, quando comparados ao coeficiente de fricção, têm usualmente menor influência. O coeficiente de fricção, por sua vez, é dependente da dureza, acabamento superficial, velocidade de apertamento e da qualidade de um eventual lubrificante de superfície. Haack et al.25 em 1995, realizaram um estudo com o objetivo de desenvolver um método de avaliação das tensões induzidas em parafusos de pilares tipo UCLA a partir de mensurações de alongamento e determinar o valor 38 do torque máximo de apertamento sem que haja deformação plástica dos mesmos. Para a mensuração do comprimento dos parafusos a porção coronal do pilar e a porção apical do implante foram removidas, expondo a metade da cabeça do parafuso no pilar e as 3 roscas mais apicais no implante. Um pilar UCLA de ouro com hexágono anti-rotacional (Implant Innovations) foi fixado sobre um implante (Nobelpharma USA) usando parafusos de Ti e de Au (Implant Innovations). O torque foi aplicado por meio de um torquímetro digital e as medidas de alongamento realizadas através de um micrômetro. O comprimento do parafuso de Au foi medido antes da aplicação do torque, após um torque inicial de 5 Ncm e a cada incremento de 2 Ncm a partir do torque de 10 Ncm até o valor de 32 Ncm recomendado pelo fabricante. Similarmente, o parafuso de Ti foi medido antes da aplicação do torque, após 4 Ncm e a cada incremento de 2 Ncm a partir de 8 Ncm até 20 Ncm. O valor do destorque foi mensurado apenas após o torque máximo de 32 Ncm e 20 Ncm para os parafusos de Au e Ti, respectivamente. Este procedimento foi repetido por 5 vezes em cada um dos 10 parafusos (5 de cada) no mesmo conjunto pilar-implante. Os resultados mostraram que as maiores medidas de alongamento ocorreram no momento em que maior quantidade de torque foi aplicada, entretanto, não foi possível estabelecer uma correlação linear entre o grau de alongamento e o torque aplicado. Quanto aos valores de destorque, para o parafuso de Au, não houve diferença significante entre as 5 séries de apertamento realizadas. Já para o parafuso de Ti, houve diferença significante entre a primeira série de apertamento e as séries subsequentes. As medidas de alongamento foram convertidas em tensões geradas sobre os parafusos. A tensão calculada para os parafusos de Au e Ti no torque máximo recomendado pelo fabricante foi 60% 39 menor que a resistência ao escoamento dos mesmos e, com base nesta análise estática, o alongamento dos parafusos ocorreu dentro de sua variação elástica. Os autores concluíram que os parafusos podem ser apertados com um torque ligeiramente acima daquele recomendado pelo fabricante a fim de prevenir o afrouxamento. Jaarda et al.32 (1995) fizeram uma comparação morfológica de 5 parafusos de retenção de próteses considerados intercambiáveis entre si, onde os parafusos, a priori, apresentavam características macroscópicas semelhantes e chegaram a dados bastante interessantes. Embora se trate de parafusos para retenção de próteses, algumas extrapolações puderam ser feitas para outros tipos de parafusos, tomando-se como base suas características morfológicas. Os parafusos foram avaliados por meio de MEV (Microscopia Eletrônica de Varredura) e comparados frente nos seguintes aspectos: (A) diâmetro da “cabeça”, (B) comprimento do parafuso, pico das roscas (C), diâmetro externo das roscas (D), diâmetro do “pescoço” (E), comprimento do “pescoço” (F), largura da crista da rosca (G) e largura do intervalo entre as roscas (H). Os resultados das análises revelaram diferenças estatisticamente significante entre todos os parafusos, exceto nos parâmetros C e G. Com relação às diferenças encontradas em relação às características morfológicas e suas consequências, podemos citar os seguintes aspectos: quanto ao diâmetro da “cabeça” dos parafusos, quando esta é excessiva, poderá resultar em um maior contado dela com a porção interna do cilindro protético, o que resultaria em maior atrito e consequente perda da pré-carga. Quanto ao comprimento dos parafusos, este também influenciará diretamente na quantidade de área contactante entre as estruturas, o que resultará em menor pré-carga. Parafusos mais curtos e 40 submetidos ao mesmo torque de apertamento resultaram em maior alongamento do corpo do parafuso, principalmente se o mesmo apresentar um “pescoço” mais longo, diminuindo a área de contato entre os componentes. Além disso, as variações no comprimento do “pescoço”, assim como sua largura, segundo os autores, influenciam diretamente na resistência máxima à tensão dos mesmos, influenciando as transmissões de carga para o complexo implante/próteses. Com base nesses resultados, pode-se concluir que o intercâmbio de componentes entre marcas ditas compatíveis entre si pode introduzir variáveis desconhecidas no tratamento dos nossos pacientes. Embasados nos princípios de engenharia, a respeito do desenho dos parafusos e sua relação com o torque empregado para o apertamento dos mesmos, os autores contestam que os valores de torque fornecidos por um fabricante sejam usados como valor padrão para todos os outros, devido às características individuais de cada sistema. Sakaguchi, Borgersen53 (1995) avaliaram o mecanismo de transferência de carga entre os componentes protéticos de uma prótese sobre implante devido à aplicação do torque de apertamento sobre os parafusos de retenção da prótese e do pilar. Em virtude do interesse primário pelas interações entre os parafusos e as superfícies de contato (estruturas internas que compõem a união parafusada), o método do elemento finito foi selecionado. O modelo de elemento finito utilizado baseou-se nos componentes da empresa 3i (Implants Innovation Inc), sendo adotado como módulo de elasticidade os valores de 99,3 GPa para componentes de liga de Au e 110 GPa para o titânio comercialmente puro (Ti cp). Inicialmente os componentes foram definidos como não carregados ou livres de contato entre suas superfícies. O torque simulado nos parafusos foi a única carga aplicada no modelo. A simulação utilizou torques de 20 Ncm e 10 41 Ncm para o parafuso de Ti do pilar e para o parafuso de Au de retenção da coroa, respectivamente. A pré-carga foi atingida pela determinação de uma sobreposição (interferências de contato) entre as superfícies do modelo. Os resultados demonstraram o seguinte