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LEONARDO BUSO
INFLUÊNCIA DA SOLDA, AGENTE INTERMEDIÁRIO DE UNIÃO E
CICLAGEM TERMOMECÂNICA NA UNIÃO METAL-CERÂMICA
Tese apresentada à Faculdade de
Odontologia de São José dos Campos,
Universidade Estadual Paulista, como parte dos
requisitos para obtenção do título de DOUTOR,
Programa de Pós-Graduação em ODONTOLOGIA
RESTAURADORA, Especialidade em Prótese
Dentária.
2005
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108
LEONARDO BUSO
INFLUÊNCIA DA SOLDA, AGENTE INTERMEDIÁRIO DE UNIÃO E
CICLAGEM TERMOMECÂNICA NA UNIÃO METAL-CERÂMICA
Tese apresentada à Faculdade de Odontologia de São José dos Campos,
Universidade Estadual Paulista, como parte dos requisitos para obtenção
do título de DOUTOR do Programa de Pós-Graduação em
ODONTOLOGIA RESTAURADORA, Especialidade em Prótese Dentária.
Orientador: Prof. Adj. Marco Antonio Bottino
São José dos Campos
2005
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109
Apresentação gráfica e normalização de acordo com:
BELLINI, A.B.; SILVA, E.A. Manual para elaboração de monografias:
estrutura do trabalho científico. São José dos Campos: FOSJC/UNESP,
2002. 82p.
BUSO, L. Influência da solda, agente intermediário de união e
ciclagem termomecânica na união metal-cerâmica. 2005. 155f. Tese
(Doutorado em Odontologia Restauradora, Especialidade em Prótese
Dentária) – Faculdade de Odontologia de São José dos Campos,
Universidade Estadual Paulista. São José dos Campos, 2005.
110
DEDICO ESTE TRABALHO
Aos meus pais, Egidio Buso e Maria das
Graças Furtado Buso, pelo amor, carinho e
vida;
Aos meus irmãos Giampaolo, Riccardo e
Vinicius, sempre juntos, incentivando e
acreditando no caminho que escolhi;
A Giovana Ribeiro de Martins, uma incrível
namorada, amiga, companheira, pela paciência,
apoio e amor nestes anos;
A Deus, pelo eterno amor.
111
AGRADECIMENTOS ESPECIAIS
¨Ninguém nunca foi premiado pelas coisas que recebeu. A
honra vem pelo que uma pessoa dá aos outros todos os dias de sua vida¨
Autor desconhecido
Ao Prof. Adj. Marco Antonio Bottino, sério no trabalho,
dedicado, conhecedor da Odontologia como poucos, um Homem a quem
devemos olhar com admiração, respeito e agradecimento. Muito obrigado
pelos anos de convivência, amizade e ensinamentos. Jamais o
esquecerei.
Ao Prof. Dr. Maximiliano Piero Neisser, meu orientador
do mestrado, que se tornou um amigo a quem tenho enorme respeito e
acredito, pela sua forma de pensar e agir, ser um dos maiores
pesquisadores deste país. “Max” obrigado pelos conhecimentos passados
durante o mestrado, “facilitando” a vida no doutorado.
Ao Prof. Dr. Eduardo Miyashita, antes de tudo um
excepcional amigo, por quem tive o privilégio de ser ajudado, ter
conhecido e pela confiança em mim depositada. O convívio no dia-a-dia
mostrou que é uma pessoa de caráter, respeito e seriedade. “Edu”, muito
obrigado por tudo.
112
AGRADECIMENTOS
A Faculdade de Odontologia de São José dos Campos –
Universidade estadual Paulista Júlio de Mesquita Filho – UNESP, por
meio do Diretor Prof. Adj. Paulo Villela Santos Júnior.
Ao Programa de Pós-Graduação em ODONTOLOGIA
RESTAURADORA, área de Concentração em Prótese, coordenado pelo
Prof. Dr. Clovis Pagani, pela oportunidade concedida.
Ao Chefe do Departamento de Materiais Odontológicos e
Prótese da Faculdade de Odontologia de São José dos Campos –
UNESP, Prof. Adj. Estevão Tomomitsu Kimpara.
Aos Professores do Departamento de Materiais
Odontológico e Prótese da Faculdade de Odontologia de São José dos
Campos, Prof. Dr. Fernando Eidi Takahashi e Prof. Dr. Renato
Sussumu Nishioha.
As amigas Profa. Ilda Ribeiro Bondioli e Profa. Dra.
Valéria Giannini, profissionais que admiro e tenho o privilégio de poder
trabalhar junto, aprender e conviver.
Aos colegas de turma do Curso Denise Kanashiro
Oyafuso, Edson Hilgert, Elza Maria Valadares da Costa, Rander
Pereira Avelar e Vanessa Zulema C. Vásquez, pelo compromisso e
cumprimento da promessa de realizar um curso de alto nível, com
cumplicidade, amizade e troca de ensinamentos.
113
Aos colegas da Pós-Graduação, Luiz Felipe Valandro,
Oswaldo Daniel Andreatta Filho, Fabiola Pessoa Pereira Leite,
Renato Morales Jóias, Diego Klee Vasconcellos, Alfredo Mikail Melo
Mesquita, Gilberto Duarte Filho, Alberto Nory Kojima, Fernanda
Camargo Pelógia, Graziela Galhano, Renata Melo, Renata Faria,
Guilherme Saavedra, Alexandre Abdalla Alonso e Karine Tenório
Landin.
Aos amigos Prof. Dr. Cláudio Talge e Prof. Dra. Luciane
pela amizade dada desde o mestrado, que com certeza será eterna.
Ao Prof. Ivan Balducci pelo valioso auxílio e paciência
durante a realização da análise estatística deste trabalho.
A Diretora Técnica de Serviços de Biblioteca e
Documentação, Ângela de Brito Bellini, pela revisão das normas
técnicas deste trabalho.
As Secretárias Suzana Cristina de Oliveira e Eliane
Wenzel, do Departamento de Materiais Odontológicos e Prótese, pela
paciência e amizade nestes anos.
Às secretárias da Seção de Pós-Graduação, Rosemary
de Fátima Salgado, Erena Michie Hasegawa e Maria Aparecida
Consiglio de Souza, pela ajuda sempre que solicitadas.
Ao CD Rinaldo Oliveira Silva Júnior, pelo
desenvolvimento da máquina de corte e auxílio durante a realização da
parte experimental deste trabalho.
114
Ao Laboratório Vagner, em especial ao TPD José
Vagner Ferreira e Rodrigo, amigos que conquistei durante a Pós-
Graduação e que serão para sempre.
A Labordental, por meio da Sra. Elisa, pela cessão do
material utilizado na parte experimental.
A Wilcos do Brasil, pelos materiais fornecidos.
Ao Instituto Clowis Coppos, pela cessão dos laboratórios
para a realização da parte experimental.
Ao Técnico em Prótese Elisio Ribeiro da Silva, pela
ajuda durante a parte experimental.
A todos os Funcionários da Faculdade de Odontologia de
São José dos Campos.
Àqueles que de forma direta ou indireta ajudaram na
realização deste trabalho.
À UNESP e CAPES, pela cessão de bolsa de estudo e
auxílio pesquisa.
115
SUMÁRIO
LISTA DE FIGURAS ................................................................
8
LISTA DE TABELAS ................................................................
11
LISTA DE QUADROS ..............................................................
13
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS ...................................
14
RESUMO .................................................................................
16
1 INTRODUÇÃO.......................................................................
17
2 REVISÃO DA LITERATURA.................................................
21
3 PROPOSIÇÃO.......................................................................
74
4 MATERIAL E MÉTODO.........................................................
75
4.1 Confecção das barras metálicas........................................
77
4.2 Brasagem...........................................................................
80
4.3 Aplicação da cerâmica........................................................
88
4.4 Ciclagem térmica e mecânica.............................................
98
4.5 Ensaio mecânico de flexão de três pontos.........................
101
4.6 Análise da união metal-cerâmica........................................
103
4.7 Análise de MEV e EDS.......................................................
103
4.8 Análise dos resultados........................................................
105
5 RESULTADOS......................................................................
107
6 DISCUSSÃO..........................................................................
124
7 CONCLUSÃO........................................................................
139
8 REFERÊNCIAS.....................................................................
140
APÊNDICE A............................................................................
152
ABSTRACT..............................................................................
155
116
LISTA DE FIGURAS
FIGURA 1-
Barras de CoCr fundidas.........................................
79
FIGURA 2 -
Dispositivo para corte das barras metálicas:
A) base; B) apoios para a colocação da barra
metálica; C) presilhas para fixar a barra metálica;
D) nônio; E) motor elétrico; F) mandril para fixação
do disco diamantado de corte; G) saída de água
para refrigeração; H) reservatório de água; I)
haste para descer o conjunto motor-mandril com
disco diamantado....................................................
80
FIGURA 3A -
Seqüência do posicionamento e corte da barra
metálica: A) fixação da barra metálica....................
81
FIGURA 3B -
Seqüência do posicionamento e corte da barra
metálica: B) barra metálica encostada no disco
diamantado..............................................................
81
FIGURA 3C-
Seqüência do posicionamento e corte da barra
metálica: C) início do corte da barra metálica.........
82
FIGURA 3D-
Seqüência do posicionamento e corte da barra
metálica: D) barra metálica seccionada..................
82
FIGURA 4 -
Dispositivo montado para a união das partes
metálicas ................................................................
83
FIGURA 5A -
União das partes metálicas: A) barras fixadas,
encostadas e nônio zerado.....................................
83
FIGURA 5B -
União das partes metálicas: B) barras metálicas
afastadas.................................................................
84
FIGURA 5C -
União das partes metálicas: C) colocação da
resina para união.....................................................
84
117
FIGURA 5D -
União das partes metálicas: D) partes metálicas
unidas......................................................................
85
FIGURA 6 -
Fixação ao fio de cera para fundição .....................
85
FIGURA 7 -
Conjunto incluído em revestimento para brasagem
86
FIGURA 8 -
Região da brasagem ..............................................
87
FIGURA 9 -
Dispositivo para aplicação da porcelana: A) parte
superior ; B) sistema móvel para rotação; C) parte
inferior; D) espaço para posicionamento da barra
metálica; E) corte transversal para adaptar o
arame de travamento;F) arame de travamento.......
89
FIGURA 10 -
Placas metálicas sobrepostas.................................
89
FIGURA 11 -
Barra metálica posicionada sobre dispositivo e
travada com arame..................................................
90
FIGURA 12 -
Detalhe da região para aplicação da porcelana......
90
FIGURA 13 -
Aplicação do Wash Opaque ...................................
92
FIGURA 14 -
Detalhe da posição da região soldada ...................
93
FIGURA 15 -
Agente de união universal Golden Plate 1000 .......
95
FIGURA 16 -
Aplicação do agente universal de união .................
95
FIGURA 17 -
Barra metálica após a queima da pasta de ouro ....
96
FIGURA 18A -
Aplicação da porcelana: A) colocação da massa
de porcelana............................................................
97
FIGURA 18B -
Aplicação da porcelana: B) remoção do excesso e
superfície aplainada................................................
97
FIGURA 19 -
Corpo-de-prova finalizado .....................................
98
FIGURA 20 -
Cicladora mecânica ................................................
99
FIGURA 21 -
Recipiente metálico com suporte para apoiar os
corpos-de-prova .....................................................
99
FIGURA 22 -
Fixação de uma das extremidades .........................
100
FIGURA 23 -
Início da ciclagem mecânica ..................................
100
FIGURA 24 -
Cicladora térmica Nova Ética .................................
101
FIGURA 25 -
Célula de carga, apoio e corpo-de-prova................
102
118
FIGURA 26 -
Corpo-de-prova apoiado e sendo carregado ..........
102
FIGURA 27 -
Ruptura entre a porcelana e o substrato metálico ..
103
FIGURA 28 -
Fórmula para transformar Kgf em N........................
106
FIGURA 29 -
Gráfico das médias de força máxima de ruptura
(N) para as oito diferentes condições
experimentais estabelecidas pelas variáveis:
técnica de solda, ciclagem termomecânica e
agente intermediário de união.................................
110
FIGURA 30 -
Gráfico das médias de força máxima de ruptura
(N) para as quatro diferentes condições
experimentais estabelecidas pelas variáveis
ciclagem termomecânica e brasagem.....................
112
FIGURA 31 -
Curvas fornecidas durante a aplicação da força
máxima de ruptura nos grupos sem o AIU .............
115
FIGURA 32 -
Curvas fornecidas durante a aplicação da força
máxima de ruptura nos grupos com o AIU .............
115
FIGURA 33 -
Aspecto da superfície do grupo G1.1 (500X) .........
117
FIGURA 34 -
Aspecto da superfície do grupo G1.2 (500X) .........
117
FIGURA 35-
Gráfico de EDS dos grupos G1.1 e G1.2 ...............
118
FIGURA 36 -
Aspecto da superfície do grupo G2.1 (500X) .........
119
FIGURA 37 -
Aspecto da superfície do grupo G2.1 (500X) .........
119
FIGURA 38 -
Gráfico do EDS dos grupos G2.1 e G2.2 ...............
120
FIGURA 39 -
Aspecto da superfície dos grupos com AIU
(500X)......................................................................
120
FIGURA 40 -
Gráfico do EDS dos grupos G1.3, G1.4, G2.3 e
G2.4.........................................................................
121
FIGURA 41 -
Interface da união metal-porcelana com AIU .........
122
FIGURA 42 -
Detalhe da interface de união com AIU...................
122
FIGURA 43 -
Interface da união metal-porcelana sem AIU .........
123
FIGURA 44 -
Detalhe da interface de união sem AIU...................
123
119
LISTA DE TABELAS
Tabela 1 -
107
Tabela 2 -
108
Tabela 3 -
108
Tabela 4 -
109
Tabela 5 -
111
Tabela 6 -
111
Tabela 7 -
113
120
Tabela 8 -
152
Tabela 9 -
153
121
LISTA DE QUADROS
QUADRO
1 -
Liga metálica, fabricante e composição
química ...
75
QUADRO
2 -
Características da liga Wirobond
®
C*
....................
75
QUADRO
3 -
Delineamento da pesquisa
....................................
76
QUADRO
4 -
Composição da solda de cobalto-crômio
...............
87
QUADRO
5 -
Ciclos de queima da porcelana Wash
Opaque ......
92
QUADRO
6 -
Ciclos de queima da porcelana opaca
...................
94
QUADRO
7 -
Ciclos de queima da porcelana de corpo
...............
98
122
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS
Å
- ängstron
Al
- alumínio
Al
2
O
3
- óxido de alumínio
bar
- pressão atmosférica
cm
- centímetro
Co
- cobalto
CoCr
- cobalto-crômio
Cr
- crômio
Cr
2
O
3
- óxido crômico
CuO
- óxido de cobre
EDX
- energia dispersiva por raios-X
o
F
- grau Farenheit
HCl
- ácido clorídrico
In
- índio
Kg
- quilograma
Lb
- libras
mA
- miliampére
MEV
- microscopia eletrônica de varredura
min
- minuto
mm
- milímetro
mmHg
- milímetro de mercúrio
Mn
2
O
3
- óxido de manganês
MPa
- Megapascal
123
Ni
- níquel
NiCr
- níquel-crômio
NiO
- óxido de níquel
Nd:YAG
- Neodímio Yag
lb
- libras
nm
- nanômetro
pol
- polegadas
s
- segundo
Si
- silício
Sn
- estanho
SnO
2
- óxido de estanho
!m
- micrometro
%
- porcentagem
o
C
- grau Celsius
o
- grau
±
- mais ou menos
124
BUSO, L. Avaliação da influência da solda, agente intermediário de
união e ciclagem termomecânica na união metal-cerâmica. 2005.
155f. Tese (Doutorado em Odontologia Restauradora, Especialidade em
Prótese Dentária) – Faculdade de Odontologia de São José dos Campos,
Universidade Estadual Paulista, São José dos Campos, 2005.
RESUMO
O objetivo deste trabalho foi avaliar a influência da solda, agente intermediário
de união e ciclagem termomecânica na união metal-porcelana. A partir de
padrões acrílicos, oitenta barras metálicas (25 mm x 3 mm x 0,5 mm) foram
fundidas por indução em liga de cobalto-crômio e divididas aleatoriamente em
dois grupos: sem (G1) e com brasagem (G2). No grupo G2, foi realizado um
corte a 8,5 mm de uma das extremidades. As duas partes seccionadas foram
unidas com resina acrílica a uma distância de 0,5mm para a realização da
brasagem. As amostras dos grupos G1 e G2 foram divididas em quatro grupos
iguais. Nestes, dois receberam aplicação direta da porcelana e os outros dois
receberam a aplicação de um agente intermediário de união. Duas camadas de
cerâmica opaca e dentina foram aplicadas. Vinte amostras de cada grupo
passaram pela ciclagem térmica e mecânica. Os corpos-de-prova foram
submetidos ao ensaio de flexão de três pontos com velocidade de 1,0
mm/min.Tipo de falha foi avaliada por fotografia digital. Duas amostras de cada
grupo foram examinadas com MEV e EDS. Médias e desvios padrão da
resistência de união foram obtidos e os dados analisados em Análise de
Variância (p<0,05). A média de resistência a fratura foi maior nos grupos que
apresentavam o agente intermediário de união (p=0,000) e a menor resistência
de união foi obtida nos grupos que apresentavam solda (p=0,028). Pode-se
concluir que a adição da solda influencia de forma negativa a união meta-
cerâmica e o agente intermediário de união possuem efeito positivo nesta união.