comportamento da união parafusada: o torque de apertamento do parafuso do pilar gerou uma força de apreensão entre o pilar e o implante. O total da força de contato na direção axial foi de 188,3 N e 187,2 N nas interfaces pilar-implante e parafuso- pilar, respectivamente. Quando o parafuso de ouro foi apertado, além da força de contato na interface cilindro- pilar de 131,5 N, a força de apreensão na interface pilar-implante aumentou de 188,3 N para 226,4 N (acréscimo de 20,2%). No entanto, o aumento da força de união entre estes componentes ocorreu à custa de uma diminuição da força de apreensão na interface parafuso-pilar de 187,2 N para 94,0 N (decréscimo de 49,8%). Segundo os autores, esse efeito foi produzido devido a uma tensão na cabeça do parafuso do pilar no momento em que as roscas do parafuso de ouro foram introduzidas para o apertamento do mesmo. Com isso, se o aspecto externo dos componentes protéticos for considerado como um corpo único, pode-se dizer que a resistência compressiva aumenta quando os dois parafusos são apertados. Porém, a força de união interna entre o parafuso do pilar e o próprio pilar é reduzida quando o parafuso de Au é apertado. Além disso, para o torque simulado de 20 Ncm, a tensão máxima de tração correspondeu a 52% do seu limite elástico. Já no parafuso de Au, para o torque de 10 Ncm a tensão máxima de tração foi 39,3%. Os resultados dessa análise estática sugerem que o torque de apertamento pode ser ligeiramente aumentado, além do recomendado pelo fabricante, sem exceder a capacidade elástica do material. No entanto, seria interessante uma análise associada à performance 42 mastigatória, visto que com o carregamento oclusal, os parafusos sob tensão podem sofre uma deformação plástica, o que consequentemente resulta na perda da pré-carga e retenção da restauração. O trabalho de Carr et al.14 em 1996, revisou conceitos fundamentais relacionados aos procedimentos de obtenção, acabamento e polimento de pilares protéticos, observando a geração de pré-carga, por meio de strain-gauge, durante o procedimento de apertamento dos parafusos, variando o tipo de pilar (ouro pré-fabricado, com cinta em ouro a ser sobrefundido e cilindros calcináveis de plástico). Os resultados mostraram que a pré-carga, na interface cilindro/pilar, pode ser afetada pelos procedimentos de fundição, pela escolha do tipo de cilindro, pelo tipo de revestimento, acabamento e polimento desse cilindro. Maiores valores de pré-carga foram obtidos pelos pilares pré-fabricados quando comparados aos produzidos por padrões plásticos. Avaliando apenas os padrões plásticos, os resultados revelam que maiores valores de pré-carga ocorreram com os pilares obtidos a partir do uso de uma liga de baixa fusão comparados a uma de alta fusão. Os dados obtidos ainda indicam que quando pilares plásticos são usados como parte da infra-estrutura protética, o acabamento e polimento dos mesmos promovem um aumento na pré-carga comparado com a ausência desses procedimentos. Pilares pré-fabricados também exibiram diferentes valores de pré-cargas entre diferentes fabricantes. Os autores sugerem que quando máxima pré-carga é desejada, o uso de pilares metálicos pré-fabricados oferece vantagens quando comparados a pilares plásticos. Binon7 (1996) desenvolveu um estudo para determinar a influência da liberdade rotacional entre o hexágono interno do pilar e o hexágono externo 43 do implante no que diz respeito à estabilidade do parafuso dessa conexão durante uma função simulada. Para o estudo, as dimensões do hexágono externo de 50 implantes Brånemark (3.75 x 10 mm) foram mensuradas para que uma média fosse estabelecida. A partir desta média, uma série de 50 pilares cônicos tipo UCLA foram usinados com uma dimensão crescente do seu hexágono interno. Dez grupos de pilares foram formados de acordo com a variação da medida do hexágono interno. A liberdade rotacional de cada grupo foi verificada antes da aplicação da carga. Após a análise de liberdade rotacional, os pilares foram conectados aos implantes usando parafusos de Ti com um torque de 30 Ncm. Os espécimes foram fixados em uma máquina de ensaios e submetidos a uma carga cíclica de 133,3 N, com frequência de 20 Hz, até a falha da conexão, a qual foi determinada pelo afrouxamento do parafuso. Os resultados mostraram que existe uma correlação direta entre a liberdade rotacional e o afrouxamento do parafuso. Quanto menor a liberdade rotacional, mais resistente é a conexão e menor a probabilidade de afrouxamento dos parafusos. Os grupos com desajuste rotacional inferior a 2 graus apresentaram uma maior resistência ao afrouxamento (média de 6,7 milhões de ciclos), cerca de 26% maior do que a resistência apresentada pelos grupos com desajuste rotacional superior a 2º. Além disso, os sete grupos com liberdade rotacional superior a 5º apresentaram um comportamento semelhante, com a falha dos parafusos ocorrendo entre 1,1 e 2,5 milhões de ciclos, uma redução de 63% quando comparado ao grupo com menor liberdade rotacional. O autor concluiu que a presença do hexágono aumenta significativamente a resistência ao afrouxamento e que a eliminação da liberdade rotacional resultou em uma conexão mais rígida e mais resistente ao afrouxamento. 44 A estabilidade da interface de implantes tipo hexágono externo foi discutida por Binon9 em 2000. O conceito de uma conexão parafusada foi apresentado em relação ao torque, à pré-carga e aos fatores que afetam a estabilidade da conexão: rugosidade superficial, acomodação das superfícies de contato, interação elástica, fricção, temperatura, fluidos corrosivos, dobramento, desadaptação, falta de alinhamento entre os componentes, vibração, cargas cíclicas, fadiga, desenho dos parafusos e compatibilidade dos materiais. Segundo o autor, as superfícies de contato têm influência direta e significante na obtenção da adequada força de apreensão e manutenção da estabilidade da conexão. O processo conhecido como acomodação das superfícies (Embedment Relaxation) ocorre devido à presença de micro irregularidades entre as superfícies. Mesmo uma superfície cuidadosamente usinada, como a dos implantes e seus componentes, apresentam rugosidades superficiais se observadas por um microscópio. Quando superfícies opostas entram em contato, por meio do encaixe dos componentes e mais intensamente ainda quando a pré- carga é gerada, em virtude da força de apreensão entre as estruturas, há uma tendência natural de aplainamento ou mesmo desgaste das irregularidades superficiais. Assim que a superfície aplaina, a distância microscópica entre as superfícies diminui, o parafuso perde parte de seu alongamento e, conseqüentemente, a pré-carga diminui. Com relação ao desenho dos parafusos e seus materiais constituintes, o autor relatou que o desenho dos parafusos tem evoluído para maximizar a pré-carga, sendo que os parafusos dos pilares geralmente consistem em uma cabeça de assentamento plana, uma haste longa e seis roscas de alcance. O fator mais importante que determina a capacidade de apertamento do parafuso é o material com que é feito. A resistência do 45 material tem uma influência significante na pré-carga, sendo que o apertamento com até 70 a 80% do seu limite convencional de escoamento geralmente é recomendado para prevenir deformação permanente. Então, quanto mais forte o parafuso, maior pré-carga pode ser atingida. Porém, isto é verdadeiro dentro de certos limites, o apertamento de um parafuso de liga de Ti com o torque recomendado de 35 Ncm (32% do limite convencional de escoamento) gera pré- cargas de aproximadamente 400N. A aplicação de um torque maior não fornecerá um ganho adicional de pré-carga devido à elevada fricção entre o Ti das roscas do implante e o Ti das roscas do parafuso. Essa resistência friccional é devida em parte ao processo de escoriação, uma forma de desgaste adesivo que ocorre durante o íntimo contato de materiais semelhantes. Daí a introdução dos parafusos de liga de Au. O parafuso de Au tem um coeficiente de fricção mais baixo, podendo suportar aproximadamente 75% do limite convencional de escoamento, o que resulta em pré-cargas em torno de 890N, duas vezes maior do que as atingidas por um parafuso de Ti. Num esforço para reduzir a resistência friccional e gerar mais pré-carga, agentes lubrificantes de cobertura têm sido aplicados aos parafusos do pilar. Os mais notáveis são o TorqTite da Nobel Biocare-SteriOss e o Gold-Tite da Implant Innovations. O TorqTite possui uma cobertura de Teflon, sobre as roscas do parafuso de Ti, que reduz o coeficiente de fricção em 60%. O fabricante relata que com um torque de 35 Ncm (75% do limite convencional de escoamento) atinge pré-cargas em torno de 933N. Sendo assim, do ponto de vista prático, a performance do parafuso de Ti com cobertura e do parafuso de Au são semelhantes. O Gold-Tite reduz a fricção através do recobrimento do parafuso de Au com uma camada de ouro puro de 0,76 m. Com um torque de 32 Ncm, o fabricante relata um aumento de 24% na 46 pré-carga, de 297.8 para 369.4 N. Porém, o autor afirmou que os dados disponíveis sobre a efetividade das coberturas de superfície são baseados em informações dos fabricantes e possuem validade independente limitada. Por fim, o autor recomendou que se verifique os parafusos a cada 12 ou 18 meses, para se restabelecer a pré-carga ideal e evitar complicações, haja vista que a causa do afrouxamento é multifatorial e a atenção aos detalhes deve ser crítica para o sucesso a longo prazo. Martin et al.42, em 2001, realizaram um estudo com o objetivo principal de avaliar o material e o tipo de superfície de 4 parafusos de pilar comercialmente disponíveis, quanto: (I) ao ângulo de rotação do parafuso e (II) à pré-carga gerada. Além disso, visualizaram a superfície das roscas do parafuso antes e após o apertamento através de MEV. Os seguintes parafusos foram avaliados: Gold-Tite, TorqTite, liga de Au e liga de Ti. Vinte parafusos de cada tipo foram divididos em 2 grupos com 10 parafusos de cada. Sendo um, o grupo de amostras dos parafusos que receberiam um torque de 20 Ncm e o outro, um torque de 32 Ncm. Para a análise do grau de rotação a amostra era posicionada em um aparelho de medidas angulares e com um torquímetro digital aplicava-se o torque no valor desejado, após a aplicação do torque o grau de rotação do parafuso era registrado. Para a análise da pré-carga gerada foi realizado o afrouxamento do parafuso por meio de um toque reverso, e o pico do valor obtido era registrado. Este mesmo procedimento foi repetido por mais 4 vezes, a fim de que após 5 ciclos de apertamento e afrouxamento eventuais variações nos graus de rotação e na pré-carga gerada fossem registradas. Após a coleta dos dados um espécime de cada grupo foi utilizado para a análise em MEV. Exames em aumentos de 85X e 200X foram conduzidos para avaliar se 47 modificações físicas ocorreram na superfície das roscas dos parafusos quando comparadas as superfícies de um parafuso novo. Os resultados mostraram que para ambos os torques de apertamento o maior grau de rotação foi registrado para os parafusos TorqTite, seguidos pelos Gold-Tite, Au e Ti. Na avaliação da pré-carga gerada, para os 2 torques de apertamento, os parafusos Gold-Tite apresentaram maiores valores de pré-carga, seguidos pelos parafusos TorqTite, Au e Ti. Com relação aos ciclos de apertamento, não houve diferença estatisticamente significante nos valores de torque definidos nem para o ângulo de rotação, nem para a pré-carga gerada. A análise realizada em MEV não revelou modificações reportáveis. Os autores concluíram que os tratamentos superficiais dos parafusos foram capazes de reduzir a fricção, resultando em maiores valores de pré-carga, no entanto ressaltam que esses valores deveriam ser investigados sob carga cíclica. Baseados no pressuposto que os pilares possuem diferentes propriedades mecânicas e anti-rotacionais, e com isso, diferentes resistências à abertura da união parafusada, Tan, Nicholls58 (2001) analisaram comparativamente a pré-carga gerada por 7 sistemas de pilares comumente utilizados. Os sistemas testados foram: (A) Plataforma Standard regular 5.5 mm (Nobel Biocare) com parafuso de Ti cp, (B) Plataforma EsthetiCone regular 3.0 mm (Nobel Biocare) com parafuso de Ti cp, (C) Plataforma MirusCone regular 3.0 mm (Nobel Biocare) com parafuso de Ti cp, (D) Titanium Abutment Post 2.0 mm (Implant Innovation) com parafuso de liga de Ti, (E) Plataforma CeraOne regular 2.0 mm (Nobel Biocare) com parafuso de liga de Au, (F) Gold Cylinder to Fixture com parafuso de liga de Au (Nobel Biocare), e (G) Plataforma TiAdapt