A análise da superfície mostrou quantidades diferentes de cerâmica na
superfície do metal entre os grupos, com falhas coesivas (cerâmica) em todos
eles.
Palavras-chave: Metalo-cerâmicas; brasagem, condicionador de metal,
ciclagem, força de união.
125
1 INTRODUÇÃO
Resistência e longevidade são fatores essenciais na
escolha de um sistema restaurador protético, associados, ainda, à sua
capacidade de devolver função e estética ao paciente.
Desde sua introdução, o sistema metalocerâmico tem sido
o tratamento restaurador indireto mais aplicado em Odontologia
(DAFTARY & DONOVAN
22
, 1986; GRAHAM et al.
32
, 1999; PERSSON &
BERGMAN
64
, 1996; DEGER & CANIKLIOGLU
24
, 1999), consistindo em
uma infra-estrutura metálica revestida por material estético, no caso a
porcelana.
Há alguns anos, as ligas áuricas eram as mais utilizadas
em sua confecção. No entanto, a partir da década de 70 seu alto custo fez
com que a popularidade das ligas não-nobres aumentasse
consideravelmente (WIGTH et al.
82
, 1977; CARTER et al.
17
, 1979;
MACENTEE et al.
54
, 1981; HERO
39
, 1984; MORRIS
58
, 1987), passando a
ser utilizada em maior quantidade; somando-se a isto suas excelentes
propriedades mecânicas (BARAN
9
, 1985; BERTOLOTTI
11
, 1988;
BOWERS et al.
12
, 1985; DUDEK
27
, 1988; GEIS-GERSTORFER et al.
30
,
1991; WU et al.
83
, 1991; OKAZAKI et al.
62
, 1998).
As duas ligas não-nobres mais empregadas na
confecção de restaurações metalocerâmicas são a base de níquel-crômio
(NiCr) (com e sem berílio) e cobalto-crômio (CoCr). Possuem algumas
vantagens quando comparadas às ligas nobres, porém a grande
desvantagem é a dificuldade em controlar a formação, em elevadas
temperaturas, de uma camada de óxido crômico (Cr
2
O
3
) que afeta
negativamente a união entre o metal e o revestimento estético cerâmico
(SCED & MACLEAN
70
, 1972; STRANDMAN & LANDT
75
, 1982;
McLEAN
56
, 1983; BULLARD et al.
13
, 1985; DAFTARY & DONOVAN
23
,
1987; PEZZOLI et al.
65
, 1989; WU et al.
83
, 1991), diminuindo a capacidade
126
destas restaurações de suportarem o estresse submetido em boca
(LAVINE & CUSTER
48
, 1966; BOWERS et al.
12
, 1985; PERSSON &
BERGMAN
64
, 1996). Assim, com a diminuição da força de união dos
materiais, pode ocorrer uma falha predominantemente adesiva nesta
interface (GRAHAM et al.
32
, 1994; IBRAHIM
41
, 1995; LEIBROCK et al.
49
,
1999).
Diferenças entre as propriedades físicas e químicas
resultam na dificuldade em obter mecanismos de união confiáveis entre
porcelana e metal (BARGHI et al.
10
, 1987), existindo quatro fatores
principais, citados a seguir, que determinam seu sucesso. O
conhecimento detalhado destes mecanismos favorece o desenvolvimento
e a utilização de novas tecnologias com segurança e sucesso clínico.
Segundo Anusavice
3
(1996) as teorias de adesão entre o
metal e a porcelana estão divididas em dois grandes grupos: a)
imbricamento mecânico; b) adesão química ao longo da interface. O
imbricamento mecânico depende de dois fatores: o tipo de acabamento
do metal e a geometria da infra-estrutura (GAVELIS et al.
29
, 1982; KELLY
& ROSE
46
, 1983; NAYLOR
61
, 1992; HOFSTEDE et al.
40
, 2000). A união
química, por sua vez, também depende de dois fatores: forças de Van der
Walls e a troca entre elementos químicos de uma fina camada de óxido
do metal, inclusão de certos constituintes da matriz cerâmica e partículas
cristalinas (ANUSAVICE et al.
6
, 1977; DeHOFF et al.
25
, 1982; NAYLOR
61
,
1992; GALINDO et al.
28
, 2001).
O entendimento da natureza química desta união é muito
complexo e vem sendo estudada por pesquisadores por mais de 50 anos,
criando-se várias teorias para explicá-las, com poucas evidências físicas
disponíveis para suportá-las (CAPUTO
16
, 1978; WAGNER et al.
79
, 1993).
Esta complexidade e relativa deficiência de união fez com
que agentes intermediários de união fossem aplicados na tentativa de
melhorar a força adesiva, principalmente em ligas alternativas. A
composição áurica destes materiais sugere que haja melhor difusão dos
127
elementos químicos e o controle da excessiva formação da camada de
óxido (DAFTARY & DONOVAN
23
, 1987).
Podemos somar, ainda, o fato de que na grande maioria
das vezes as infra-estruturas das restaurações são fundidas em
pequenos segmentos, devido ao acúmulo de imprecisões dos materiais e
técnicas utilizadas na clínica e no laboratório (CATTANEO et al.
18
, 1992;
TOWNSEND et al.
76
, 1993; LIMA VERDE & STEIN
52
, 1994), necessitando
do procedimento de soldagem para uni-las (SOUZA et al.
72
, 2000;
GALINDO et al.
28
, 2001). Este procedimento, porém, é crítico em ligas
alternativas (STAFFANOU et al.
73
, 1980; KAYLAKIE & BRUKL
45
, 1985),
formando uma região de fragilidade (WALTERS
80
, 1976; ANGELLINI et
al.
1
, 1989; GUSTAVSEN et al.
34
, 1989; HENRIQUES et al.
38
, 1997;
NaBADALUNG & NICHOLLS
60
, 1998).
Três técnicas de soldagem podem ser utilizadas: a
convencional ou brasagem, a utilização de radiação infravermelha e a
laser. A convencional e a brasagem é o processo de união de metais,
envolvendo o fluxo de um metal de preenchimento com menor ponto de
fusão entre dois ou mais componente metálicos, não havendo difusão
entre eles. No entanto, na convencional o ponto de fusão do metal de
preenchimento é inferior a 450
0
C e, na brasagem, superior a este valor. A
radiação infravermelha tem como fonte de calor uma lâmpada de quartzo-
iodeto com filamento de tungstênio, possuindo um espelho côncavo que
concentra a energia em um ponto. Na técnica de soldagem a laser ocorre
a fusão do próprio metal, sem a necessidade de utilização de metal
adicional. Desta forma, dependendo da técnica empregada, mais
elementos químicos são adicionados ao metal base, mesmo que em
pequenas proporções, podendo influenciar, em maior ou menor grau, na
resistência à deformação permanente e à união com o revestimento
estético.
Na clínica, deparamo-nos, diariamente, com a situação de
uma infra-estrutura soldada revestida com um material estético cerâmico.
128
A dúvida recai, desta forma, sobre a qualidade da união destes materiais,
nestas situações, uma vez que a interação química e a formação da
camada de óxido podem ser influenciadas pela adição de novos
compostos, como ocorre em uniões com brasagem.
Pela falta de dados na literatura sobre esta interação dos
materiais, faz-se necessária uma avaliação da influência da brasagem, do
agente intermediário de união e da ciclagem termomecânica na união
metal-cerâmica, a fim de se compreender quais elementos químicos estão
presentes e qual sua influência nesta interação.
129
2 REVISÃO DA LITERATURA
A revisão da literatura foi subdividida em três partes, a
saber: união metal – porcelana, soldagem de ligas metálicas e agentes
intermediários de união.
2.1 União metal-cerâmica
Preocupados com as falhas ocorridas entre a união metal-
porcelana, Lavine & Custer
48
(1966) investigaram diferentes formas de
manipulação dos materiais a fim de melhorar a força adesiva entre
ambos. Quarenta e três padrões em cera com dimensão de 30 mm X 5
mm X 1 mm foram incluídos e fundidos, segundo recomendações do
fabricante. Após desinclusão e limpeza em aparelho sônico, as amostras
foram inspecionadas quanto à presença ou não de irregularidades e, com
auxílio de um guia, foi marcada a região central. Diferentes tipos de
manipulação foram realizados: rugosidade da superfície, pré-oxidação do
metal antes da aplicação da porcelana e aplicação de um agente
condicionador de metal levado ao forno em diferentes temperaturas. A
aplicação da porcelana opaca e porcelana de corpo seguiram as
recomendações do fabricante, finalizando com espessura de 1,2 mm.
Teste de flexão de três pontos foi realizado, carregando com força até a
soltura da porcelana ou sua fratura. Os autores observaram que os três
fatores influenciam na força de união metal-porcelana, sendo a pré-
130
oxidação e a rugosidade atuantes com menor intensidade, sendo que
esta resulta em um aumento de 13-15% na força de união.
Leone & Fairhurst
51
(1967) realizaram um estudo na
tentativa de aumentar o conhecimento sobre a união metal-porcelana,
avaliando o efeito de agentes de união e do meio de atmosfera durante a
queima da porcelana. Utilizaram o teste de cisalhamento, com os três
diferentes metais fundidos em forma de varetas e as três diferentes
porcelanas aplicadas em forma de roda, numa região determinada do
metal. Quatro agentes de união foram utilizados sobre o metal e dois tipos
de atmosfera usados durante a queima da porcelana. A aplicação da
porcelana seguiu as recomendações do fabricante. O teste mecânico foi
realizado com velocidade de 0,05 pol/min. Os autores observaram
variação na força de união modificando a atmosfera. Desta forma,
concluíram que a presença de oxigênio se faz necessária durante a
aplicação de porcelana sobre uma liga áurica, pelo aumento no valor de
união encontrado no trabalho, evidenciando a natureza química desta
união.
Sced & McLean
70
(1972) avaliaram a força de união entre
metal e porcelana testando duas ligas alternativas contendo crômio (NiCr
e CoCr) e uma liga nobre. Foi utilizado um teste com dispositivo metálico
em forma de “prego” e sobre sua ponta aplicada porcelana mantendo
ângulo de 90
o
, permitindo a formação de um ângulo de falha na porcelana
opaca, diretamente sobre a área de estresse. O teste de tração foi
realizado com tensômetro e velocidade de 0,05 cm/s. Os autores
concluíram que a liga nobre apresentou satisfatória força de união, com
falhas ocorrendo na porcelana, diferentemente das ligas alternativas que
apresentaram falhas na interface dos dois materiais. Segundo eles, o
óxido crômico pode reduzir o coeficiente de expansão da porcelana em
níveis muito baixos, sendo esta camada passível de ser suprimida em
atmosfera controlada.
131
Warpeha & Goodkind
81
(1976) estudaram as variáveis do
desenho da infra-estrutura metálica e manipulação da porcelana em
relação à resistência de união dos dois materiais. Para aproximar os
dados obtidos da realidade clínica, os autores criaram um modelo de
estudo semelhante ao encontrado em boca, em forma de dente, com
cúspide palatina de um pré-molar em 30
0
em relação à carga aplicada.
Três diferentes desenhos de infra-estruturas metálicas foram
confeccionados, variando a dimensão do metal sob a ponta de cúspide.
Os tratamentos do metal antes da aplicação da porcelana foram:
acabamento com pedras montadas de óxido de alumina, com fina
granulação e ponta carbide de silicone áspera. Estes dois grupos foram
subdivididos em outros dois, sendo um com condicionador de metal e
outro não. Todas estas amostras foram degaseificadas antes da aplicação
da porcelana. Nesta fase, mais um grupo foi formado, o qual recebeu
apenas acabamento com pedra montada de óxido de alumínio antes da
aplicação da porcelana. A aplicação da porcelana foi igual para todos os
grupos, seguindo as recomendações do fabricante. O ensaio mecânico foi
realizado com velocidade de 0,05 pol/min, com uma ponta de 1mm de
diâmetro apoiada sobre a cúspide do modelo. Os autores concluíram que
o desenho da infra-estrutura influencia na resistência adesiva entre o
metal e a porcelana, que ângulos agudos no preparo coronário diminui a
resistência adesiva entre os dois materiais e que a rugosidade ou não da
superfície não influenciaram os resultados.
Anusavice et al
6
(1977) investigaram a natureza do
mecanismo de aderência entre metal e porcelana utilizando a liga
Microbond N/P, fundindo, pelo método de indução, barras de 8 mm X 8
mm X 1 mm. Foram polidas metalograficamente com óxido de alumínio
0,05 !m e realizaram-se quatro tipos de tratamento: a) polimento com
óxido de alumínio 0,05 !m e jateamento, seguido pela aplicação do
agente de união à base de ouro, porcelana opaca e porcelana de corpo;
b) polimento com óxido de alumínio 0,05 !m e jateamento, seguido pela
132
aplicação do agente de união à base de ouro; c) polimento com óxido de
alumínio 0,05 !m, seguido pela aplicação do agente de união à base de
ouro, porcelana opaca e porcelana de corpo; d) polimento com óxido de
alumínio 0,05 !m, seguido pela aplicação do agente de união à base de
ouro. As amostras foram analisadas na interface em MEV com 5000
vezes de aumento e intervalos de 1 !m até verificar extensão de
aproximadamente 15-16 !m, realizando neste intervalo uma análise de
EDX. Os autores concluíram que o mecanismo de união metal-porcelana
em ligas não nobres resulta principalmente da atração química entre Cr e
Al e que não houve diferença com o uso do agente de união.
Anusavice et al.
5
(1977) caracterizaram a natureza da
zona de aderência de ligas alternativas e porcelana por meio da análise
de energia dispersiva de raios-X. Placas metálicas foram fundidas com 8
mm X 8 mm X 1 mm e polidas, metalograficamente, com óxido de
alumínio com 0,05 !m de espessura. Cinco tipos de porcelana foram
usados. Em dois grupos a porcelana foi aplicada diretamente sobre o
metal e, em três, aplicada diretamente sobre o metal e sobre um agente
intermediário de união. Este procedimento visou comparar o efeito e
interação do agente de união. Todas as aplicações seguiram as
recomendações dos respectivos fabricantes. Avaliação do espectro de
raios-x foi realizado. Os autores observaram que a zona de aderência
possui em média 12 !m e, sob condições específicas, os óxidos metálicos
exibem um comportamento com uma difusão normal na zona de
interação, não interagindo de forma satisfatória com a porcelana.
Lacy
47
(1977) em artigo de revisão sobre porcelanas
odontológicas, faz descrição dos três modos de união da porcelana com o
metal: forças de Van der Waals, retenção micromecânica e união química.
As forças de Van de Waals são as de atração entre dois átomos
polarizados em íntimo contato, sem a troca de elétrons. Está relacionada
com a molhabilidade do metal. Desta forma, pode melhorar ou piorar a
adesão pelas forças de Van der Waals, dependendo do acabamento final
133
do metal antes da aplicação da porcelana. Superfícies extremamente
rugosas e/ou contaminadas podem inibir a melhor molhabilidade e
diminuir a adesão. Porém, superfície pouco texturizada (acabamento liso
e plano, seguido pelo jateamento com óxido de alumínio não
contaminado) aumentam a molhabilidade pelo líquido da porcelana,
aumentando a área de contato da superfície. A retenção micromecânica é
fornecida quando as pequenas irregularidades da superfície são
preenchidas pelas partículas da porcelana formando um entrelaçamento
entre os materiais. Relatou que o principal modo de união é a química, ou
seja, transferência direta de elétrons entre o oxigênio do vidro e o metal
oxidado. Esta camada deve ser fina e efetiva. Nos metais nobres
elementos químicos oxidáveis são adicionados, e nos metais não nobres
o processo de oxidação deve ser bem controlado para não formar uma
zona frágil na interface, ou seja, camada de óxido muito espessa.
O estudo de comparação da resistência de união entre
três metais não nobres, um seminobre e um nobre, associados a duas
porcelanas, foi feito por Ludovich & Goodkind
53
(1977) utilizando o teste
de tração com corpos-de-prova formados por uma barra cilíndrica
metálica (0,08 polegadas de diâmetro e 3 polegadas de comprimento), e
um disco de cerâmica (0,07-0,09 polegadas de espessura) localizado
próximo à extremidade. A parte do cilindro não coberto pela porcelana foi
isolada com silicone para que o conjunto fosse embutido em gesso dentro
de um tubo de PVC. Com auxílio de um delineador foi possível manter o
conjunto paralelo às partes laterais do tubo. Cem corpos-de-prova
confeccionados, cinqüenta para cada tipo de porcelana, foram divididos
aleatoriamente em grupos iguais para cada metal e levados em máquina
de ensaio universal para realização do ensaio de tração com 0,02 pol/min.
puxando o cilindro metálico no seu longo eixo. A força de tração obtida foi
convertida em estresse na interface metal-porcelana. A carga de falha foi
usada para calcular o valor em libras por área necessária para separar os
dois materiais. Microscopia eletrônica de varredura avaliou a topografia da
134
superfície de cada liga, após a preparação da porcelana e após ensaio
mecânico. Análise química, por energia dispersiva, foi realizada para
avaliar os constituintes microestruturais dos materiais. Os autores
observaram que não houve diferença entre as cerâmicas aplicadas,
porém houve diferença estatística entre os metais estudados com os não
nobres, apresentando menores resultados de união.
Os fatores que mais afetam a união metal-porcelana de
ligas não preciosas foram estudados por Wight et al.