regular 5 x 8 mm (Nobel Biocare) com parafuso de liga de Au. Para a 48 mensuração da pré-carga, a tensão de compressão gerada na interface pilar- implante foi registrada através de strain gauges. Cada pilar foi posicionado sobre um implante 3.75 x 15 mm (Nobel Biocare AB), o parafuso específico do pilar foi então apertado utilizando um torquímetro eletrônico (DEA 020, Nobel Biocare AB) de acordo com o torque recomendado pelo fabricante. Sendo, cada procedimento de aperto e mensuração, repetido por 5 vezes. Adicionalmente, a variável velocidade do torque foi investigada. No que se referem à pré-carga gerada, os resultados demonstraram uma diferença significante entre os sistemas de pilares avaliados. No torque recomendado pelo fabricante, a média da pré-carga mensurada nos pilares foi 181.6 ± 60.0 N para Standard, 291.3 ± 41.2 N para o EsthetiCone, 456.5 ± 44.0 N para o MirusCone, 369.7 ± 32.9 N para o Titanium Abutment Post, 643.4 ± 143.1 N para o CeraOne, 536.3 ± 68.6 N para o Gold Cylinder to Fixture e 556.9 ± 145.6 N para o TiAdapt. Avaliando os sistemas de acordo com o material constituinte do parafuso, para os parafusos de Ti cp com o torque recomendado de 20 Ncm, a menor pré-carga foi mensurada no Standard e a maior no MirusCone. Para os parafusos de Au com o torque de 32 Ncm, a maior pré-carga foi no CeraOne e a menor no TiAdapt. Genericamente, os sistemas apresentaram uma pré-carga ligeiramente maior com o apertamento em baixa velocidade, mas essa diferença só foi estatisticamente significante no grupo do TiAdapt. Os autores concluíram que as pré-cargas mensuradas indicaram diferenças entre os sistemas de pilares, estando sob dependência do desenho do pilar, material do parafuso, torque de apertamento e velocidade de apertamento. Siamos et al.54 (2002) realizaram um estudo com o propósito de determinar se a variação da pré-carga no complexo pilar/implante poderia 49 facilitar o afrouxamento do parafuso do pilar simulando condição de carga. Para isso, um implante de plataforma regular e 13 mm de comprimento foi montado em um bloco de resina, e um pilar foi parafusado pela ação de um torquímetro. Quarenta corpos de prova foram avaliados e divididos em 3 grupos experimentais que continham 4 sub-grupos (torque de 25, 30, 35 e 40 Ncm). Os grupos eram: GI - 2 corpos de prova por subgrupo receberam o torque recomendado, aguardaram-se 3 horas e realizou-se o torque reverso, GII –2 corpos de prova por subgrupo receberam o torque recomendado, 10 minutos foram aguardados, aplicou-se outro torque de igual valor; aguaram-se 3 horas e realizou-se o torque reverso, GIII - 6 corpos de prova por subgrupo receberam o torque recomendado, aguardaram-se 10 minutos, aplicou-se outro torque de igual valor, e por um período de 3 horas os corpos de prova foram submetidos à carga cíclica. Em seguida, foi realizado o torque reverso. Os resultados demonstraram que em todos os grupos o torque necessário para a remoção dos parafusos (torque reverso) foi sempre inferior ao torque aplicado inicialmente. Entretanto, os parafusos que receberam um segundo torque de igual valor, 10 minutos após o primeiro torque, apresentaram maior resistência ao torque reverso, o que faz os autores sugerirem que este procedimento deve ser tomado como rotina na conduta clínica. Os parafusos apertados acima do limite recomendado pelo fabricante (30 Ncm) também apresentaram maior resistência ao torque reverso. Assim, os autores sugerem que os parafusos possam ser apertados com valores de torque ligeiramente acima daqueles recomendados. Em decorrência da fadiga poder ser responsável pela instabilidade da união parafusada, Khraisat et al.38, em 2002, investigaram a resistência à fadiga e os modos de falha de restaurações unitárias implantossuportadas. Dois 50 sistemas de implante, Brånemark (Mark IV; Nobel Biocare AB) e ITI (Solid screw; Institute Straumann AG), foram selecionados por representar uma conexão externa do tipo hexágono e uma conexão interna cônica. Sete implantes (10 mm) de cada sistema foram embebidos em um bloco cilíndrico de resina acrílica com uma profundidade de 7 mm, para que uma reabsorção óssea de 3 mm fosse simulada. Pilares CeraOne e Solid, com coroas experimentais cimentadas foram fixados aos implantes Brånemark e ITI, respectivamente. Cada espécime foi montado em uma máquina de ensaios e um carregamento cíclico entre 0 e 100 N foi aplicado perpendicularmente na coroa sobrejacente ao pilar, em uma frequência de 75 ciclos/minuto. O ponto de aplicação da carga foi a uma distância de 11,5 mm da superfície do bloco de resina. Para simular 6 anos de função, uma meta de 1,8 x 106 ciclos foi definida. Os parafusos do pilar dos espécimes Brånemark fraturaram entre 1.178,023 e 1.733,526 ciclos, enquanto que os espécimes ITI atingiram a meta de 1,8 x 106 ciclos sem falha. Uma diferença significativamente alta entre os 2 grupos foi encontrada. A zona crítica de falha dos espécimes foi na junção entre a porção sem roscas e com roscas dos parafusos. Os autores concluíram que para o sistema Brånemark, apesar da geometria e composição do parafuso do pilar ter sido modificada, este é o componente mais frágil. O sistema ITI, conexão interna cônica, demonstrou resistência à fadiga superior a conexão externa do tipo hexágono. A dispersão das tensões ao longo da interface de união pode ser a razão para a maior resistência no carregamento cíclico lateral. Lang et al.41 (2003) realizaram um estudo utilizando a análise por elemento finito (FEA) com o objetivo de examinar a natureza dinâmica de desenvolvimento da pré-carga, mais especificamente, o efeito do coeficiente de 51 fricção sobre a pré-carga gerada. Dois sistemas de implantes da Nobel Biocare foram selecionados por representarem uma conexão externa e uma interna, como segue: (1) implante Brånemark Mark III 3.75 x 10 mm, um pilar CeraOne e um parafuso de liga de Au; (2) implante Replace Select 4.3 x 10 mm, um pilar Straight Esthetic e um parafuso TorqTite. Os sistemas foram modelados respeitando a configuração em hélice das roscas do parafuso e das roscas internas do corpo do implante, para obter a geometria destas superfícies contactantes e permitir a simulação do desenvolvimento da pré-carga durante a aplicação do torque. Os parafusos dos pilares foram submetidos a um