82
(1977), na tentativa
de verificar qual melhor o procedimento laboratorial para fornecer maior
sucesso e confiabilidade quanto à união dos materiais. A primeira variável
foi a direção de preparação do metal, ou seja, a superfície foi desgastada
em três diferentes direções com abrasivo de óxido de alumínio:
unidirecional (horizontal), bidirecional (horizontal e vertical) e tridirecional
(horizontal, vertical e diagonal). A segunda variável foi o tipo de atmosfera
durante a degaseificação, alterando a pressão do forno de 0mmHg a
vácuo parcial de 25 ou 30 mmHg. Durante este ciclo a temperatura do
forno subiu 38
o
C por minuto de 676,5
o
C a 1010
o
C. A terceira variável foi o
tempo de permanência do metal em temperatura de degaseificação,
sendo 0 min quando foi imediatamente removido ao chegar a temperatura
de 1010
o
C, 4 e 8 minutos de permanência na temperatura anterior. A
quarta variável foi o tempo de queima da porcelana opaca, consistindo de
dois experimentos: a) seguiu as recomendações do fabricante (960
o
C),
incluindo uma amostra para cada uma das vinte e sete variações
possíveis das três primeiras variáveis; b) temperatura de queima do opaco
de 1000
o
C, incluindo duas amostras para cada uma das vinte e sete
variações possíveis. Assim, um total de 162 barras foram fundidas a partir
de padrões de resina acrílica, modificando as especificações da norma
STM D2295-72, possibilitando comparar a complexa combinação de
resistência de tração e cisalhamento na união metal-porcelana. Porcelana
foi aplicada sobre as fundições de modo que duas delas fossem unidas,
formando 81 corpos-de-prova. A união adesiva foi testada na combinação
135
do teste de resistência a tração de tensão e cisalhamento em máquina de
ensaio universal com velocidade de 0,01 pol/min. Observaram que a
união de uma liga não nobre à porcelana possui valores compatíveis com
seu uso na clínica diária, podendo ser melhorada com queimas de opaco
acima da temperatura recomendada pelo fabricante, no tempo 0 min na
degaseificação. A variável direção de preparação do metal e uso parcial
de vácuo não influenciaram os resultados obtidos.
Verificando efeito da variação do tratamento do metal
na sua união com a porcelana, Caputo
16
(1978) utilizou duas ligas não
preciosas, duas semipreciosas e uma nobre (controle) e o teste de flexão
de quatro pontos. Barras metálicas com 30 mm X 7 mm X 0,5 mm foram
fundidas e porcelana foi aplicada na região central com 10 mm de
comprimento. Os apoios permaneceram distantes entre si de 20 mm e os
pontos de aplicação da força em 10 mm, ou seja, abaixo da cerâmica
aplicada. Os procedimentos de inclusão, fundição, desinclusão e limpeza
seguiram as recomendações dos fabricantes. A oxidação das ligas
semipreciosas seguiu três condições: a) acabamento da superfície com
óxido de alumínio, oxidação sem vácuo e controle; b) acabamento com
pedras montadas diamantadas, oxidação sem vácuo e controle e
remoção do óxido com as mesmas pedras montadas; c) acabamento com
óxido de alumínio e oxidação controlada por 5 min sem vácuo. Nas ligas
não nobres os tratamentos foram: d) acabamento com óxido de alumínio,
oxidação sob vácuo (sem controle) e remoção destes óxidos em apenas
uma das ligas; e) acabamento com óxido de alumínio, oxidação por cinco
minutos e não remoção do óxido. Ao final do preparo do metal, 0,1mm de
porcelana opaca e 0,9 mm de porcelana de corpo foram aplicadas com
auxílio de um guia, utilizando-se dois tipos de porcelana. Para cada grupo
foram confeccionados seis corpos-de-prova, levados em máquina de
ensaio universal para realização do teste de flexão com velocidade de
0,05 pol/min até ocasionar uma perturbação (queda) na curva de
deflexão, evidenciando falha de união. Para todas as amostras a falha
136
ocorreu abaixo de um dos pontos de aplicação de força. Nos metais
semipreciosos e precioso a condição “a” foi a que obteve melhores
resultados e nos metais não nobres não houve diferenças entre os
tratamentos. O autor concluiu que a camada de óxido é necessária para
obter boa união adesiva nas ligas nobres e seminobres.
O efeito da rugosidade superficial, utilização de um
agente de união e oxidação foi estudado por Carter et al.
17
(1979)
utilizando uma liga não nobre e ensaio mecânico de torção. Padrões
plásticos com 12,7 mm X 30,5 mm X 0,85 mm foram incluídos em
revestimento fosfatado, fundidos por indução em liga de NiCr,
desincluídos, limpos, diminuídos de tamanho com papel abrasivo até
chegar ao tamanho de 0,55 mm e limpos em banho sônico. As fundições
foram, então, divididas em dois grandes grupos. O grupo A foi pré-
oxidado por cinco minutos e o grupo B por dez minutos. Cada grupo foi
subdividido em subgrupos sendo o A1 e B1 polidos com lixas de papel de
granulação 400 e o A2 e B2 foram usinados com brocas para formação
de irregularidades. Ao final, estes subgrupos foram novamente divididos
em subgrupos menores A1.1, A2.1, B1.1 e B2.1 que receberam agente de
cobertura e os grupos A1,2, A2,2, B1,2 e B2,2 que não receberam. O
grupo C foi dividido em dois grupos: C1 que recebeu acabamento com
lixa de granulação 400 e pré-oxidação de cinco minutos, e C2 que foi
usinado para formação de irregularidades e pré-oxidado por cinco
minutos, mantendo o óxido sobre a superfície. Antes da aplicação de
duas camadas do agente de união e sua queima, foi realizado o
jateamento com óxido de alumínio. Com auxílio de um guia duas
camadas de porcelana opaca (0,3 mm) foram aplicadas e queimadas sob
vácuo. A porcelana de corpo foi aplicada com camada de 2,3 mm da
mesma forma que a opaca. Após ensaio mecânico, concluiu-se que o
óxido da superfície, a rugosidade superficial e o emprego de um agente
de união favorecem a aderência da porcelana ao metal, quando utilizados
em associação.
137
Preocupados com os inúmeros tipos de teste e suas
limitações em se avaliar apenas a força de união adesiva entre metal e
porcelana, Chong et al.
20
(1980) desenvolveram um teste simplificado
para se realizar esta avaliação. Utilizaram quatro diferentes tipos de ligas
metálicas com suas respectivas porcelanas, dois tipos de agentes de
união, resultando em vinte amostras para cada grupo. O corpo-de-prova
consistia num stub com um tubo cilíndrico de 11,5 mm de comprimento e
4 mm de diâmetro. Numa das extremidades o diâmetro aumentava para
10 mm com 3,5 mm de largura. A porcelana era aplicada na extremidade
de maior diâmetro, com auxílio de um guia até obter espessura de 3,5
mm. O tratamento final do metal e a aplicação da porcelana seguiram as
recomendações do fabricante. Após finalizado, o corpo-de-prova foi
colocado em máquina de ensaio universal que possuía uma presa para
fixação do tubo cilíndrico. Entre o metal e a porcelana uma lâmina era
carregada para se realizar o ensaio de cisalhamento com velocidade de 1
mm/min até ocorrer a fratura. Os autores observaram resultados variados
em sua pesquisa, porém concluíram que o teste é capaz de fornecer
informações quantitativas sobre a união metal-porcelana. Para eles o
corpo-de-prova é simples e fácil de ser obtido, melhorando a
padronização dos mesmos.
Malhotra & Maickel
57
(1980) investigaram as variações
na união adesiva do metal e porcelana utilizando os testes “push” e “pull”,
isolando ou não a haste metálica com cera. Todos os materiais foram
manipulados segundo as recomendações dos fabricantes. Varetas
plásticas com 2,25 mm de diâmetro e 50 mm de comprimento foram
incluídas e fundidas em liga nobre pela técnica do maçarico gás-oxigênio.
Após desinclusão e limpeza as varetas foram levadas ao forno para
degaseificação. Disco de porcelana foi aplicado com espessura de 1,5 a
2,0 mm. Gesso pedra foi usado para construir uma muralha de 40 mm de
diâmetro por 20 mm de comprimento ao redor da vareta e porcelana,
permanecendo uma parte do metal exposto em cada extremidade. Cera
138
foi utilizada para isolar as varetas metálicas. Os testes foram realizados
em máquina Instron com velocidade de 0,5 mm/min. Os autores
concluíram que há a necessidade de isolar a vareta metálica antes de
realizar a muralha com gesso, e que estes testes podem ser empregados
com segurança na avaliação da união metal-porcelana.
DeHoff et al.
25
(1982) compararam as observações
experimentais de localização da fratura e tipo de falha com os resultados
obtidos com cálculos de elemento finito. Os autores utilizaram o teste de
flexão de quatro pontos pela facilidade de confecção dos corpos-de-
prova, pela espessura do material estar próximo da realidade clínica, e
pelo fato das falhas de união entre o metal e a porcelana ocorrerem
sempre na linha de aplicação da força. Foram utilizados três tipos de
metal e três tipos de porcelana, totalizando trinta e duas espécimes, com
duas razões de espessura entre metal e porcelana (MCG-1: metal com
espessura de 2 mm e MCG-2: metal com espessura de 1 mm). As tiras
confeccionadas com metal tinham 48 mm X 10 mm, e a cerâmica aplicada
numa área central de 25 mm X 10 mm apresentava sempre 0,3 mm de
porcelana opaca e 0,7 mm de porcelana de corpo. As cargas foram
aplicadas em incrementos, verificadas com um medidor de deformação e
monitoradas com auxílio de um voltímetro digital. As lâminas elétricas de
resistência do medidor de deformação foram colocadas na superfície do
metal e porcelana de dez espécimes antes do início do teste. Após os
ensaios, os autores observaram que a localização da falha dependeu da
geometria dos espécimes. O grupo MCG-1 mostrou início da falha na
superfície da porcelana entre os pontos de aplicação da carga, enquanto
que o grupo MCG-2 apresentou falha abaixo de uma das linhas de
aplicação da força, e que a análise pelo teste de elemento finito fornece
vantajosa aproximação para a interpretação da distribuição e magnitude
da falha de estresse, embora a complexidade desta distribuição de
estresse abaixo da linha de aplicação no teste de flexão de quatro pontos
139
pode fornecer enganosa informação a respeito dos efeitos das variáveis
experimentais na interface da falha adesiva.
Gavelis et al.
29
(1982) avaliaram a força de união entre
metal e porcelana de dois diferentes sistemas, utilizando para isto um
teste de cisalhamento modificado. Para cada liga foram confeccionadas
vinte e quatro varetas pela técnica da cera perdida, seguindo os
procedimentos laboratoriais recomendado pelos fabricantes. As
irregularidades da fundição foram removidas com pedras montadas de
óxido de alumínio de maior granulação. A região determinada para
aplicação da porcelana foi preparada com pedras de granulação mais
fina. As varetas foram separadas em quatro grupos iguais e receberam
tratamento inicial igual, com condicionamento em ácido fluorídrico por 20
minutos, lavagem em água destilada e oxidação segundo recomendação
do fabricante. Um grupo de cada metal recebeu tratamento prévio com
agente de união, e a aplicação da porcelana foi realizada com auxílio de
um guia, possibilitando que rodas da porcelana fossem aplicadas com
0,25 polegadas de diâmetro e 0,09 polegadas de comprimento. A região
da vareta que não recebeu aplicação da porcelana foi isolada com cera, e
a região com porcelana foi embutida em gesso, permanecendo em
bancada por uma semana. O corpo-de-prova foi colocado em máquina de
ensaio universal, preso na região do gesso e uma garra prendeu a área
da vareta exposta. O ensaio foi realizado com velocidade de 0,02 pol/min.
Após fratura foi realizada análise da região e os autores puderam
observar poucas partículas de porcelana na superfície do metal.
Observaram que houve diferença numérica entre os grupos analisados,
porém não estatisticamente significante, e que o teste utilizado mostra
claramente a falha ocorrida na interface metal-porcelana.
O efeito da taxa de resfriamento do conjunto metal-
porcelana foi avaliado por Guinn et al.
33
(1982), correlacionando com a
força de união na interface dos dois materiais. Discos metálicos foram
fabricados (1/4 X 1/16 polegadas) a partir de discos de cera incluídos em
140
revestimento. Após sua eliminação em forno, a fundição foi realizada com
maçarico gás-oxigênio. As fundições foram resfriadas em bancada com
temperatura ambiente e os canais de alimentação removidos. Porcelana
foi aplicada na região central (1/8 X " polegadas) seguindo as
recomendações do fabricante. Seis diferentes tipos de resfriamento foram
realizados. Em cada grupo havia dez amostras. A porção da porcelana foi
embutida com resina acrílica para adaptar-se a um dispositivo empregado
no ensaio mecânico com velocidade de 0,02 pol/min. Os autores
encontraram maiores forças de união entre os materiais quando o
conjunto foi mantido dentro de forno e resfriado até a temperatura
ambiente. O pior resultado foi obtido com a retirada imediata do conjunto
do forno e colocação em temperatura ambiente. Porém os autores
concluíram que dentro de uma prática e viabilidade laboratorial a forma
mais adequada de se realizar o resfriamento do conjunto, com menores
chances de causar danos na interface, é a colocação do conjunto dentro
de um recipiente de vidro.
Schaffer
71
(1982) realizou uma pesquisa na tentativa de
superar as deficiências existentes nos testes prévios para se avaliar a
união metal-porcelana, desenvolvendo um método confiável e simples.
Utilizou sete diferentes ligas, confeccionando dez placas metálicas para
cada uma delas com dimensão de 31,8 mm X 12,7 mm X 1,3 mm. Após
finalizadas, uma camada de porcelana opaca foi aplicada na região
central (12,7 mm X 12,7 mm), seguida pela aplicação de porcelana de
corpo até completar altura de 2 mm. Os corpos-de-prova foram
posicionados em dispositivo para ensaio de flexão de três pontos, com a
porcelana voltada para baixo e os apoios distantes de 25,4 mm. A
velocidade do teste foi de 0,5 mm/min. A carga foi aplicada até ocorrer a
queda da curva do gráfico, significando falha na união. O autor concluiu
que este é um teste fácil e seguro para se realizar e avaliar a força de
união entre os dois materiais, e que o valor máximo de estresse na
141
superfície da placa metálica durante a flexão é equivalente ao estresse
aplicado à união metal-porcelana no momento da falha.
Kelly & Rose
46
(1983) realizaram uma revisão da literatura
sobre o uso de ligas alternativas em próteses parciais fixas. Em relação à
união do metal com a porcelana relataram que esta resulta de uma força
química e mecânica. A formação de uma camada de óxido na superfície
melhora a molhabilidade, dissolvendo-se e interagindo quimicamente com
a porcelana. A força mecânica resulta principalmente de uma diferença
entre os coeficientes de expansão térmica dos dois materiais.
Drummond et al.
26
(1984) avaliaram a força de união
metal-porcelana, após armazenagem dos corpos-de-prova em água
destilada. Utilizaram teste tipo guilhotina, com estresse localizado ao
longo da interface metal-porcelana. As amostras foram fundidas em duas
partes. Foram utilizadas uma liga nobre e uma alternativa. A porcelana foi
aplicada de acordo com as recomendações do fabricante e da mesma
forma nos dois metais. Para cada metal foram divididos em três grupos
iguais com doze discos: controle, quatro e 12 meses de armazenamento.
Foi utilizada água destilada a temperatura de 37
0
C. O teste de
cisalhamento foi realizado com velocidade de 5 mm/min. Os autores
observaram que houve diminuição da resistência de união, porém não foi
estatisticamente significante com a liga nobre, a qual obteve os maiores
resultados de união adesiva. Concluíram que se o armazenamento em
água for aumentando, menores valores de união serão encontrados, pois
a água “atacaria” a porcelana, acarretando perda na força de união.
Concluíam, ainda, que o sistema metal-porcelana, utilizando uma liga
alternativa, pode ser mais susceptível à fratura devido às menores forças
de união encontrada.
Anusavice
2
(1985) relatou que a união metal-porcelana
nas ligas alternativas à base de níquel e crômio, quando estudadas in
vitro, não têm mostrado valores superiores ou inferiores às ligas à base de
ouro. As evidências clínicas comprovam que a incidência das falhas
142
também são semelhante. O autor diz, ainda, que o problema das ligas
alternativas é a formação da camada de óxido, que pode não ser
aderente ao substrato metálico e causar a delaminação da porcelana,
quando submetida ao estresse em boca.
Baran
9
(1985) publicou artigo sobre as propriedades de
ligas alternativas para uso em restaurações metalocerâmicas,
evidenciando suas vantagens para esta finalidade. Em relação à união
metal-porcelana o autor escreveu sobre a necessidade da realização da
pré-oxidação da liga para liberar o estresse interno, e ocorrer a formação
de uma camada de óxido na superfície da liga. Relatou ainda que o
procedimento de soldagem nestas ligas é difícil, necessitando usar um
fundente de fluorido.
Bullard et al.
13
(1985) comentaram que existem diversas
formas de aumentar o contato entre um metal e uma porcelana, como a
colocação de estanho, ferro ou índio na superfície do metal, criando uma
camada de óxido mais ávida a receber a porcelana e aumentar a união
adesiva. Naquele estudo, os autores avaliaram o efeito da cobertura do
metal com filmes de óxidos metálicos na união metal-porcelana, utilizando
quarenta corpos-de-prova divididos em quatro grupos iguais, fundidos em
liga nobre e com formato para teste mecânico proposto por McLean &
Sced em 1973. A porção cônica dos corpos-de-prova de cada grupo foi
coberta com Al
2
O
3
, In e Sn na espessura de 50, 100 e 100 nm,
respectivamente, seguindo as recomendações de cada processo. Um
grupo não recebeu qualquer tipo de tratamento, atuando como controle.