torque de apertamento de 0 até 64 Ncm, em incrementos de 1 Ncm. A FEA foi conduzida em 2 experimentos. Para o 1º experimento, o coeficiente de fricção foi definido como 0.20 entre todos os componentes de Ti e como 0.26 entre o Au e o Ti. No 2º experimento, em ambos os modelos, o coeficiente de fricção foi modificado. O coeficiente entre as superfícies de contato pilar-implante foi definido como 0.20, enquanto que para todas as outras superfícies relacionadas ao parafuso foi definido como 0.12, sendo este valor selecionado por representar metais bem lubrificados. No 1º experimento, para o sistema Mark III o valor de pré-carga observado foi de 318.7 N no torque recomendado pelo fabricante de 32 Ncm e para o Replace Select a pré-carga foi 532.7 N no torque recomendado de 35 Ncm. No 2º experimento, para o Mark III a pré-carga foi 677.6N no torque de 32 Ncm e para o Replace Select a pré-carga foi 805.8 N no torque de 35 Ncm. Baseados nestes resultados os autores concluíram que o coeficiente de fricção de 0.26 resultou em uma pré-carga menor que a ideal, correspondente a 75% do limite convencional de escoamento do parafuso. Assim como, quando o coeficiente de fricção foi definido como 0.12 os valores de pré-carga no torque 52 recomendado foram maiores nos dois sistemas, sendo a redução do coeficiente de fricção um mecanismo eficiente no desenvolvimento de uma maior pré-carga. O valor do torque reverso, necessário para afrouxar o parafuso do pilar após um teste de fadiga, foi assumido por Khraisat et al.40 (2004), como a medida da pré-carga remanescente. Com este pressuposto, os autores realizaram um estudo com o objetivo de investigar o efeito do carregamento cíclico lateral, com diferentes pontos de aplicação da carga, sobre o afrouxamento do parafuso do pilar de um sistema de implante tipo hexágono externo. Além disso, o deslocamento rotacional do pilar e modificações microscópicas nas superfícies contactantes foram examinados. Para este estudo, foram usados 15 conjuntos compostos de um implante Brånemark Mark IV (4 x 10 mm) (Nobel Biocare AB) montado em um suporte metálico, um pilar CeraOne (Nobel Biocare AB), e uma coroa experimental. Para manter os implantes bem fixados, o suporte metálico possuía um orifício central de 4 mm e um parafuso lateral. Os implantes foram posicionados na abertura central, de modo que 3 mm de reabsorção óssea fosse simulada, e fixados pelo aperto do parafuso lateral. Os pilares foram conectados aos implantes com um leve aperto manual de seus parafusos. As coroas experimentais foram fabricadas com uma abertura de acesso ao parafuso de retenção e cimentadas sobre os pilares. Para o registro da pré-carga inicial, um torquímetro (Model BTG60CN; Tonichi Mfg) foi usado para assegurar a aplicação precisa de uma força reproduzível em cada parafuso. O torquímetro foi mantido firme, cuidadosamente posicionado no longo eixo do implante, e girado no sentido horário até o respectivo parafuso ser apertado em 32 Ncm, como recomendado pelo fabricante. O parafuso foi reapertado após 10 minutos, para minimizar o efeito de acomodação das 53 superfícies contactantes e obter uma pré-carga ideal. Cinco minutos depois, a pré-carga foi mensurada a partir do torque reverso. Subsequentemente, o parafuso foi apertado e então reapertado, como descrito anteriormente. Os conjuntos montados foram divididos em 3 grupos, com 5 espécimes em cada: (A) aplicação cêntrica da força, perpendicular ao longo eixo do implante, a uma distância longitudinal de 11,5 mm da borda do suporte metálico, por um período de 1,0 x 106 ciclos. (B) aplicação excêntrica da força (4 mm de distância lateral do ponto de aplicação do grupo A), com o mesmo sentido, mesma distância longitudinal e pelo mesmo período do grupo A. (C) grupo controle, os espécimes foram mantidos sem carregamento pelo mesmo período dos grupos A e B. Cada espécime foi montado em uma máquina de ensaios e uma carga cíclica entre 0 e 50 N foi aplicada de acordo com grupo experimental, em uma freqüência de 75 ciclos por minuto. Após a conclusão do ensaio, a pré-carga pós-carregamento foi mensurada pelo torque reverso. O torque reverso inicial foi subtraído do torque reverso pós-carregamento e a diferença resultante foi referida como a diferença do torque reverso (DTR). O deslocamento rotacional pós-carga foi avaliado no 4º e 5º espécime dos grupos submetidos ao carregamento (A e B). Por fim, uma análise em MEV foi conduzida para avaliar alterações físicas na superfície das roscas do parafuso e nas margens do hexágono. Os resultados revelaram valores negativos de DTR. O grupo A apresentou a maior média de DTR (-4,26 ± 0,86 Ncm), seguido pelo grupo B (-0,92 ± 0,99 Ncm) e pelo grupo C (-0,38 ± 0,25 Ncm). Houve diferença significante entre os diferentes pontos de aplicação da carga, sendo o grupo A estatisticamente diferente dos grupos B e C. O deslocamento rotacional só foi observado nos 2 espécimes do grupo B (58 ± 2 m e 53 ± 1 m). A análise em MEV revelou um leve desgaste na superfície das 54 roscas dos parafusos em todos os grupos. Um polimento mais acentuado foi observado nas margens do hexágono no grupo B. Os autores concluíram que os valores do torque reverso da união parafusada foram preservados sobre o carregamento lateral excêntrico, quando comparados com o carregamento lateral cêntrico. Neste mesmo ano, Khraisat et al.39 realizaram um estudo com o objetivo de investigar o efeito de um ensaio de fadiga sobre o afrouxamento do parafuso do pilar e sobre a resistência à flexão de um sistema de implante tipo hexágono externo, após 2 períodos de carregamento cíclico lateral. Quinze conjuntos, obtidos do estudo acima citado, foram utilizados. A preparação dos espécimes e a mensuração da pré-carga inicial a partir do torque reverso foram descritos no estudo prévio reportado. Para a realização do carregamento cíclico lateral, os conjuntos montados foram divididos em 3 grupos, com 5 espécimes em cada: (A) força aplicada perpendicular ao longo eixo do implante a uma distância de 11,5 mm da borda do suporte metálico, por um período de 1,0 x 106 ciclos, representando 40 meses de função simulada. (B) a mesma força foi aplicada por um período de 0,5 x 106 ciclos, o qual representa 20 meses de função simulada. (C) grupo controle, os espécimes foram mantidos sem carregamento pelo mesmo período do grupo B. Cada espécime foi montado em uma máquina de ensaios de fadiga e uma carga cíclica entre 0 e 50 N foi aplicada em uma freqüência de 75 ciclos por minuto. Após a conclusão do teste dinâmico e a mensuração do torque reverso pós-carregamento, todos os espécimes foram preparados para o teste estático de flexão. Os espécimes foram fixados em uma máquina de ensaios AG-1000ETM (Shimadzu Corporation). Uma força de flexão perpendicular ao longo eixo do implante foi 55 centralmente aplicada a uma distância de 11,5 mm da borda do suporte metálico, com uma velocidade de carga de 1 mm/min. Uma curva de força x deflexão foi registrada e a resistência à flexão determinada pelo valor da força máxima observada na curva. A diferença do torque reverso (DTR) foi calculada. Foram obtidos valores negativos de DTR, o grupo A apresentou a maior média de DTR (-4,26 ± 0,86 Ncm), seguido pelo grupo B (-2,00 ± 0,32 Ncm) e pelo grupo C (-0,38 ± 0,25 Ncm). Houve diferença significante entre os 3 grupos, sendo o grupo A estatisticamente diferente dos grupos B e C, assim como o grupo B do grupo C. Na análise da resistência à flexão, o grupo C (grupo controle) apresentou as médias mais altas, enquanto a grupo A teve a menor média. Entretanto, não houve diferença significante entre os grupos. Os autores concluíram que o carregamento cíclico lateral por 1 x 106 ciclos decresce significantemente o torque reverso, em comparação ao período de carregamento cíclico de 0,5 x 106. Byrne et al.12 (2006) propuseram um estudo com 2 objetivos: (I) comparar os valores de pré-carga gerada por 3 tipos de parafusos de pilar: liga de Ti, liga de Au e Gold-Tite, e (II) comparar as pré-cargas geradas entre pilares tipo UCLA pré-fabricados e pilares com cinta metálica de ouro e porção coronal calcinável, quando episódios de apertamento, com sucessivos torques de inserção (10, 20 e 35 Ncm) foram realizados. Para isso, um implante foi montado e com ele um dispositivo associado a um strain-gauge foi utilizado para aferir a pré-carga. Para os testes, os pilares eram então montados sobre os implantes e fixados pelos seus parafusos. Dez parafusos foram utilizados para cada tipo de pilar, compondo uma amostra de 60 conjuntos (implante/pilar/parafuso). Inicialmente, um torque de 10 Ncm foi aplicado e a pré- 56 carga mensurada. O torque foi aumentado para 20 Ncm e a pré-carga novamente mensurada. O torque foi finalmente aumentado para 35 Ncm e a pré- carga registrada mais uma vez. Os parafusos foram então completamente afrouxados e a sequência de apertamento para os 3 níveis de torque ascendentes repetida, com o registro da pré-carga, como acima mencionado. Este procedimento foi realizado por 3 vezes. Os resultados mostraram que para os 3 parafusos estudados, em geral, houve uma diminuição da pré-carga à medida que aumentava o número de vezes que o parafuso era apertado. O parafuso de Gold-Tite demonstrou a maior tendência a perda de pré-carga com repetidos apertamentos. No torque de 35 Ncm a pré-carga do parafuso com cobertura diminuiu de 369.9N após o 1º apertamento para 299.5N após o 3º apertamento, um decréscimo de 19%. Uma perda similar de pré-carga no parafuso com cobertura foi observada nos torques de 10 e 20 Ncm (21% decréscimo e 16% decréscimo, respectivamente). A deterioração na pré-carga com o parafuso de Au foi um pouco menor do que no parafuso Gold-Tite no 3º apertamento (15% decréscimo), enquanto a pré-carga no parafuso de Ti foi razoavelmente mais estável nos 3 episódios de apertamento. Entretanto, mesmo com um decréscimo na pré-carga para cada apertamento, o parafuso Gold-Tite foi mais efetivo. Dos 3 parafusos estudados, foi o parafuso que desenvolveu valores de pré-carga mais elevados para todos os instantes de apertamento e para todos os torques de inserção, seguido pelo parafuso de Ti que obteve, aproximadamente, valor de pré-carga 10% maior do que o parafuso de Au. Quanto à geração de pré-carga, para os diferentes tipos de pilar, os resultados mostraram que os pilares sobrefundidos apresentaram pré-carga cerca de 20% maior que os pilares pré-fabricados. 57 Já Kano et al.37 (2006) procuraram avaliar os efeitos do procedimento de fundição na perda do torque aplicado, por meio do torque reverso, utilizando para isso implantes de hexágono externo e pilares usinados em titânio (controle), pilares com cinta metálica pré-usinada em paládio e sobrefundida com o mesmo material e pilares plásticos fundidos com liga de Ni- Cr ou com liga de Co-Cr, sendo todos do tipo UCLA. Para cada combinação de pilar/implante, um parafuso de liga de Ti foi usado. Após as fundições, os pilares não sofreram acabamento nem polimento. Com base nos resultados obtidos, os pilares usinados em titânio apresentaram uma quantidade de torque significativamente maior quando comparados com todos os outros grupos submetidos aos procedimentos de fundição, não sendo encontrada diferença estatística entre os outros grupos. Tais resultados sugerem que pilares usinados são capazes de proporcionar maior estabilidade a união parafusada. Quek et al.49 (2006) realizaram um teste de fadiga rotacional para investigar o desempenho em fadiga de carga de um sistema pilar-implante nos diâmetros estreito, regular e largo, quando apertados em 3 níveis de torque: (1) 20% menor que o torque recomendado, (2) o torque recomendado, e (3) 20% maior que o torque recomendado. O sistema testado foi o pilar CeraOne com o implante Brånemark Mark III (15 mm) (Nobel BioCare AB). Os implantes foram fixados em um suporte com resina epóxi PL-2 (Measurements Group). Um orifício concêntrico foi realizado nos diâmetros correspondentes as plataformas dos implantes. A profundidade do orifício permitiu que cada implante fosse embebido até a sua segunda rosca, para que o nível de suporte ósseo fosse simulado. Uma quantidade adicional de resina foi utilizada para a fixação dos implantes. A resina epóxi PL-2 foi selecionada por possuir o módulo de 58 elasticidade (0,21 x 109 N/m2) semelhante ao osso trabecular humano (0.14 x 109 N/m2). Os pilares foram parafusados de acordo com o torque desejado. O torque recomendado foi aplicado no grupo B (20 Ncm para a plataforma estreita, 32 Ncm para a plataforma regular e 45 Ncm para a plataforma larga). Os grupos A e C