Após oxidação dos corpos-de-prova, foi aplicada porcelana opaca e de
corpo esperando-se dois dias para o início do teste mecânico de tração
em máquina de ensaio universal e velocidade de 0,008 mm/s. Somente
as falhas adesivas foram consideradas no estudo, evidenciando que a
cobertura com óxido de alumínio e índio melhora consideravelmente a
força de união. Porém, pouca diferença foi encontrada entre o grupo
controle e o coberto com estanho.
143
McLean
56
(1985) relatou que a habilidade do metal em
formar uma camada de óxido compatível com a porcelana de
revestimento é essencial para evitar sua delaminação. A formação do
óxido deveria obedecer quatro critérios: o óxido formado não deve causar
descoloração da porcelana ou na interface, deve ser solúvel na porcelana,
o metal e o óxido metálico devem ter boa molhabilidade, e o óxido
metálico não deve reduzir a resistência da porcelana ou aumentar o
estresse interno, pela alteração do coeficiente de expansão térmica da
porcelana.
Yamamoto
84
(1985) relatou que a união metal-porcelana
depende da união química, retenção mecânica e união compressiva, cada
um deles contribuindo com uma porcentagem. A presença destes fatores
atuando diretamente na interface causa uma forte união entre os dois
materiais, essencial para a resistência do sistema metalocerâmico.
Daftary & Donovan
22
(1986) estudaram o efeito na união
metal-porcelana de quatro diferentes técnicas de pré-tratamento do metal,
utilizando-se três ligas básicas e uma liga de ouro. Os quatro tipos de pré-
tratamento foram: a) degaseificação convencional: copings aquecidos de
1250
o
F à 1850
o
F sob vácuo para limpar o metal e formar uma camada de
óxido; b) dupla degaseificação: os copings foram degaseificados e
abrasionados com óxido de alumínio 50 !m e novamente degaseificados
com o mesmo ciclo de queima anterior; c) condicionado com ácido: os
copings foram degaseificados e imersos numa mistura de ácido nítrico
20%, ácido sulfúrico 75% e ácido fosfórico 5% por 30 minutos à
temperatura de 90
o
F + 5
o
F; d) queima em alta temperatura: as amostras
foram degaseificadas e abrasionadas com óxido de alumínio 50 !m, com
queima da porcelana opaca a 1850
o
F, 100
o
F acima do recomendado pelo
fabricante. Para a obtenção dos corpos-de-prova, os autores partiram de
um modelo metálico simulando preparo para coroa total num primeiro pré-
molar com término cervical em lâmina de faca. Utilizando-se uma lâmina
de polipropileno sob vácuo, foi obtido um molde do preparo e no seu
144
interior vertido cera, a qual foi unida ao sprue e levada para inclusão em
revestimento fosfatado. Após eliminação dos padrões de cera em forno
convencional a fundição foi realizada em centrífuga. Os padrões metálicos
foram limpos, e as superfícies usinadas com pedras de óxido de alumínio
para posterior jateamento com óxido de alumínio 50 !m. Foram
preparadas cinco amostras para cada pré-tratamento e para cada um dos
quatros metais. Uma fina camada de porcelana opaca foi aplicada em
todos os grupos, porém no grupo nos tratamentos a, b e c a temperatura
do forno foi de 1250
o
F a 1750
o
F com taxa de 80
o
F por minuto, e no
tratamento d a temperatura final foi e de 1850
o
F. Após resfriamento, uma
segunda camada de opaco foi aplicada com a mesma técnica utilizada
pela aplicação da porcelana de corpo, numa temperatura de 50
o
F menor.
A aplicação da porcelana foi realizada por apenas um único operador na
tentativa de padronizar o procedimento, pois nenhum tipo de guia foi
utilizado. Os espécimes foram fraturados em máquina de ensaio
universal, com teste de compressão e velocidade de 0,002 pol/min até a
primeira separação da porcelana. Os autores observaram diferença
estatística entre os metais, com uma liga básica apresentando maiores
valores (304,133 Kg), porém não observaram diferenças entre os pré-
tratamentos.
A influência de repetidas queimas da porcelana sobre a
união entre metal e porcelana foi estudada por Barghi et al.
10
(1987)
utilizando uma liga nobre e uma liga não nobre. Sessenta incisivos
centrais direito foram encerados com espessura de 0,3 mm, incluídos e
fundidos, seguindo as recomendações do fabricante, sendo trinta em
cada tipo de liga. As fundições foram usinadas, jateadas e oxidadas,
sendo que a liga não nobre recebeu dois ciclos de oxidação com
jateamento entre eles. Um único tipo de cerâmica foi aplicado, com
0,3mm de opaco e o restante em cerâmica de corpo, até a reconstrução
de um dente com tamanho compatível ao encontrado na cavidade oral.
Após acabamento de superfície, cada liga foi subdividida em grupos
145
menores de dez amostras, sendo o grupo A glazeado convencionalmente,
o grupo B sofrendo mais quatro ciclos de queima, e o grupo C sofrendo
mais nove ciclos de queima.Todas as coroas foram montadas
individualmente na posição vertical em resina acrílica, para ser realizado
ensaio mecânico de compressão com velocidade de 0,5 mm/min
Observaram que não houve diferença na resistência de fratura entre o
grupo A e B na liga nobre, sendo que na liga não nobre os três grupos
comportaram-se de maneira semelhante, e com maiores forças de união
quando comparados com a outra liga.
Hammad et al.
35
(1987) compararam o efeito de
diferentes temperaturas de queima da porcelana, textura da superfície e
tipo de metal na força de união metal-porcelana. Utilizaram uma liga
nobre e uma alternativa, com corpos-de-prova confeccionados de maneira
similar. As amostras constituíam-se de duas partes: A e B. No total, 72
duas partes do tipo A e 72 do tipo B foram confeccionadas, sendo que 24
do tipo A foram fundidas em liga nobre e 48 em liga alternativa. Todas as
partes B foram fundidas em liga alternativa, pois foram usadas apenas
para apreender a porcelana opaca. Três grupos de 24 amostras foram
formados e subdivididos em dois subgrupos. Dois grupos da liga
alternativa foram submetidos ao ataque eletrolítico após o jateamento.
Nos outros dois grupos a superfície foi usinada com ponta montada
diamantada e jateadas com óxido de alumínio férrico (25 !m). As
fundições com a liga nobre foram degaseificadas e jateadas com óxido de
alumínio. Porcelana foi aplicada em todas as amostras com 1,5 mm de
espessura. Em três grupos seguiu-se as recomendações do fabricante, e
nos outros três grupos a temperatura foi elevada. Um dispositivo acoplado
a uma máquina de ensaio universal Instron permitiu alinhar todos os
corpos-de-prova e introduzir estresse na interface metal-porcelana com
velocidade de 0,01 pol/min. Duas amostras foram escolhidas
aleatoriamente para análise visual e microscópica. Os autores
observaram que houve interação entre a textura superficial do metal e
146
temperatura de queima da porcelana. Quanto maior a irregularidade da
superfície, maior a força de união dos materiais, o mesmo comportamento
ocorrendo com a queima da porcelana em temperaturas mais elevadas
que o recomendado pelo fabricante.
Uusalo et al.
77
(1987) compararam a união metal-
porcelana utilizando um teste simplificado (tração) e quatro diferentes
tipos de ligas nobres e três não nobres. As fundições seguiram as
recomendações dos fabricantes, e cada espécime consistiu em uma área
de teste de 7 mm de diâmetro com uma alça superior responsável pela
fixação em máquina de ensaio universal. As superfícies foram jateadas,
limpas em água destilada por 20 minutos e oxidadas por 10 minutos sem
vácuo. Após, foi aplicado um agente de união nas superfícies, queimadas
em forno, para posterior aplicação da porcelana realizando a união das
duas superfícies. O ensaio mecânico foi realizado com velocidade de 8
mm/min e a carga aplicada até a separação das partes. Dentre as ligas
avaliadas, as nobres obtiveram melhores resultados. Dentre as não
nobres, a de cobalto-crômio obteve melhor resultado, com fratura variável
(mista), evidenciando que este tipo de metal possui uma técnica
laboratorial sensível.
Mackert et al.
55
(1988) desenvolveram uma
metodologia para controlar a deformação dos espécimes na interface
metal-porcelana e avaliar a força adesiva na região. O teste consistiu
numa modificação do ensaio de flexão de três pontos. Sete ligas para
metalocerâmica foram utilizadas, fundidas em barras e em número de dez
com 13 mm X 13 mm X 1 mm para cada tipo de liga. Para duas destas
ligas foram fundidas mais dez barras para utilização de um agente de
união recomendado pelo fabricante. Após tratamento específico da
superfície dos metais, porcelana foi aplicada na região central com auxílio
de um gabarito até espessura de 1 mm e comprimento de 6 mm. O ensaio
mecânico foi realizado em máquina de ensaio universal com velocidade
de 0,25 mm/min. Após fratura os espécimes foram analisados em
147
microscopia eletrônica de varredura. A análise microscópica revelou boa
adesão da porcelana ao metal, permanecendo em torno de 62% da
mesma sobre o metal. Os autores concluíram que a formação de uma
camada de óxido na superfície do metal é responsável pela união do
mesmo com a porcelana.
Pezzoli et al.
65
(1989) compararam a união adesiva de
uma porcelana a uma liga magnetizável à base de Paládio-Cobalto (Pd-
Co), comparando os resultados a outras duas ligas para restaurações
metalocerâmicas, sendo uma preciosa e uma não preciosa. Dois testes
mecânicos foram utilizados, flexão de quatro pontos e cisalhamento, na
tentativa de minimizar os erros e os limites relacionados a apenas um
único teste. Dezesseis espécimes medindo 1mm de espessura, 10 mm de
largura e 20 mm de comprimento foram confeccionados para cada liga e,
após fundição, a porcelana foi aplicada na região central com 1,5 mm de
espessura (0,5 mm de opaco e 1 mm de porcelana de corpo), 10 mm de
comprimento, seguindo as recomendações do fabricante. Oito espécimes
de cada liga foram selecionados para o ensaio de flexão de quatro pontos
e as restantes para o teste de cisalhamento, ambos com velocidade de
0,05 pol/min, carregadas com carga até a ocorrência da falha de união
dos materiais, para posterior avaliação em MEV e EDS. Os resultados
mostraram que a liga preciosa apresentou valores mais elevados em
ambos os ensaios, seguidos pela liga magnetizável e não preciosa. A
avaliação em MEV revelou que na liga preciosa a falha ocorreu
principalmente na interface de óxido da porcelana, sendo que na liga não
preciosa ocorreu entre a superfície do metal e camada de óxido, e na liga
magnetizável ocorreu no corpo e na interface de óxido da porcelana.
Ringle et al.
67
(1989) caracterizaram a microestrutura na
região interfacial dos materiais metal e cerâmica, e avaliaram o perfil de
concentração dos elementos nas áreas adjacentes à zona de interação.
Utilizaram quatro tipos de ligas alternativas e duas porcelanas que
apresentavam pouca diferença nos elementos presentes na sua
148
composição. As ligas foram fundidas de acordo com as recomendações
do fabricante em máquina de indução no formato de ¨T¨. As superfícies
das ligas foram preparadas e a porcelana aplicada, de acordo com a
recomendação do fabricante. A interface foi polida e preparada com ácido
para análise da segunda fase da estrutura na zona de interação. EDS foi
realizado na região de interesse e a concentração dos elementos
registrados. Os autores observaram que todas as ligas apresentaram uma
segunda ou terceira fase na zona de interação, possível de ser analisada
após o tratamento ácido da superfície, e que a análise da concentração
dos elementos químicos pode ser realizada apenas com técnicas mais
simples como o polimento da superfície com lixas.
Bagby et al.
8
(1990) realizaram uma revisão da literatura
sobre a compatibilidade entre metal e porcelana. Relataram que a união
dos dois materiais ocorre pela união química, retenção mecânica e forças
de Van der Waals. A união química envolve uma camada intermediária de
óxido, com a porcelana dissolvendo-se parcialmente e saturando-se com
os óxidos metálicos entrando em equilíbrio termodinâmico, resultando
numa contínua estrutura eletrônica. Na retenção mecânica,
irregularidades da superfície do metal auxiliam a união, porém a
quantidade e a forma destas irregularidades é difícil de ser definida
laboratorialmente. As forças de Van der Waals são baseadas no ângulo
de contato, melhorando a molhabilidade do metal e aumentando a força
de união quando a camada de óxido está presente.
Morris
59
(1990) avaliou as propriedades mecânicas de
sete ligas à base de cobalto-crômio para restaurações metalocerâmicas,
após tratamentos térmicos simulando os ciclos de queima da porcelana.
Para cada liga foram confeccionados vinte e quatro padrões plásticos em
forma de barra com dimensões recomendadas pela ADA N
o
5, as quais
foram incluídas em revestimento fosfatado, eliminadas em forno (1500
o
F),
e os anéis levados em máquina de indução para a realização da fundição.
Completada a fundição, os anéis foram resfriados em bancada,
149
desincluídos, limpos, jateados com óxido de alumínio e separados dos
sprue. Vinte das 24 barras de cada grupo foram escolhidas
aleatoriamente para receber tratamento térmico, simulando os passos de
cocção da porcelana (seguindo as recomendações do fabricante) em
cinco etapas: degaseificação, opaco, dentina (dois ciclos) e glaze. Todos
os corpos-de-prova foram testados em máquina de ensaio universal com
velocidade de 0,05 cm/min, associado a um extensômetro, avaliando o
estresse máximo, porcentagem de elongação e módulo de elasticidade.
Seguindo os mesmos procedimentos de fundição anterior, discos de cada
liga foram fabricados para avaliar a microdureza após os tratamentos
térmicos. Três comparações foram feitas: comparação das propriedades
mecânicas das ligas após fundição, comparação das ligas após
tratamento térmico e comparação entre as duas anteriores. Concluíram
que o tratamento térmico tem pouco efeito sobre as propriedades
mecânicas das ligas de cobalto-crômio, sendo que a dureza aumentou
significantemente em algumas ligas, dificultando o trabalho do técnico de
laboratório.
Stannard et al.
74
(1990) investigaram o efeito de repetidos
ciclos de queima da porcelana e sua influência na união com o metal.
Setenta discos metálicos com 1,5 mm de espessura e 13 mm de
diâmetro, divididos em dois grupos iguais, foram confeccionados para
receberem a aplicação de dois tipos de porcelana com dimensões de
3,6mm de diâmetro e 6mm de comprimento. Foi aplicada apenas
porcelana opaca, seguindo as recomendações dos fabricantes. Diferentes
números de ciclos de queima da porcelana foram realizados: um, três,
cinco, sete e nove. Posteriormente, os tubos cerâmicos foram embutidos
em resina acrílica para possibilitar o ensaio mecânico de cisalhamento.
Assim, sete amostras foram obtidas para cada situação. O teste mecânico
foi realizado com velocidade de 0,5 mm/min em máquina de ensaio
universal. Foi observado que todas as falhas ocorrem na interface metal-
porcelana, com pequena porção de porcelana mantida unida ao metal. Os
150
autores não encontraram diferenças na força de união nos diferentes
ciclos de queima da porcelana. Concluíram que este fato ocorreu por não
ter ocorrido mudanças no coeficiente de expansão térmica da porcelana
opaca, fator que gerou a diminuição do estresse na interface,
diferentemente do que ocorre com a porcelana de corpo.
Wu et al.
83
(1991) avaliaram o efeito do tratamento
térmico de oxidação na resistência de união entre porcelana e metais não
nobres, sob vácuo e variando tempo e condições atmosféricas,
investigando, ainda, a difusão de íons na zona de interação entre a
porcelana e as ligas. Os autores utilizaram duas ligas de níquel-crômio e
duas de cobalto-crômio, dividindo a pesquisa em duas partes: a) teste de
flexão de três pontos; b) avaliação em MEV, EDS e o escaneamento de
linha para verificar o limite da fase de mudanças entre metal e porcelana.
Para o ensaio mecânico foram utilizados como padrão 170 tiras de cera
com 28 mm X 3,2 mm X 0,6 mm as quais foram unidas ao sprue, e
incluídas em revestimento fosfatado seguindo as recomendações do
fabricante. Os anéis de revestimento permaneceram em bancada até a
colocação em forno com temperatura de 1700
o
F. Após eliminação da
cera, os metais foram fundidos pela técnica de indução a
aproximadamente 2800
o
F. Terminado o processo de fundição,
desinclusão e limpeza, as tiras metálicas foram medidas com calibradores
e, com auxílio de um retificador, as mesmas foram ajustadas na medida
de 25 mm X 3 mm X 0,5 mm, jateadas e limpas em aparelho sônico. As
tiras foram divididas aleatoriamente em quatro grupos conforme os dez
diferentes tipos de tratamentos propostos. A exceção foi dada apenas a
uma liga de cobalto-crômio que seguiu as recomendações do fabricante.