receberam um torque 20% menor e 20% maior, respectivamente. O teste de fadiga rotacional seguiu as especificações da US Food and Drug Administration, Center for Devices and Radiological Health. Na qual os espécimes podem ser submetidos à carga de fadiga com uma frequência entre 3 - 15 Hz e um limite máximo de 5 x 106 ciclos. A carga utilizada no teste foi de 21 N, com uma angulação de 45º em relação ao longo eixo do corpo de prova, o que criou um momento de flexão de 35 Ncm na interface pilar/implante. A máquina operou a 14 Hz. Neste estudo ocorreram 6 falhas nos espécimes com diâmetro estreito (5 fraturas de parafuso e uma fratura de implante), 3 falhas no diâmetro regular (2 fraturas de implante e uma fratura de parafuso) e nenhuma falha no diâmetro largo. Diferença significante foi encontrada no número de ciclos entre os diâmetros estreito e largo. Por fim, os resultados demonstraram que não houve diferença significante entre os níveis de torque aplicados. Os autores concluíram que para uma situação clínica, com carga funcional significativa, os implantes com diâmetro estreito apresentariam o maior risco de fadiga por falha. Stüker et al.57 (2008) desenvolveram um estudo com o objetivo de comparar a pré-carga gerada por 3 tipos de parafusos de pilar através de strain- gauges e dos torques de remoção. Para isto, componentes da Conexão® Sistema de Prótese Ltda. formaram 3 grupos, de acordo com as características do parafuso: (A) 10 parafusos de Au, (B) 10 parafusos de liga de Ti, e (C) 10 59 parafusos de liga de Ti com tratamento de superfície (Ti-tite®). Cada grupo foi utilizado para a fixação de 3 pilares Cera One® sobre implantes Master Screw® tipo hexágono externo. Para a fixação dos conjuntos pilar-implante um torquímetro digital (Torqueleader, model TSD150) foi utilizado. Os parafusos foram apertados com um torque de 30.07 ± 0.28 Ncm e mantidos em posição por 5 minutos para a estabilização da pré-carga. Durante esse período de estabilização, a pré-carga foi registrada após 1, 2, 3, 4 e 5 minutos e uma média desses valores foi calculada. Após esta avaliação, os parafusos foram removidos e o torque reverso foi registrado. Depois disso, os parafusos foram novamente apertados por mais 4 vezes, e os valores de pré-carga e torque reverso registrados. Uma diferença estatisticamente significante foi encontrada entre os materiais analisados, para ambos os valores obtidos, pré-carga e torque de remoção. Os parafusos de Au apresentaram os maiores valores de pré-carga, enquanto os parafusos de Ti os menores. Os maiores torques de remoção foram apresentados pelos parafusos de Ti, seguidos pelos parafusos de Au e Ti-tite®. Os autores concluíram que os parafusos de Au podem ser indicados por proporcionar uma maior longevidade a conexão pilar-implante devido aos maiores valores de pré-carga alcançados. Tsuge, Hagiwara60 (2009) investigaram o efeito do carregamento cíclico lateral sobre o afrouxamento do parafuso do pilar em sistemas de implantes do tipo hexágono interno e externo, como parte de um estudo para esclarecer as características e vantagens dessas configurações. Para esta proposta, cada modalidade de implante, Osseotite Certain Straight (BIOMET 3i) e Osseotite External Straight (BIOMET 3i), foi fixada aos seus respectivos pilares através de 2 tipos de parafusos (liga de Au e liga de Ti), totalizando 64 conjuntos 60 (16 de cada combinação). Os implantes foram posicionados em um cilindro de alumínio com o auxílio de um delineador, e embebidos em uma liga de baixa fusão (MELOTTE METAL, GC Corp.) até a 2ª rosca. Uma coroa experimental foi fixada ao pilar usando cimento resinoso adesivo (Linkmax, GC Corp.) e os espécimes divididos em 4 grupos de acordo com o sistema de conexão e tipo de parafuso. O método de mensuração da pré-carga foi baseado no valor do torque reverso (VTR), sendo o efeito do carregamento cíclico avaliado pelas modificações no mesmo. Um torquímetro (6- BTG-N, Tohnichi Mfg. Co. Ltda.) foi usado para garantir que uma força reproduzível fosse aplicada. O torquímetro foi orientado no sentido do longo eixo do implante e rodado no sentido horário até que o parafuso fosse apertado em 20 Ncm, como recomendado pelo fabricante. Após 10 minutos, o parafuso foi re-apertado para minimizar o efeito da acomodação entre as superfícies. Após 5 minutos, o VTR inicial foi mensurado usando o mesmo torquímetro e registrado. A ciclagem foi realizada em uma máquina de testes de fadiga (K517, Tokyo Giken Inc.). Uma carga entre 0 - 100 N foi aplicada em 1,25 Hz de freqüência por 1 x 106 ciclos. O ponto de carregamento foi localizado 4 mm à esquerda do centro do implante, com 30º de inclinação em relação ao longo eixo do implante e a uma distância de 10,5 mm da borda do cilindro de alumínio. Após 1 x 106 ciclos, o VTR foi mesurado com o mesmo torquímetro e registrado. Adicionalmente, parafusos selecionados nos Grupos A e D foram observados em MEV sob o aumento de 200x para identificação de possíveis danos em suas superfícies. Como resultado observou- se que o VTR após o carregamento foi significantemente maior que o VTR inicial. Em particular, o decréscimo no VTR dos parafusos de Au foi maior que nos parafusos de Ti, sendo constatado que o material do parafuso influenciou 61 significativamente a pré-carga. Contrariamente, a análise estatística revelou que o sistema de conexão não teve efeito sobre a pré-carga. Por fim, a MEV revelou danos nas roscas de ambos os parafusos, porém, nenhum desgaste anormal devido ao carregamento foi observado, sendo esses danos atribuídos ao procedimento de apertamento. Os autores concluíram que o material do parafuso apresentou um efeito significativo sobre a pré-carga e que os parafusos de Ti foram menos propensos à soltura. Já nos sistema de conexão esta correlação não pôde ser estabelecida. Com o propósito de testar a eficácia da cobertura de superfície de carboneto de carbono tungstênio (WC/C), Park et al.47, em 2010, analisaram comparativamente a pré-carga gerada por parafusos de pilar de liga Ti com cobertura (WC/C Ti) e parafusos de liga de Ti sem cobertura (Ti) em 3 sistemas de conexão da Osstem Implant. Os sistemas testados foram US II (conexão tipo hexágono externo), SS II (conexão interna tipo Cone Morse com 8º de inclinação), GS II (conexão interna tipo Cone Morse com 11º de inclinação). A pré-carga foi avaliada através da mensuração do ângulo de rotação, força de apreensão, torque de remoção inicial e torque de remoção após carregamento. Adicionalmente, o percentual da pré-carga perdida foi calculado para determinar a eficácia dos parafusos testados e dos sistemas de conexão. Para a mensuração do ângulo de rotação, 3 conjuntos, um de cada tipo de conexão, forma fixados em um suporte metálico. Com o auxílio de um torquímetro digital (MGT12E, Mark-10 Corp.) 5 parafusos WC/C Ti e 5 parafusos Ti foram apertados até 30 Ncm e o ângulo de rotação mensurado, sendo a mensuração repetida por 5 vezes. A força de apreensão gerada pelo torque de apertamento de 30 Ncm foi diretamente mensurada utilizando um Sensor. Cada sistema de 62 conexão teve a força de apreensão de 5 parafusos WC/C Ti e 5 parafusos Ti mensurada por 5 vezes. Para o torque de remoção inicial e após carregamento, 10 conjuntos pilar-implante de cada tipo de conexão foram fixados por meio dos parafusos WC/C Ti e Ti (cinco de cada), totalizando 30 conjuntos. Os parafusos foram apertados com um torque de 30 Ncm e reapertados após 10 minutos usando um torquímetro digital (MGT12E). O mesmo torquímetro foi usado para mensurar o torque de remoção inicial. Cada sistema de implante foi novamente fixado como descrito previamente, e então, submetido a um carregamento cíclico segundo as especificações da Norma ISO 14801. Um dispositivo de aço inoxidável usinado de acordo com o formato do pilar foi fixado sobre o mesmo com cimento resinoso temporário (Premier Implant Cement). Uma máquina de ensaios Instron (8272, Instron Corp.) foi usada para aplicar uma força entre 10 N - 250 N por 1x 106 ciclos, com 2 Hz de frequência. A carga foi aplicada a uma distância de 11 mm do ponto de fixação do implante, com uma inclinação de 30º em relação ao longo eixo do mesmo. Após o carregamento, o torque de remoção foi mensurado utilizando o mesmo torquímetro. Por fim, a percentagem do torque de remoção perdido foi calculada através da formula: pré-carga perdida (%) = (torque de remoção inicial - torque de remoção pós-carga) / (torque de remoção inicial) x 100. Os resultados demonstraram que a média do ângulo de rotação para os parafusos WC/C Ti foi aproximadamente 10º maior que nos parafusos Ti para todos os tipos de conexão, sendo essa diferença estatisticamente significante. As médias dos ângulos de rotação das conexões internas SS II e GS II foram significativamente maiores que a da conexão externa US II para ambos os parafusos. A média da força de apreensão gerada pelos parafusos WC/C Ti foi significativamente maior que a dos parafusos Ti para todas as 63 conexões. A conexão externa US II teve uma força de apreensão significativamente maior que as conexões internas GS II e SS II para ambos os parafusos. A média do torque de remoção inicial foi significativamente maior para os parafusos Ti em todas as conexões. Comparando os sistemas conexão, a média do torque de remoção inicial não foi significativamente diferente usando o mesmo tipo de parafuso. A média do torque de remoção pós-carga foi significativamente maior para os parafusos WC/C Ti, assim a percentagem de pré-carga perdida foi significativamente maior para os parafusos Ti em todas as conexões. Comparando os sistemas de conexão, a conexão externa teve uma perda de pré-carga significativamente maior que as conexões internas, sem haver diferença significativa entre as duas conexões internas. Com base nesta investigação, os autores concluíram que os parafusos WC/C Ti proporcionaram maiores valores de pré-carga que os sem cobertura Ti em todos os sistemas de conexão. Assim como, o menor percentual de pré-carga perdida após o carregamento indica que os parafusos WC/C Ti foram mais eficazes na manutenção da pré-carga, podendo ser benéficos na redução do afrouxamento em situações clínicas. Os autores afirmaram ainda que a manutenção mais efetiva da pré-carga nas conexões tipo Cone Morse demonstra que o contato friccional entre as interfaces contribui adicionalmente para a estabilidade da conexão. 64 2.3 Pilares de zircônia Em regiões anteriores esteticamente exigentes, a restauração de um espaço desdentado unitário pode ser um desafio para o clínico. Apesar das inúmeras melhorias na fabricação e desenho dos pilares metálicos, sua aplicação pode prejudicar o resultado estético final. Para locais de grande exigência estética, especialmente para pacientes com uma linha do sorriso alta, continua a existir o risco da coloração cinza do metal ser transmitida através dos tecidos peri-implantares. A limitação estética dos metais levou ao desenvolvimento dos materiais cerâmicos, dentre estes, os pilares confeccionados em zircônia. Entretanto, até a presente data existem poucos dados na literatura sobre a estabilidade da união parafusada composta por pilares de zircônia. Além disso, durante o carregamento oclusal, a fragilidade inerente a um material cerâmico deve ser considerada para assegurar o prognóstico favorável dos pilares de zircônia. Paphangokorakit, Osborn46 (1997) investigaram a resposta exercida pela força de mordida máxima sobre um incisivo central superior. A magnitude da força máxima de mordida foi monitorada por um transdutor posicionado entre os incisivos superiores e inferiores. Dezoito participantes reproduziram a força de mordida máxima por 3 vezes. Os autores encontraram que a força de mordida incisal máxima variou entre 90 – 370 N. Yildirim et al.62, em 2003, realizaram um estudo com a proposta de quantificar a resistência à fratura de 2 pilares totalmente cerâmicos sobre implantes Brånemark e identificar o componente mais frágil do sistema: os 65 pilares cerâmicos, o parafuso de retenção, a coroa de cerâmica vítrea ou a interface de união. Na confecção dos espécimes um pilar com alto conteúdo de alumina densamente sinterizada (Al2O3) (CerAdapt; Nobel Biocare) e um pilar de zircônia parcialmente estabilizada por ítrio (ZrO2) (Wohlwend Innovative) foram utilizados. Os pilares foram usinados seguindo um preparo padrão com término em ombro arredondado com 1 mm de profundidade, uma redução de 4 mm incisal e 1,5 mm axial, com grau de convergência máximo de 10º. Em seguida, uma coroa padrão de IPS Empress I (Ivoclar-Vivadent) foi confeccionada de acor