Todos os espécimes foram degaseificados sob vácuo por um minuto,
resfriados em bancada, jateados com óxido de alumínio 50 !m e limpos
em aparelho sônico por três minutos. Na região de 8 mm central foram
aplicadas, primeiramente, duas camadas de opaco (80
o
F/min sob vácuo)
e uma camada de porcelana de corpo com 1 mm de altura (1775
o
F em
151
700 mmHg de vácuo). O ensaio mecânico de três pontos foi realizado em
máquina de ensaio universal com célula de carga de 200 lb e velocidade
de 0,01 pol/min. Os grupos que apresentaram diferenças estatísticas
foram examinados em MEV e EDS. Para isto, dois espécimes foram
embutidos em resina epóxica, seccionados longitudinalmente, polidos
com lixas seqüenciais e cobertos com carbono. Quatro elementos foram
selecionados para análise: Al, Si, Ni e Cr na liga de níquel-crômio e Al, Si,
Co, e Cr na liga de cobalto-crômio. As concentrações de íons foram
traçadas em papel e comparadas entre si. Os autores concluíram que o
tratamento térmico de oxidação não influenciou na união metal-porcelana,
da mesma forma que as variáveis temperatura e vácuo. Observaram
ainda que a concentração de íons Al aumentou nas duas ligas e que a
concentração de íons Si aumentou em níquel-crômio e diminuiu na liga de
cobalto-crômio.
Naylor
61
(1992) relatou que a união metal-porcelana pode
ser explicada por quatro teorias: forças de Van der Waals, retenção
mecânica, união compressiva e união química. Nas forças de Van der
Waals há atração entre átomos que estão em íntimo contato, sem a troca
de elétrons. Esta forma de atração é fraca, tendo menor importância
dentre as teorias. Com as microretenções existentes na superfície do
metal, a porcelana opaca pode fluir para seu interior, auxiliando a união
metal-porcelana. Jateamento com óxido de alumínio melhora a união,
pois elimina irregularidades da superfície (concentração de estresse) e
aumenta a área de contato para união. Com as diferenças nos
coeficientes de expansão térmica, a porcelana, após resfriamento, irá
permanecer sob estresse de compressão sobre o metal. Esta condição é
a ideal, pois a porcelana apresentará grande resistência. Para o autor a
união química representa a mais importante de todas, com a formação de
uma camada de óxido na superfície do metal. Esta camada se dissolve
pela porcelana opaca que entra em contato atômico com a superfície do
metal, melhorando a molhabilidade e a união química.
152
Wagner et al.
79
(1993) determinaram o efeito da
modificação da morfologia e química da superfície do metal na união
metal-porcelana. Foi utilizada uma liga à base de Pd-Cu-Ga (Paládio-
Cobre–Gálio) por apresentar composição simples de análise e estar
próxima às ligas de Pd-Cu (Paládio-Cobre) utilizadas em odontologia.
Barras cilíndricas do metal (10 mm X 5 mm) foram fundidas pela técnica
de indução e, após desinclusão, limpeza e polimento com pasta de
diamante de 1 !m, três diferentes tratamentos foram realizados antes de
aplicar a porcelana: a) o primeiro foi a pré-cobertura do metal, antes da
porcelana, com Al
2
O
3,
Mn
2
O
3,
CuO ou SnO
2
com 100 nm de espessura
sendo que com o Al
2
O
3
três espessuras foram estudas; b) o segundo foi o
tipo de tratamento térmico, com a pré-oxidação da liga (982
o
C, mantido
em ambiente por cinco minutos para posterior aplicação da porcelana) ou
a queima da porcelana em condições reduzidas (95% argônio e 5%
hidrogênio); c) o terceiro tratamento foi a rugosidade da superfície do
metal com lixas de papel com granulação 400, jateamento com óxido de
alumínio de 25 !m e ranhuras de 1 mm de profundidade por 1 mm de
diâmetro. Após a realização dos tratamentos, a porcelana foi aplicada na
região específica com a forma de roda medindo 45 mm X 3 mm. A área
que não foi coberta pela porcelana recebeu uma camada de cera para
posterior inclusão do conjunto em gesso. Teste de compressão foi
realizado associado à análise em MEV, avaliando a fratura entre metal e
porcelana. Os autores concluíram que a rugosidade, a pré-cobertura e a
pré-oxidação da liga aumentam a união metal-porcelana, o mesmo não
ocorrendo quando a porcelana foi queimada sob condições reduzidas.
Scaranelo & Muench
69
(1994) estudaram a resistência de
união entre metal e porcelana, avaliando cinco fatores com dois níveis
cada um. A partir de padrões de cera foram fundidos discos com forma
cônica truncada, medindo 0,614 cm e 0,410 cm de diâmetro e 0,480 cm
de altura. Após remoção dos canais de alimentação, os discos eram
terminados e tratados superficialmente conforme recomendações dos
153
fabricantes, para posterior degaseificação. Os fatores estudados foram:
duas ligas não nobres, jateamento ou não da superfície antes da
porcelana ser aplicada, duas porcelanas, uso apenas de opaco ou sua
mistura com dentina, e cocção sob vácuo ou não. A porcelana foi aplicada
com auxílio de um gabarito e depois de prontos os corpos-de-prova foram
submetidos ao cisalhamento em máquina de ensaio universal. Os autores
encontraram que o jateamento com óxido de alumínio pode melhorar a
força de união, da mesma forma que a mistura da porcelana opaca e
dentina.
Ibrahim
41
(1995) analisou a interface entre metal e
porcelana de uma liga não nobre, utilizando MEV e micro-sonda de
elétron (ME), com objetivo de verificar quais elementos químicos, e qual
quantidade estão presentes em cada fase. Vinte padrões de cera
preparados com 3 mm X 6 mm X 8 mm X 1 mm e ângulo de convergência
de 10
o
foram fundidos, por indução, de acordo com o fabricante, e após
desinclusão e limpeza foram polidos com lixas abrasivas de granulação
400, 600, 800 e 1000. Cinco grupos foram igualmente formados quanto à
região de análise: (grupo A) controle: superfície do metal fundido; grupo
B) superfície do metal após oxidação sob vácuo; grupo C) superfície do
metal, após aplicação da porcelana, de acordo com o fabricante; grupo D)
superfície do metal após jateamento da superfície com óxido de alumínio
50 !m e queima em forno simulando o ciclo de cocção da porcelana;
(grupo E) camada de óxido da porcelana após sua separação do metal. O
autor concluiu, após análise, que a composição da camada de óxido é
formada principalmente por Cr
2
O
3
e NiO, com traços do óxido metálico na
porcelana, e que a excessiva oxidação gera aumento da espessura da
camada de óxido causando a fragilidade e, conseqüentemente, falha na
união metal-porcelana.
Anusavice
3
(1996) relatou que o requisito primário para o
sucesso de uma restauração metalocerâmica é o desenvolvimento de
uma união duradoura entre a porcelana e a liga metálica. Com a união
154
obtida, há a possibilidade de se introduzir estresses de dobramento neste
sistema durante o processo de queima da porcelana. Uma distribuição de
estresse desfavorável durante o processo de resfriamento pode resultar
na fratura da porcelana, da mesma forma que uma fratura tardia pode
ocorrer. O autor conclui que para haver sucesso faz-se necessário uma
forte união interfacial quando há compatibilidade térmica entre os
materiais.
Lenz & Kessel
50
(1998) publicaram artigo com a
incorporação da análise finita e o teste de flexão de três pontos sugerida
pela normatização da ISO (9693) como auxílio de análise do estresse
térmico residual, gerado na interface metal-porcelana durante a
fabricação dos corpos-de-prova. A análise foi baseada na suposição que
a liga e a porcelana podem ser modeladas como materiais homogêneos,
isotrópicos e com módulos de elasticidade lineares. Utilizaram o teste de
três pontos com a placa metálica medindo 25 mm X 3 mm X 0,5 mm e a
porcelana aplicada na região central com 8 mm X 1 mm X 0,5 mm. Para a
análise de elemento finito, metade do corpo-de-prova foi dividido em 2800
elementos, correspondente a 2951 pontos nodais. Esta malha foi
colocada vizinha à região de início da separação dos dois materiais. Após
ensaio mecânico o estresse térmico foi calculado na região de separação
dos dois materiais, ocorrido sempre em uma das extremidades. Os
autores observaram que o estresse térmico residual e o estresse normal
na porcelana aplicada aparecem praticamente na porção final da mesma,
desaparecendo nos outros três quartos na porcelana aplicada.
Concluíram que o estresse de cisalhamento induzido pelo aumento da
carga aplicada é o fator que gera este estresse no final da interface dos
materiais, considerando que a força de tração é tamponada pelo estresse
de compressão térmica.
Grahan et al.
32
(1999) compararam o efeito de sete
diferentes tratamentos superficiais de uma liga não nobre (NiCr) na
resistência de união entre o metal e porcelana de cobertura, utilizando o
155
teste recomendado pela British Standards Institution. A peça para teste foi
construída em aço inoxidável e duplicada com silicona de uso laboratorial,
possibilitando o enceramento das réplicas, fixação do sprue e inclusão em
revestimento fosfatado. A técnica de inclusão e eliminação do padrão de
cera em forno seguiram as recomendações do fabricante e a técnica de
fundição foi a de indução. Após desinclusão, a camada de óxido da
superfície foi removida com jateamento de óxido de alumínio 50 !m com
pressão de 6 bars. Discos de carburundum foram utilizados para cortar os
sprues e a região alisada, totalizando 35 peças para a realização do teste,
sendo cinco para cada um dos tratamentos propostos. Os tratamentos
propostos foram: a) jateamento e usinagem; b) jateamento, usinagem e
jateamento; c) jateamento, usinagem, jateamento e degaseificação; d)
jateamento, usinagem, jateamento, degaseificação e jateamento; e)
jateamento, usinagem, jateamento, degaseificação, usinagem e
jateamento; f) jateamento, usinagem, jateamento, degaseificação,
usinagem, jateamento e degaseificação; g) jateamento, usinagem,
jateamento, limpeza e degaseificação. Antes da aplicação da porcelana
todas as peças do teste foram limpas em aparelho sônico e água por
cinco minutos, certificando-se de que todas as partículas de óxido de
alumínio e outros contaminantes fossem removidos. Três camadas de
opaco e 2 mm de porcelana de corpo foram aplicadas seguindo as
recomendações do fabricante. O ensaio mecânico de resistência de união
foi realizado com velocidade de 1mm/min, auxiliado por um dispositivo
construído para o teste. Os autores observaram maiores valores de união
no tratamento c, e os valores mais baixos no tratamento g, com fraturas
coesivas da porcelana e larga quantidade de porosidade da porcelana
perto da interface com o metal, diferentemente do tratamento c que
apresentou falha adesiva entre metal e porcelana.
Hofstede et al.
40
(2000) determinaram que a direção
do acabamento do metal e a utilização de jateamento de óxido de
alumínio influenciam na produção de porosidades na interface metal-
156
porcelana, e que todas as cargas causam falha nesta união. Para isso,
oitenta padrões (20 mm X 15 mm X 0,5 mm) de polietileno foram
incluídos, fundidos em liga nobre pela técnica convencional, desincluídos,
limpos e regularizados. As amostras foram divididas em quatro grupos
iguais. O grupo A recebeu acabamento bidirecional com pontas montadas
de óxido de alumínio, jateamento com óxido de alumínio de 50 !m à
distância de 4,5 cm até completa eliminação das marcas do acabamento
com broca. O grupo B recebeu tratamento semelhante ao A, porém o
acabamento foi unidirecional. Os grupos C e D seguiram os tratamentos,
respectivamente dos grupos A e B, com exceção do jateamento, ou seja,
não foi realizado este passo. A superfície do metal preparada foi
fotografada, limpa e oxidada em forno de porcelana antes de receber
duas camadas de opaco e duas camadas de corpo na região central (10
mm X 15 mm X 1,5 mm), seguindo recomendações do fabricante. Cada
corpo-de-prova foi montado num bloco de resina acrílica, fixado com cera,
e cortado longitudinalmente em duas partes idênticas (20 mm X 7,5 mm X
1,5 mm) com disco diamantado. Uma das metades foi sujeita a ensaio de
flexão de três pontos com velocidade de 0,5 mm/min e célula de carga de
500 Kg. Os apoios distanciavam de 15 mm e a carga foi aplicada na
região. Após ensaio, exame visual determinou o tipo de falha ocorrido,
confirmado, posteriormente, em microscopia eletrônica de varredura e
análise de energia dispersiva. Em cinco amostras de cada grupo, a outra
metade foi seccionada na região central em fatias de 2,5 mm, obtendo-se
quatro secções por amostra. Outras duas secções nas extremidades
foram realizadas, descartando-as. Cada porção foi montada em resina,
polida com papel de silicone de diferentes granulações, limpas e
analisadas em microscopia. Observaram que os grupos A e B foram
diferentes estatisticamente dos outros grupos, com separação ocorrendo
numa das extremidades da porcelana e com maiores valores de união,
porém a direção de preparo do metal não influenciou no tamanho ou
número de porosidades bem como na força de união.
157
Hegedüs et al.
37
(2002) realizaram uma investigação
microestrutural e compararam com a camada de reação desenvolvida
entre três diferentes cerâmicas, e uma liga de NiCr sob diferentes
condições de ciclo de queima. Seis amostras idênticas foram fundidas
com dimensão de 10 mm X 10 mm X 2 mm. Um lado da placa metálica foi
polida com óxido de alumínio 0,3 !m. Porcelana opaca foi aplicada nesta
superfície, sendo duas amostras para cada tipo de porcelana. Cada
amostra recebeu um ciclo de queima. Uma com a recomendação do
fabricante e a outra com dez minutos a mais de tempo do que o
recomendado. Para a análise em microscopia de transmissão de elétrons,
lâminas com dimensão de 1,5 mm X 1,5 mm foram cortadas de cada
amostra, as quais foram embutidas em discos de alumínio com 3 mm de
diâmetro, de modo que a interface metal-porcelana permanecesse
perpendicular ao plano do disco. As amostras foram polidas em ambos os
lados, até obtenção de espessura mínima de 0,02 mm e as análises
realizadas. Os autores observaram similar processo de crescimento das
fases em todos os sistemas, formando, assim, uma fase amorfa na
interface dos materiais, não havendo alteração significante após aumento
da temperatura. Uma camada nanocristalina de Cr
2
O
3
foi observada e
juntamente com uma terceira fase cúbica de NiCr com estrutura reticular.
Özcan
63
(2003) publicou artigo sobre as causas das
fraturas da porcelana quando associadas à infra-estrutura metálica. A
autora relatou altos índices de sucesso (95%) durante período médio de
10-15 anos e que as falhas das restaurações ocorrem devido a problemas
multifatoriais que podem ser associados a diferentes razões. Assim, a
falha não está associada a um simples episódio de aplicação de carga,
mas a um efeito cumulativo de um grande número de pequenas cargas.
Relatou que a umidade e a carga cíclica durante a mastigação são fatores
importantes na análise do modo de falha da restauração, pois o início da
fratura de cerâmica pode estar associado a pequenas trincas na
superfície do material, que, ao ser submetido ao estresse em boca,
158
desencadeia o processo de fratura catastrófica da porcelana, e que o
meio úmido afeta a união silico-oxigênio enfraquecendo a ligação.
Buso et al.
14
(2004) compararam o efeito de quatro
diferentes tipos de tratamento do metal e sua influência na união com o
revestimento estético cerâmico. Utilizaram uma liga de cobalto-crômio
para metalocerâmica e, a partir de padrões acrílicos, 48 barras (25 mm X
3 mm X 0,5 mm) foram fundidas pela técnica do maçarico gás-oxigênio e
divididas aleatoriamente em quatro grupos iguais. Os tratamentos da
superfície do metal foram: grupo A – usinagem do metal + jateamento
com óxido de alumínio + degaseificação; grupo B – usinagem do metal +
degaseificação + jateamento com óxido de alumínio; grupo C - jateamento
com óxido de alumínio + usinagem do metal + jateamento com óxido de
alumínio + degaseificação; grupo D - jateamento com óxido de alumínio +
usinagem do metal + degaseificação + jateamento com óxido de alumínio.
Com auxílio de um gabarito, duas camadas de porcelana opaca, duas de
dentina e glaze foram aplicadas na região central com 8 mm X 3 mm X 1
mm (ISO 9693). Finalizados, os corpos-de-prova foram submetidos ao
ensaio mecânico de flexão de três pontos com velocidade de 1,5mm/min,
e o valor da carga máxima aplicada para ocorrer a ruptura da união dos
dois materiais foi obtida. Os valores da carga máxima de ruptura (Kgf) dos
grupos foram: grupo A = 1,58±0,0; grupo B =1,52±0,16; grupo C=
1,63±0,14 e grupo D = 1,55±0,12. Os autores observaram que a
porcelana sempre se soltou de uma das extremidades após a aplicação
da carga máxima de ruptura, e que a análise em EDS não mostrou
diferença entre os grupos. Concluíram que não houve diferença
estatisticamente significante entre os grupos, podendo os quatro tipos de
tratamento ser empregado.
Craig & Powers
21
(2004) relataram que o requisito
mais importante numa restauração metalocerâmica é a união entre o
metal e a porcelana, resultado da difusão de óxidos de superfície da liga e
da cerâmica. Estes óxidos são formados durante o molhamento da liga
159
pela cerâmica e durante a queima desta. Segundo os autores, a falha
mecânica que mais ocorre neste tipo de restauração é a da união metal-
porcelana, sendo que esta é controlada por alguns fatores: formação de
uma forte união química, de um embricamento mecânico e de estresses
residuais.
Van Noort
78
(2004) relatou que as cerâmicas apresentam
grande número de microtrincas na superfície interna, responsável pela
sua fraqueza. O glazeamento da superfície interna é uma maneira de
removê-las, porém não é prático. Outra forma é uni-la a um substrato
metálico. Esta união é dada de três maneiras: retenção mecânica,
adaptação compressiva e união química. A união mecânica ocorre
quando a porcelana flui para o interior dos espaços microscópicos. A
rugosidade pode ser melhorada com o jateamento da superfície com
óxido de alumínio ou por desgaste. A adaptação compressiva ocorre
quando os coeficientes de expansão térmica são diferentes. Como o
metal apresenta maior coeficiente de expansão ele irá contrair mais,
deixando a porcelana num estado de compressão. A última modalidade
ocorre quando há a formação de uma camada de óxido na superfície do
metal e, ao ser levada acima da sua temperatura de transição vítrea, a
porcelana irá escoar e fundir-se com os óxidos da superfície metálica.
Buso et al.
15
(2005) compararam o efeito de dois diferentes
tipos de tratamento da superfície do metal e seu efeito na união com a
porcelana, utilizando metal novo e refundido. Quarenta padrões acrílicos
com medida de 25 mm X 3 mm X 0,5 mm (ISO 9693) foram fundidos em
cobalto-crômio (Wirobond C) e divididos em quatro grupos iguais. Os
tratamentos foram: grupo A (metal novo): usinagem + jateamento +
degaseificação; grupo B (metal novo): usinagem + degaseificação +
jateamento; grupo C (metal refundido): usinagem + jateamento +
degaseificação; grupo D (metal refundido): usinagem + degaseificação +
jateamento. O revestimento estético cerâmico foi aplicado numa área de 8
mm X 3 mm X 1 mm, seguindo as normas da ISO 9693, com duas
160
camadas de porcelana opaca, duas de dentina e glaze. Os corpos-de-
prova finalizados foram submetidos ao ensaio mecânico de flexão de três
pontos com velocidade de 1,5 mm/min. Os valores da carga máxima de
ruptura (Kgf) entre os materiais foram: grupo A:1,56±0,15; grupo
B:1,56±0,14; grupo C:0,94±0,21 e grupo D: 0,96±0,26. A análise dos
resultados (ANOVA 2-Way) revelou diferença estatisticamente significante
entre os grupos (p=0,001). Os autores observaram que a união com metal
novo é maior, concluindo que a reutilização de sobras de fundição não
deve ser feita.
2.2 Soldagem de ligas metálicas
Walters
80
(1976) avaliou, fotomicrograficamente, a
região de soldagem entre uma liga não nobre e uma nobre, utilizando-se
de uma estrutura com desenho de uma prótese parcial fixa possuindo um
retentor (molar), um pôntico fundido em liga não nobre e um retentor (pré-
molar) em liga nobre. Após preparo dos elementos dentais, foram
realizados o afastamento gengival, moldagem com hidrocolóide reversível
e vazamento com gesso. A seqüência seguiu o protocolo laboratorial, com
enceramento, inclusão e fundição propriamente dita, resultando em duas
estruturas metálicas. Porcelana foi aplicada apenas no retentor do pré-
molar, sendo o molar totalmente metálico. A restauração foi adaptada no
modelo, levada em boca, unida com resina acrílica, colocada em
revestimento refratário, transferida para um forno de cerâmica, iniciando-
se vagarosamente a soldagem entre a liga não nobre e a nobre.
Terminado o processo, a restauração retornou à boca para confirmar a
adaptação, sendo então, preparada para cortes e leitura em
fotomicrografia. Observaram que há união entre o ouro e a solda, porém
houve falha de união química ou física com a outra liga.
161
O estudo da soldagem de infra-estrutura para
restaurações protéticas foi realizado por Staffanou et al.
73
(1980) em duas
etapas, ou seja, na primeira avaliou os procedimentos de pós-soldagem e
na segunda avaliou os procedimentos de pré-soldagem. A preparação
dos corpos-de-prova foi igual para as duas partes do trabalho, com
padrões plásticos de 1 cm de comprimento por 0,25 cm de diâmetro
incluídos em revestimento, eliminados em forno convencional e fundidos
pela técnica de indução. As barras, depois de prontas, foram fixadas aos
pares com auxílio de um dispositivo que permitiu seu correto alinhamento,
mantendo distância de 0,3 mm. Para cada tipo de soldagem foram
confeccionados oito corpos-de-prova, seguindo o protocolo recomendado
pelo fabricante. De cada grupo foram selecionadas duas amostras
aleatoriamente para a realização da análise metalográfica, e as outras
seis foram avaliadas em ensaio de tração com velocidade de 0,02
mm/min. Concluíram que o procedimento de soldagem diminui a
resistência da infra-estrutura, porém estão dentro dos limites que podem
ser usados com segurança.
MacEntee et al.
54
(1981) investigaram, por meio de
ensaio mecânico de flexão e cisalhamento, a força de uniões soldadas de
uma liga de cobalto-crômio. Para o ensaio de flexão foram fundidos
cilindros com 40 mm de comprimento e 3 mm de diâmetro. Para o ensaio
de cisalhamento barras retangulares com dimensão de 40 mm X 2 mm x
1,5 mm foram obtidas. O espaço para soldagem foi de 0,25 mm, e o
procedimento seguiu a recomendação do fabricante. Os corpos-de-prova
foram mantidos em meio corrosivo, simulando o ambiente oral. Os
ensaios mecânicos foram realizados com velocidade de 2,5 mm/min e a
região de fratura foi analisada em estereomicroscópio com três aumentos.
Os autores não observaram influência do ambiente na força de união.
Encontraram uma transição gradual entre o metal e a solda, evidenciando
a ocorrência de uma efetiva difusão anatômica e uma superfície livre e
defeitos como porosidades, resultado do uso de solda de alta fusão.
162
Hawbolt et al.
36
(1983) investigaram a força de união
de três ligas básicas após soldagem, realizando uma análise microscópica
da região. Utilizaram uma liga de níquel-crômio: a) com berílio; b) sem
berílio; c) uma liga de cobalto-crômio. Com cada uma das ligas foram
confeccionados oito cilindros de 20 mm de comprimento e 2 mm de
diâmetro, os quais foram separados, dois a dois, para posterior união. O
processo de soldagem seguiu a recomendação do fabricante, utilizando-
se solda de alta temperatura para dois pares e solda de baixa
temperatura para outros dois pares. A distância entre os cilindros foi
calibrada com auxílio de um gabarito, mantendo a distância de 0,4 mm.
Assim, para cada liga foram obtidos quatro corpos-de-prova, dois para
cada tipo de solda. Para avaliar o efeito da corrosão, um corpo-de-prova
de cada liga foi imerso em solução salivar por 150 horas para posterior
análise de resistência. Os outros corpos-de-prova foram mantidos em
meio ambiente pelo mesmo período para posterior análise de resistência.
A área fraturada das amostras foi analisada em estereomicroscópio para
visualizar o modo de fratura. Não foi observada alteração na resistência
independentemente do local armazenado. A fratura na liga a e c ocorreu
principalmente na solda ou entre a solda e o metal, já na liga b a fratura
ocorreu no metal ou na interface. Observaram ainda que a solda em alta
temperatura é mais difícil de ser realizada, pelo menor molhamento da
superfície, deslocamento do fluxo, causando a inclusão de óxidos.
Townsend et al.
76
(1983) avaliaram o efeito, antes da
aplicação da porcelana, de cinco tipos de solda na resistência mecânica
de cinco diferentes tipos de liga não nobre. Padrões em cera, com metade
do comprimento do corpo-de-prova e formato de barra foram incluídos e
fundidos por indução, seguindo as recomendações dos fabricantes, de
cada tipo de liga para posterior união. A união de duas barras, distantes
de 0,33 mm, foi realizada com cera e auxílio de um guia após o
jateamento das partes com óxido de alumínio 50 !m. A cera foi eliminada
após o conjunto estar incluído em revestimento para soldagem, iniciando-
163
se o processo de soldagem com pré-aquecimento em forno, colocação do
fundente e soldagem com gás-oxigênio com a respectiva solda. Para
cada liga foram confeccionadas cinco barras para cada tipo de solda,
totalizando 125 corpos-de-prova. Após o ensaio mecânico foi feita a
avaliação em microscopia da região fraturada e os valores avaliados
estatisticamente. A observação da região soldada revelou aumento da
porosidade abaixo e na superfície, resultando em baixos valores de
resistência para todas as ligas e soldas avaliadas.
Anusavice et al.
7
(1985) investigaram a resistência de
metais soldados, verificando qual influência do tamanho do espaço
deixado para a solda, determinando as causas da baixa resistência da
área soldada. Utilizaram oito diferentes tipos de ligas não nobres à base
de níquel-crômio e seus respectivos fundentes. Foram fundidas, a partir
de padrões acrílicos, barras retangulares com 25 mm de comprimento e 5
mm de altura pela técnica de indução. Para cada liga foram fabricadas
quinze barras metálicas, sendo que destas, cinco eram controle (sem
solda), cinco com espaço para solda de 0,25 mm e cinco com espaço
para solda de 0,51 mm. Após limpeza, as barras foram seccionadas,
limpas em aparelho sônico e acetona por cinco minutos. As partes
seccionadas foram unidas com cera, mantendo-se as distâncias
propostas com auxílio de um gabarito. A inclusão em revestimento seguiu
a recomendação do fabricante. A cera foi eliminada, e o conjunto pré-
aquecido para iniciar o procedimento de soldagem. Maçarico de gás-
oxigênio foi posicionado em 80
0
em relação ao conjunto no revestimento.
O bloco soldado permaneceu em bancada até resfriamento para posterior
desinclusão, limpeza e polimento metalográfico. Os corpos-de-prova
foram sujeitos ao ensaio mecânico de flexão de três pontos com
velocidade de 0,25 mm/min. A região fraturada foi analisada em
microscopia eletrônica de varredura e uma análise da composição da
região foi realizada com energia dispersiva de raios-x. Foi observado que
a fratura ocorreu predominantemente no interior da soldagem, com
164
porosidades e espaços vazios podendo ser visualizada na região. Os
autores não encontraram relação entre o tamanho da distância para
soldagem e sua resistência, porém este procedimento implica na adição
de material que causa grande variabilidade na qualidade e padrão da
soldagem.
Kaylakie & Brukl
45
(1985) determinaram, compararam e
examinaram a resistência à fratura em seis ligas não nobres, após
realização da técnica da pré-soldagem, e em duas delas avaliaram
também após técnica de pós-soldagem. A partir de um dispositivo em aço
inoxidável foram obtidos cento e sessenta e dois padrões em cera que
foram fundidos, seguindo as recomendações dos fabricantes referentes a
cada liga utilizada. A forma destes padrões seguiu a norma da ASTM E8-
69, porém com tamanho reduzido à metade. Para a soldagem, duas
partes foram alinhadas coaxialmente a uma distância de 0,33 mm,
incluídas em revestimento próprio para o processo de soldagem,
seguindo a seqüência determinada pelo fabricante. Todas as fundições
que receberam a técnica da pré-soldagem foram feitas com maçarico com
gás natural e oxigênio. Nas fundições que receberam pós-soldagem, foi
utilizado um forno de porcelana, adaptado a ar ou vácuo, seguindo,
novamente, as recomendações dos fabricantes. Neste grupo, para
simular as condições e os efeitos dos ciclos de queima da porcelana, as
fundições foram queimadas como se houvesse a aplicação da mesma.
Terminado os processos de soldagem, as amostras foram usinadas em
torno mecânico, radiografadas e testadas da mesma maneira. A
usinagem permitiu que todas as amostras ficassem com o mesmo
tamanho e diâmetro. No exame radiográfico foi feita a verificação da
ausência de bolhas e falhas da soldagem, fator que tornaria os resultados
não confiáveis. O ensaio mecânico de tração foi realizado em máquina de
ensaio universal com velocidade de 1 mm/min. Os resultados revelaram
que nas duas ligas que foram soldadas pelas duas técnicas, as diferenças
foram contrárias, ou seja, numa delas a pré-soldagem foi melhor e na
165
outra a pós-soldagem possuía maiores valores de resistência à tração,
evidenciando que há dificuldade em se obter consistência e confiabilidade
nas duas técnicas, podendo ser melhoradas com os procedimentos de
soldagem realizados em forno fechado e com vácuo ou em atmosfera
protetora.
Angelini et al.
1
(1989) investigaram a resistência à
tração de uniões soldadas com três diferentes ligas de cobalto-crômio e
diferentes tipos de soldagem, variando a temperatura da mesma. A partir
de padrões cilíndricos, com 42 mm de comprimento, 3 mm de diâmetro e
com extremidade cônica, oito amostras foram fundidas por indução
segundo recomendações dos fabricantes. As fundições foram jateadas,
polidas com discos para eliminar irregularidades de superfície,
seccionadas com disco, limpas com HCl 18%, polidas com óxido de
alumínio 50 !m e desengorduradas sonicamente. Um dispositivo permitiu
manter constante a distância entre as partes seccionadas em 0,3 mm, as
quais foram unidas com cera e embutidas em revestimento apropriado. O
procedimento de soldagem foi com maçarico propano-oxigênio e a
superfície regularizada. O ensaio de tração em máquina de ensaio
universal teve velocidade de 1,3 mm/min, com observação da região
fraturada em microscopia eletrônica de varredura. Foi observado grande
aumento de resistência nas uniões soldadas em temperaturas mais
elevadas, sendo que as falhas ocorreram principalmente na região de
solda.
Preocupados com a influência de altas temperaturas
na resistência de ligas metálicas, Gustavsen et al.
34
(1989) investigaram a
resistência à flexão de ligas de cobalto-crômio após soldagem,
comparando com amostras que não receberam este procedimento. De
forma cilíndrica (25 mm X 2 mm), os 34 padrões foram fundidos em
laboratório comercial pela técnica de indução e divididos em três grupos,
sendo um com 14 amostras testadas sem a realização da soldagem e os
outros dois grupos com dez amostras foram testados após a realização da
166
soldagem. Porém, antes deste procedimento, as barras cilíndricas foram
embutidas em revestimento de soldagem, suspenso na região central,
para a realização do corte à distância de 12 mm de uma das
extremidades, sempre com refrigeração abundante, permanecendo, ao
final, uma distância de 0,5 mm entre as partes. Dois tipos de solda foram
utilizados, uma para cada um dos grupos. Terminado o procedimento de
soldagem, as barras foram removidas, limpas e usinadas para manterem
todas a mesma forma. Para o teste mecânico, os corpos-de-prova foram
montados em dispositivo de modo que apenas uma extremidade
permanecesse fixa, com área de soldagem distanciada em 1 mm do local
de apreensão, e a posição de aplicação da força distanciada em 10 mm,
com velocidade de 2 mm/min. A região de fratura, em todos os corpos-de-
prova, foi de aproximadamente 1mm da região de apreensão do
dispositivo de ensaio mecânico, não havendo diferença entre os três
grupos testados. Concluíram que a resistência à flexão não alterou após a
soldagem, e há a possibilidade da soldagem induzir mudanças estruturais
que podem ser detectadas com teste de fadiga ou ductilidade.
Cattaneo et al.
18
(1992) compararam os
procedimentos de soldagem convencional com maçarico e soldagem pela
técnica de infravermelho quanto à resistência à tração, porosidade e
tempo de eficiência entre os dois métodos. Três grupos foram testados:
grupo A) dez amostras soldadas pela técnica convencional com maçarico
gás-oxigênio, seguindo o protocolo recomendado; grupo B) dez amostras
soldadas com infravermelho, com protocolo recomendado e grupo C) dez
amostras que não foram soldadas. Padrões em resina medindo 16 mm de
comprimento e 2,5 mm de diâmetro foram fundidos e, posteriormente,
seccionadas ao meio com discos de óxido de alumínio não contaminado,
permanecendo com distância de 0,3 mm depois de montados em um
dispositivo. A união das partes foi feita com resina acrílica e o conjunto
levado em revestimento apropriado para início da fase de soldagem. A
resistência à tração foi feita com velocidade 2 mm/min até rupturas das
167
partes, as quais foram analisadas em microscopia eletrônica. Observaram
que não houve diferenças estatisticamente significantes entre os três
grupos estudados quanto à resistência, o mesmo quanto à porosidade
entre as duas técnicas de soldagem avaliada. Porém a técnica
convencional se mostra mais rápida que a técnica de infravermelho.
Cheng et al.
19
(1994) compararam o módulo de
elasticidade de conectores confeccionados com três tipos de liga (ouro-
paládio, prata-paládio e cobalto-crômio) e soldados com duas diferentes
técnicas (soldagem com infravermelho e soldagem com maçarico gás-
oxigênio), observando, ainda, a microestrutura da região destes
conectores. A associação das ligas e das soldas seguiu as
recomendações de cada fabricante. Para cada um dos metais foram
fundidos por indução elétrica, a partir de padrões de acrílico, 12 barras
com 20 mm de comprimento e 0,5 mm de diâmetro. Após desinclusão e
limpeza, as barras foram seccionadas, unidas com resina acrílica e
levadas para a realização do processo de soldagem pelas duas técnicas
propostas. Assim, para cada liga foram confeccionadas seis barras
soldadas por infravermelho e seis por maçarico, além de cinco barras sem
nenhum tipo de corte e soldagem. Dos grupos soldados, uma barra foi
retirada aleatoriamente para a análise fotomicrográfica, sendo as outras
cinco testadas mecanicamente. O teste de tração foi realizado com
velocidade de 2,54 mm/min até a ruptura da barras metálica, com dados
registrados e analisados estatisticamente. Foi observado que após a
soldagem há diminuição no módulo de elasticidade de todas as ligas
independentemente da técnica de soldagem utilizada, ocorrendo falha
coesiva no interior da área de soldagem como revelou a análise
micrográfica.
Duas diferentes ligas, uma a base de cobalto-crômio
e outra à base de níquel-crômio, foram avaliadas por Lima Verde &
Stein
52
(1994) quanto à resistência à tração após realização da soldagem
convencional (maçarico gás/oxigênio) e soldagem por infravermelho. As
168
soldas utilizadas foram as recomendadas pelos fabricantes e as técnicas
avaliadas foram: a) grupo controle, sem soldagem; b) pré-soldagem com
maçarico gás/oxigênio; c) pré-soldagem com infravermelho; d) pós-
soldagem em forno de porcelana sob vácuo; e) pós-soldagem em forno
de porcelana sem vácuo. Para cada grupo foram feitos dez padrões
plásticos com 20 mm de comprimento e 3,1 mm de diâmetro e
concentridade cilíndrica. As fundições foram realizadas pela técnica do
maçarico e centrífuga controlada manualmente. Após resfriamento em
bancada por uma hora, foram desincluídas, jateadas e limpas em
aparelho sônico. Com auxílio de um dispositivo as fundições foram
mantidas perpendiculares a um disco utilizado para separar a barra ao
meio com espaço de 0,4 mm, as quais foram unidas com resina acrílica,
mantendo esta distância, colocadas em revestimento próprio para
soldagem. A preparação do metal seguiu as recomendações do
fabricante, utilizando a pasta fundente e as pontas de solda de cada
metal. Todas as amostras foram levadas em forno de porcelana para
passarem pelos ciclos de queima da porcelana, sendo que as amostras
que foram soldadas pela técnica da pós-soldagem foram ao forno, após a
soldagem, e as que foram soldadas pela técnica da pré-soldagem foram
ao forno de porcelana antes da soldagem. Um torno mecânico possibilitou
a regularização das amostras, de modo que todas ficassem com o mesmo
formato e lisura superficial. O teste de tração foi realizado em máquina de
ensaio universal e a fratura observada em estereomicroscópio. A análise
estatística mostrou diferença entre as técnicas de soldagem e o grupo
controle, porém não houve diferenças entre os metais, quando
comparada a mesma técnica de soldagem. Falha coesiva prevaleceu
entre as amostras soldadas, sendo que algumas falharam antes do
ensaio mecânico. Concluíram que a pós-soldagem sob vácuo, nos dois
metais, fornece melhores resultados para a área de conector e que a
soldagem de metais não nobre requer cuidados maiores por ser
extremamente sensível.
169
Anusavice
4
(1996) descreveu que o termo soldagem
é usado comumente em odontologia, para descrever a maioria dos
processos de união de metais que envolvem o fluxo de um metal de
preenchimento entre dois ou mais componentes metálicos. O autor
relatou que a composição do metal determina o tipo e a quantidade de
óxido formada na superfície durante o aquecimento, de modo que
determine o tipo de fundente que se deve usar para reduzir este óxido,
impedindo a posterior oxidação ou facilitando sua remoção.
Henriques et al.
38
(1997) avaliaram a influência da
soldagem e refundição na resistência à fadiga de três ligas de cobalto-
crômio. Vinte cilindros com 40 mm de comprimento e 1,7 mm de diâmetro
foram fundidos pela técnica convencional gás-oxigênio para cada liga.
Após limpeza em ultra-som e jateamento com óxido de alumínio com 50
!m, os espécimes foram usinados com pedras de acabamento e
condicionados eletricamente com ácido crômico 2%. Com a sobra da
fundição, sprue e botão, vinte novas amostras foram fundidas, utilizando,
desta vez, metade de metal novo e metade do metal já fundido uma vez.
Dez amostras de cada tipo de fundição foram selecionadas, seccionadas
ao meio com disco, preparadas e unidas para a realização do
procedimento de soldagem, pela técnica convencional do maçarico gás-
oxigênio. A região de soldagem foi polida até permanecer uniforme em
toda sua extensão. O teste de fadiga foi realizado com carga de 1 kg e 2
o
de deflexão de cada lado até a ruptura do metal, a qual foi analisada em
microscopia eletrônica de varredura. Concluíram que o procedimento de
soldagem diminui a resistência à fadiga tanto na liga nova quanto na
refundida e que os valores de resistência à fadiga das ligas novas foram
estatisticamente similares às refundidas.
Comparando a resistência à tração após dois tipos de
soldagem, elétrica e a laser, NaBadalung & Nicholls
60
(1998) utilizaram
uma liga de cobalto-crômio e compararam com o metal sem a realização
da soldagem. Vinte e quatro padrões de cera, com diâmetro de 3±0,1 mm,
170
15 mm de comprimento e 6 mm de secção cônica na extremidade, foram
incluídos e fundidos por indução seguindo as recomendações do
fabricante. As fundições foram desincluídas, limpas, jateadas e analisadas
por meio de radiografias para se verificar a presença de porosidades, as
quais, se existissem, invalidariam a utilização do espécime. Três grupos
de oito foram selecionados aleatoriamente, sendo que num deles os
cilindros metálicos foram mantidos intactos (controle), e nos outros dois
grupos os cilindros metálicos foram seccionados na região central. Antes
da união as partes seccionadas foram polidas com lixas de papel de
granulação 1200, limpos em aparelho sônico e água destilada por três
minutos e mantido em vapor por dois minutos. As partes foram fixadas em
gesso até metade do diâmetro e iniciado o processo de soldagem. Na
soldagem elétrica foi colocada uma camada de fundente de fluorido,
aquecido com uma ponta de ferro de eletrosoldagem e aplicada solda de
ouro, completando todo o espaço. Na soldagem a laser (Nd:YAG) as
extremidades foram jateadas, limpas com cetona, lavadas com álcool e
secas com nitrogênio gasoso. A preparação para o ensaio mecânico dos
corpos-de-prova foi feita em torno, usinando a região central até criar uma
superfície regular e de menor diâmetro (2 mm). Os resultados foram
comparados e foi observado maior valor de resistências nos corpos-de-
prova sem soldagem, seguido pelos soldados a laser e elétrico, sendo
que nestes dois últimos foram observadas porosidades na região.
Souza et al.
72
(2000) realizaram estudo avaliando o
efeito da energia de soldagem sobre a dureza e microestrutura da liga.
Dois tipos de solda foram usados: brasagem e laser. No primeiro,
segundo os autores, a união é executada por meio de uma liga metálica
de ponto de fusão mais baixo do que o do metal base e mais alta que
450
o
C. Na laser, há a produção de um feixe de luz coerente,
monocromático e concentrado, de alta energia, não havendo necessidade
de adição de material. Os autores observaram que na soldagem por
brasagem há grande fornecimento de calor, aquecendo toda peça,
171
acarretando mudanças estruturais. Na soldagem a laser o calor fica
restrito ao local, num processo extremamente rápido de aquecimento e
resfriamento, acarretando um padrão diferente de microestrutura.
A influência da soldagem na resistência de união entre
metal e porcelana foi estudada por Galindo et al.
28
(2001) utilizando
quarenta padrões de resina acrílica com 20 mm X 6 mm X 0,5 mm,
divididos aleatoriamente em grupo teste e controle. No grupo teste foi
realizado uma perfuração central com broca esférica carbide com 2 mm
de diâmetro. As fundições foram feitas sempre em número de dez, sendo
cinco do grupo teste e cinco do grupo controle, realizado sempre pelo
mesmo operador pela técnica do maçarico propano-oxigênio e centrífuga.
Após desinclusão e regularização, as amostras do grupo teste foram
jateadas com óxido de alumínio 50 !m para facilitar o escoamento da
solda. Os procedimentos de soldagem seguiram as recomendações do
fabricante, realizadas na região de perfuração previamente
confeccionada. Microscópio óptico foi utilizado para verificar a presença
de falhas do procedimento. Acabamento com pedras montadas de óxido
de alumínio, jateamento da superfície, limpeza e oxidação foram
seqüencialmente realizados antes da aplicação da porcelana. A área de
aplicação da porcelana foi determinada, calculando a média da superfície
vestibular de um incisivo superior (10 mm X 6 mm X 1,5 mm), com duas
camadas de opaco, duas de dentina e glaze, sempre com auxílio de
molde de silicone e vibrador elétrico. Teste de flexão por três pontos foi
utilizado com velocidade de 0,5 mm/min e, após fratura, foi avaliado o tipo
de falha ocorrida em microscopia óptica. A média da carga de fratura do
grupo teste foi maior que a do grupo controle, com distintos padrões de
aderência da porcelana ao metal nos dois grupos. Concluíram que a
aplicação da solda não influenciou a força de união entre o metal e a
porcelana, e que a análise visual mostrou diferença na porcelana residual
do metal, porém análises mais completas devem ser realizadas, utilizando
microscopia eletrônica de varredura e análise de energia dispersiva.
172
Kang et al.
44
(2003) avaliaram a hipótese de que a adição
de solda pode afetar negativamente a força de união entre metal e
porcelana. A partir de um modelo padrão em forma de um pré-molar,
preparado para coroa total com 6
o
de convergência das paredes axiais, e
quatro marcações de referência na região inferior, foi realizado o
enceramento de uma coroa com anatomia similar ao dente em questão,
ao qual foi moldada com silicona de adição, tendo o cuidado de copiar as
marcações de referência. Este enceramento foi diminuído uniformemente
de tamanho até permitir a colocação de um revestimento estético com 1,5
mm de espessura em toda a superfície. Este novo enceramento foi
moldado com silicone de adição, e o guia recortado ao meio para
possibilitar a visualização e o enceramento de outros quarenta copings.
Todos os padrões foram incluídos, fundidos e após, desincluídos, limpos
e separados em dois grupos iguais. No grupo A, uma perfuração de 2 mm
foi feita na face vestibular, distanciada de 1,5 mm da superfície oclusal.
Neste grupo foi feito o procedimento de soldagem na região perfurada,
utilizando maçarico propano-oxigênio. A espessura da solda foi igual em
todos os grupos com 0,5 mm de espessura. No grupo B, controle, foi
mantido sua forma original após fundição. Todos os copings foram
tratados de acordo com os procedimentos específicos, e a aplicação da
porcelana foi realizada com auxílio do guia, mantendo a espessura
uniforme em 1,5 mm, sendo duas camadas de opaco e duas de dentina.
Os corpos-de-prova foram colocados sobre o modelo padrão para a
realização do ensaio mecânico de compressão vertical, com carga de 500
Kg e velocidade de 0,5 mm/min. Foi observado que os corpos-de-prova
com solda apresentaram menores valores de carga compressiva,
evidenciando que este procedimento pode afetar negativamente a união
e, conseqüentemente, a durabilidade da restauração.
173
2.3 Agentes intermediários de união
Preocupados com as falhas ocorridas entre a união metal-
porcelana, Lavine & Custer
48
(1966) investigaram diferentes formas de
manipulação dos materiais a fim de melhorar a força adesiva entre
ambos. Quarenta e três padrões em cera com dimensão de 30 mm X 5
mm X 1 mm foram incluídos e fundidos, segundo recomendações do
fabricante. Após desinclusão e limpeza em aparelho sônico as amostras
foram inspecionadas quanto à presença ou não de irregularidades, e com
auxílio de um guia foi marcada uma região central com 20 mm de
comprimento. Diferentes tipos de manipulação foram realizados:
rugosidade da superfície, pré-oxidação do metal antes da aplicação da
porcelana, e aplicação de um agente condicionador de metal levado ao
formo em diferentes temperaturas. A aplicação da porcelana opaca e
porcelana de corpo seguiram as recomendações do fabricante,
finalizando com espessura de 1,2 mm. Teste de flexão de três pontos foi
realizado, carregando com força até a soltura da porcelana ou sua fratura.
Os autores observaram que os três fatores influenciam na força de união
metal-porcelana, sendo que o agente intermediário de união resulta em
aumento de 25% na força de união metal-porcelana.
Leone & Fairhurst
51
(1967) realizaram este estudo na
tentativa de aumentar o conhecimento sobre a união metal-porcelana,
avaliando o efeito de agentes de união e do meio de atmosfera durante a
queima da porcelana. Utilizaram o teste de cisalhamento, com os três
diferentes metais fundidos em forma de varetas e as três diferentes
porcelanas aplicadas em forma de roda numa região determinada do
metal. Quatro agentes de união foram utilizados sobre o metal e dois tipos
de atmosfera usados durante a queima da porcelana. A aplicação da
porcelana seguiu as recomendações do fabricante. O teste mecânico foi
realizado com velocidade de 0,05 pol/min. Os autores observaram que os
174
agentes de união produzem insignificante aumento na força adesiva e
que, dependendo da combinação, não possuem qualquer efeito, atuando
apenas com melhora da estética pela sua coloração dourada.
Goeller et al.
31
(1972) compararam três agentes de
cobertura e sua influência na união metal-porcelana, utilizando ensaio
mecânico de cisalhamento. Foram utilizados cinco diferentes tipos de liga
nobre e três tipos de agente de cobertura, seguindo corretamente a
indicação entre eles. Barras cilíndricas foram fundidas com 25 mm de
comprimento e 1,62 mm de diâmetro. Deslocado para uma das
extremidades, foi aplicado numa área de 2 mm de altura o agente
intermediário de cobertura e a porcelana. O conjunto foi levado ao
dispositivo de ensaio com velocidade de 5 mm/min e carga máxima de
100 Kg. Assim, a barra metálica foi puxada e a porcelana permaneceu
apoiada sobre uma base. Não foi encontrado diferença na força de união
entre as amostras tratadas ou não com agente de cobertura, sendo que
este agente não preveniu o acúmulo, oxidação e difusão de elementos
entre o metal e porcelana.
Warpeha & Goodkind
81
(1976) estudaram as variáveis do
desenho da infra-estrutura metálica e manipulação da porcelana em
relação à resistência de união dos dois materiais. Para aproximar os
dados obtidos da realidade clínica, os autores criaram um modelo de
estudo semelhante ao encontrado em boca, em forma de dente, com
cúspide palatina de um pré-molar em 30
0
em relação à carga aplicada.
Três diferentes desenhos de infra-estrutura metálicos foram
confeccionados, variando a dimensão de metal sob a ponta de cúspide.
Os tratamentos do metal antes da aplicação da porcelana foram:
acabamento com pedras montadas de óxido de alumínio com fina
granulação e ponta carbide de silicone áspera. Estes dois grupos foram
subdivididos em dois, sendo um com condicionador de metal e outro não.
Todas estas amostras foram degaseificadas antes da aplicação da
porcelana. Nesta fase, mais um grupo foi formado, o qual recebeu apenas
175
acabamento com pedra montada de óxido de alumínio antes da aplicação
da porcelana. A aplicação da porcelana foi igual para todos os grupos,
seguindo as recomendações do fabricante. O ensaio mecânico foi
realizado com velocidade de 0,05 pol/min, com uma ponta de 1mm de
diâmetro apoiada sobre a cúspide do modelo. Os autores concluíram que
o agente condicionador de metal não diminui a força de união entre metal
e porcelana quando aplicado corretamente, porém se aplicado de forma
incorreta a resistência à fratura diminui severamente.
Anusavice et al.
6
(1977) investigaram e identificaram a
natureza do mecanismo de aderência da porcelana a ligas não nobres,
utilizando diferentes tipos de tratamento superficial do metal, sendo um
deles a utilização de um agente de união à base de ouro. A análise por
espectro de raios-X não mostrou diferença nos espectros das amostras
preparadas com ou sem o agente de união.
Anusavice et al.
5
(1977) caracterizaram a natureza da
zona de aderência de ligas alternativas e porcelana por meio da análise
de energia dispersiva de raios-X. Placas metálicas foram fundidas com 8
mm X 8mm X 1mm e polidas, metalograficamente, com alumina com 0,05
!m de espessura. Cinco tipos de porcelana foram usadas. Em dois
grupos a porcelana foi aplicada diretamente sobre o metal, e em três
grupos a porcelana foi aplicada diretamente sobre o metal e sobre um
agente intermediário de união. Este procedimento visou comparar o efeito
e interação do agente de união. Todas as aplicações seguiram as
recomendações dos respectivos fabricantes. Avaliação do espectro de
raios-X foi realizado. Os autores observaram que uma variedade de
produtos pode ser obtida na zona de interação entre os materiais.
Concluíram que a presença de agentes de união pode aumentar ou suprir
o tamanho da zona de interação metal-porcelana, dependendo das
características do sistema intermediário.
Carter et al.
17
(1979) estudaram alguns fatores que podem
afetar a força de união entre metal e porcelana, como a rugosidade da
176
superfície, emprego de um agente de união e o tipo de oxidação realizado
na liga metálica. Após confecção dos corpos-de-prova e realização do
ensaio mecânico, os autores verificaram que o agente de cobertura
utilizado promoveu melhora da união nas amostras com superfície polida,
mantendo-se igual nas amostras com rugosidade superficial com ou sem
agente de união.
Preocupados com os inúmeros tipos de teste e suas
limitações em se avaliar apenas a força de união adesiva entre metal e
porcelana, Chong et al.
20
(1980) desenvolveram um teste simplificado
para se realizar esta avaliação. Utilizaram quatro diferentes tipos de ligas
metálicas com sua respectiva porcelana, dois tipos de agentes de união,
resultando em vinte amostras para cada grupo. O corpo-de-prova
consistia num stub com um tubo cilíndrico de 11,5 mm de comprimento e
4 mm de diâmetro. Numa das extremidades o diâmetro aumentava para
10 mm com 3,5 mm de largura. A porcelana era aplicada na extremidade
de maior diâmetro, com auxílio de um guia, até obter espessura de 3,5
mm. O tratamento final do metal e a aplicação da porcelana seguiram as
recomendações do fabricante. Após finalizado, o corpo-de-prova foi
colocado em máquina de ensaio universal que possuía uma presa para
fixação do tubo cilíndrico. Entre o metal e a porcelana uma lâmina era
carregada para se realizar o ensaio de cisalhamento, com velocidade de
1mm/min até ocorrer a fratura. Os autores observaram resultados
variados em sua pesquisa, porém concluíram que o uso de agente
intermediário de união e a eletrodeposição de ouro na interface melhoram
a força de união. Em seus resultados, puderam concluir ainda que o uso
destes agentes e seu efeito positivo na força adesiva é resultado em
maior parte pela sua compatibilidade com a porcelana.
Gavelis et al.
29
(1982) avaliaram a força de união entre
metal e porcelana de dois diferentes sistemas, utilizando para isto um
teste de cisalhamento modificado. Para cada liga foram confeccionadas
vinte e quatro varetas pela técnica da cera perdida, seguindo os
177
procedimentos laboratoriais recomendados pelos fabricantes. As
irregularidades da fundição foram removidas com pedras montadas de
óxido de alumínio de maior granulação. A região determinada para
aplicação da porcelana foi preparada com pedras de granulação mais
fina. As varetas foram separadas em quatro grupos iguais e receberam
tratamento inicial igual, com condicionamento em ácido fluorídrico por 20
minutos, lavagem em água destilada e oxidação, segundo recomendação
do fabricante. Um grupo de cada metal recebeu tratamento prévio com
agente de união, e a aplicação da porcelana foi realizada com auxílio de
um guia, possibilitando que rodas da porcelana fossem aplicadas com
0,25 polegadas de diâmetro e 0,09 polegadas de comprimento. A região
das varetas que não recebeu aplicação da porcelana foi isolada com cera,
e a região com porcelana foi embutida em gesso, permanecendo em
bancada por uma semana. O corpo-de-prova foi colocado em máquina de
ensaio universal, preso na região do gesso e uma garra prendeu a área
da vareta exposta. O ensaio foi realizado com velocidade de 0,02 pol/min.
Os autores observaram que o uso do agente de união melhorou a força
de união, sendo que em um dos grupos a ausência deste agente reduziu
em 60% a força de união, e no segundo grupo a presença deste agente
aumentou em 32% a força adesiva entre metal e porcelana.
Bowers et al.
12
(1985) determinaram o efeito de três
agentes condicionadores de metal na resistência de união entre três ligas
metálicas e uma porcelana. Para cada uma das ligas, quarenta discos
metálicos foram fundidos pela técnica convencional, resfriados sobre
bancada antes da desinclusão do revestimento, separados dos sprue,
polidos numa das interfaces com lixas d’água e limpos em banho sônico
com água. Quatro grupos de dez espécimes foram divididos
aleatoriamente para cada metal, sendo que três receberam aplicação do
agente condicionador antes da aplicação da porcelana, seguindo as
recomendações do fabricante, e um não recebeu qualquer tipo de
cobertura. Para a confecção dos cilindros de cerâmicas, os discos
178
metálicos foram fixados em um tubo de papel de igual diâmetro, e a
cerâmica aplicada com vibração para total assentamento sobre o metal.
Após remoção do excesso de água, o conjunto foi levado ao forno para
cocção da porcelana. A porção da cerâmica foi, assim, fixada em resina
autopolimerizável e montada em dispositivo para ensaio mecânico,
recebendo carga diametralmente, com resistência medida na última carga
da falha de união por área de contato. Após fratura os espécimes foram
avaliados quanto ao tipo de falha existente. A análise da fratura revelou
que a maioria dos espécimes falhou entre o metal e os óxidos metálicos e
os espécimes que obtiveram maiores resultados de união metal-porcelana
exibiram falhas adesivos-coesivos da cerâmica na união metal-porcelana.
Os autores concluíram que os agentes condicionadores de metal não
melhoraram sua união com a porcelana, podendo atuar com função
diferente como melhorar estética e limitar alterações de cores durante os
procedimentos de queima da porcelana.
Yamamoto
84
(1985) relatou que os agentes de união têm
a função de melhorar a superfície cinza escuro do metal, e aumentar a
força de união entre o metal e a porcelana pelo aumento da molhabilidade
da superfície. Em relação à força de união, estes agentes possibilitam a
formação de uma camada de óxido mais homogênea, prevenindo a
formação de bolhas na interface metal-porcelana.
Daftary & Donovan
23
(1987) avaliaram o efeito da
eletrodeposição de ouro na resistência de união entre metal-porcelana e
determinaram qual a sua melhor espessura para aumentar esta união.
Utilizaram quatro tipos de metal, uma liga nobre e três ligas alternativas,
sendo estas divididas em três grupos conforme o tratamento recebido. As
amostras foram fundidas por indução com a forma semelhante à de
copings para coroas totais, jateadas com óxido de alumínio e a aplicação
da porcelana foi feita sobre vibração com auxílio de um guia. A liga nobre,
utilizada como grupo controle, recebeu apenas a degaseificação e a
aplicação da porcelana, seguindo as recomendações do fabricante. Nas
179
três ligas alternativas, antes da degaseificação, os espécimes foram
tratados da seguinte forma: grupo A: não receberam pré-tratamento,
foram degaseificadas sob vácuo e aplicadas duas camadas de porcelana
opaca e duas de corpo. Nos grupos B e C as amostras foram jateadas
com óxido de alumínio, limpas em banho sônico com álcool e colocadas
em dispositivo para receber a cobertura de ouro na superfície superior. O
grupo B foi exposto por 30 segundos à eletrodeposição, produzindo
espessura de filme de aproximadamente de 180Å e o grupo C exposto
por dois minutos produzindo espessura de aproximadamente 720Å.
Ambos grupos foram degaseificados e a porcelana aplicada seguindo os
passos anteriores. Cinco amostras de cada liga foram preparadas em
cada um dos três grupos. Todas as amostras foram submetidas ao ensaio
de resistência por compressão, e a carga aplicada até a primeira
separação da porcelana. Os autores observaram aumento de
aproximadamente 56% na união metal-porcelana no grupo B com falha
predominantemente coesiva na porcelana. Concluíram que o ouro atua,
provavelmente, na camada de óxido da superfície do metal.
Roessler & Walton
68
(1990) investigaram a eficiência
de uma camada intermediária de ouro na redução do estresse na
interface metal-porcelana, melhorando a força de união entre os dois
materiais. Foram utilizadas uma liga de paládio livre de prata e uma
mistura de porcelana de alta e baixa fusão, na tentativa de diminuir a
coeficiente de expansão linear. Estas amostras de pó de porcelana foram
compactadas em recipiente, para promover a total mistura entre elas, e
queimadas sobre uma folha de platina, formando um retângulo de 20 mm
de comprimento. Uma barra similar da liga foi fundida e a expansão
térmica destas amostras foi verificada por meio de um dilatômetro. Cada
espécime foi sujeito a repetidos ciclos de queima. A expansão térmica
verificada foi adaptada para a realização do teste de compatibilidade.
Assim, foram fundidas esferas metálicas com 8mm de diâmetro e sobre
elas aplicada porcelana com espessura uniforme de 1,5 mm, utilizando
180
diferentes tipos de mistura de porcelana, analisada previamente quanto
ao coeficiente de expansão térmica. As esferas metálicas foram
confeccionadas a partir de padrões de cera incluídos e eliminados em
forno. O canal de alimentação permaneceu intacto para facilitar o
manuseio e aplicação da porcelana. O tratamento do metal antes da
aplicação da porcelana consistiu na usinagem do metal e jateamento com
óxido de alumínio. Após, metade das amostras foram degaseificadas e
outra metade recebeu aplicação direta do agente de cobertura. Para a
verificação de trincas ou rupturas, as amostras foram examinadas, em
microscopia com 20 vezes de aumento, 24 horas e oito semanas, após
terminada a aplicação da porcelana. Foi observado que não houve
diferença entre a taxa de falha das amostras com ou sem o agente
intermediário de ouro, possuindo efeito insignificante no estresse residual.
Wu et al.
83
(1991) investigaram o efeito do tratamento
térmico de oxidação na resistência de união entre metal e porcelana.
Utilizaram duas ligas de níquel-crômio e cobalto-crômio, dividindo o
estudo em duas partes: uma com ensaio mecânico de flexão e outra parte
com análise em microscopia eletrônica de varredura. Verificaram que o
agente de cobertura utilizado melhorou a união em uma liga de níquel-
crômio e uma de cobalto-crômio, diminuindo o estresse interfacial e
melhorando a compatibilidade dos materiais.
Okazaki et al.
62
(1998) avaliaram a resistência de união
associando porcelana, metal e agente de união à base de ouro,
verificando, ainda as características desta união. Quatro grupos,
porcelana (P), porcelana+ouro (P+G), porcelana+metal (P+M) e
porcelana+ouro+metal (P+G+M) foram preparadas com 25 mm X 6 mm X
1,8 mm, com seis amostras para cada grupo. A espessura foi mantida
constante pelo desgaste da porcelana. Foram utilizadas porcelanas de
baixa fusão, metal à base de paládio e três tipos de agente intermediário,
uma pasta pura de ouro, uma pasta de ouro-paládio e uma pasta de ouro-
porcelana. A espessura do metal foi de 0,3 mm em todos os grupos,
181
fundido pela técnica convencional do maçarico gás-oxigênio. Após sua
desinclusão e preparação, a aplicação da porcelana e da pasta de ouro
seguiu as recomendações do fabricante. Com as amostras finalizadas foi
realizado o teste de flexão de três pontos com velocidade de 1 mm/min e
distância entre os apoios de 15 mm, com a força de aplicação ocorrendo
sempre sobre a porcelana. A análise de difração de raios-X foi realizada
em amostras de pó de todos os materiais e após o ensaio mecânico. Uma
amostra de cada grupo foi selecionada para análise em microscopia
eletrônica de varredura. O ensaio mostrou que a porcelana se soltou
facilmente do grupo P+M, e manteve-se unida ao metal até a carga
máxima do grupo P+G+M. Na análise em microscopia ficou evidente que
neste grupo houve considerável embricamento mecânico entre os
materiais. Assim, concluíram que o emprego de uma camada
intermediária de ouro melhora a união metal-porcelana.
182
3 PROPOSIÇÃO
Objetivou-se com este estudo avaliar a influência da
solda, agente intermediário de união e ciclagem termomecânica na união
metal-cerâmica. E verificar, por meio de microscopia eletrônica de
varredura e análise de energia dispersiva, a interface de união.
A hipótese avaliada neste trabalho foi verificar se a adição
da solda, ciclagem termomecânica e agente intermediário de união
influenciam na união metal-cerâmica.
183
4 MATERIAL E MÉTODO
Para a realização deste trabalho foi utilizada uma liga
odontológica de cobalto-crômio (CoCr) (Wirobond
®
C, BEGO) (Quadro 1 e
2), indicada para próteses parciais fixas metalocerâmicas, compatível com
todas as cerâmicas de revestimento para o sistema metalo-cerâmico,
possuindo como características a ausência de berílio (Be) e níquel (Ni) em
sua composição e o baixo coeficiente de expansão térmica.
Quadro 1 - Liga metálica, fabricante e composição química*:
Liga
Metálica
Fabricante
Composição Química
CoCr
Wirobond
!
C
BEGO
Bremen,Alemanha
61% Co; 26% Cr ;6% Mo; 5% W; 1%
Si; 0,5% Fe; 0,5% Ce; 0,02% Cmáx.
*dados fornecidos pelo fabricante.
Quadro 2 - Características da liga Wirobond
®
C*:
Densidade
8.5 g/cm
3
Dureza Vickers (HV 10)
310
Limite de elasticidade (Rp 0.2)
390MPa
Limite de ruptura (A5)
6%
Módulo de elasticidade
210 GPa
Intervalo de fusão
1380-1270
0
C
Temperatura de pré-aquecimento
950-1000
0
C
Coeficiente de expansão térmica 20-600
0
C
20-500
0
C
14,2 x 10
-6
K
1
14,0 x 10
-6
K
1
*dados fornecidos pelo fabricante.
184
O delineamento da pesquisa está esquematizado no
Quadro 3, a seguir, mostrando os grupos, subgrupos e sua nomenclatura,
bem como a quantidade de corpos-de-prova em cada um deles e a
seqüência de trabalho.
Quadro 3 - Delineamento da pesquisa.
Sem ciclagem
termomecânica
(10 barras) (G1.1)
Sem agente
intermediário de
união
(20 barras)
Com ciclagem
termomecânica
(10 barras) (G1.2)
Sem ciclagem
termomecânica
(10 barras) (G1.3)
Sem brasagem
(G1)
(40 barras)
Com agente
intermediário de
união
(20 barras)
Com ciclagem
termomecânica
(10 barras) (G1.4)
Sem ciclagem
termomecânica
(10 barras) (G2.1)
Sem agente
intermediário de
união
(20 barras)
Com ciclagem
termomecânica
(10 barras)(G2.2)
Sem ciclagem
termomecânica
(10 barras) (G2.3)
80
Barras
Metálicas
Com brasagem
(G2)
(40 barras)
Com agente
intermediário de
união
(20 barras)
Com ciclagem
termomecânica
(10 barras) (G2.4)
185
4.1 Confecção das barras metálicas
A partir de uma placa de acrílico calcinável, oitenta tiras
plásticas com dimensões de 27 mm de comprimento, 3 mm de largura e
0,5 mm de espessura foram recortadas numa guilhotina, servindo de
modelo padrão.
Uma das extremidades dos padrões acrílicos foi fixada em
um conduto de alimentação de cera com 3 mm de diâmetro (Wax Fire for
Sprue, BEGO, Bremen - Alemanha) que estava fixo à base formadora de
cadinho com cera para fundição. Para a realização da inclusão dos
padrões acrílicos pela técnica da expansão controlada, o conjunto foi
montado num anel metálico n
0
3 e revestido internamente com papel.
Revestimento fosfatado livre de carbono (Bellavest
®
T,
BEGO, Bremen, Alemanha), na proporção de 160 g de pó para 37 ml do
líquido BegoSol HE (BEGO, Bremen, Alemanha), conforme instruções do
fabricante, foi espatulado inicialmente de forma manual por 15 s e,
posteriormente, de forma mecânica com espatulador a vácuo (Easy Mix,
BEGO, Bremen, Alemanha) por 60 s seguindo a seqüência: 5 s para criar
vácuo sem espatulação, 50 s de espatulação a vácuo e 5 s com vácuo
sem espatulação.
O revestimento foi vertido no anel, com auxílio de um
vibrador de gesso (VH, Maringá, Paraná, Brasil), e o conjunto levado em
aparelho de pressão (Wiro Press, BEGO, Bremen, Alemanha) para
eliminar bolhas de inclusão, permanecendo por dez minutos com pressão
de 4 bar. Terminado este processo, a parte superior do revestimento da
inclusão foi raspada com instrumental cortante manual Le Cron
(SSWhrite, Rio de Janeiro, Rio de Janeiro, Brasil) para permitir a liberação
de gases provenientes da volatilização da resina, cera e resíduo do
revestimento.
186
Após retirada da base formadora de cadinho, a eliminação
do padrão acrílico e cera foi realizada em forno Miditherm 200MP (BEGO,
Bremen, Alemanha) pela técnica convencional, com elevação da
temperatura ambiente em 5
0
C por minuto até atingir 250
0
C, mantendo-se
neste patamar por trinta minutos. De 250
0
C a 1000
0
C a temperatura foi
aumentada em 7
0
C por minuto, permanecendo por mais trinta minutos
neste patamar.
Cada anel foi retirado do forno individualmente e levado
em máquina de fundição por indução (Fornax GEU, BEGO, Bremen,
Alemanha), a qual já mantinha a liga metálica pré-fundida. Após
posicionamento do anel e completa fundição da liga, com aumento da
temperatura, a centrífuga foi acionada para que o metal liquefeito
preenchesse os espaços vazios existentes no interior do revestimento do
anel. A centrifugação foi realizada por trinta segundos e para cada anel
foram fundidas 15 barras metálicas, sendo necessários três lingotes da
liga metálica com 6 g cada.
Em seguida o anel foi retirado da máquina de fundição com pinça
apropriada, e mantido em bancada para resfriamento inicial por 15
minutos (HENRIQUES et al.
38
, 1997). A desinclusão foi realizada em
jateador (TopTec, BEGO, Bremen, Alemanha) com o jateamento de
esferas de vidro de 50 !m e pressão de 4 bar (Perlablast Micro, BEGO,
Bremen, Alemanha) direcionadas ao revestimento, o qual foi sendo
removido em partes até a sua total separação. Esferas de vidro foram
utilizadas neste momento para facilitar a remoção do revestimento. Os
resíduos de revestimento e os óxidos formados nas barras metálicas
foram removidos com jateamento de pó de óxido de alumínio com 50 µm
(Korox, BEGO, Bremen, Alemanha), e pressão de 6 bar (75 psi), de
acordo com as recomendações dos fabricantes (Figura 1). Os condutos
de alimentação foram cortados com disco de carborundum de 0,23 mm de
espessura (Dentorium, EUA), montado em mandril e peça de mão de
motor de bancada (MF Perfecta, W&H, Bûrmoos, Áustria).
187
FIGURA 1 – Barras de CoCr fundidas.
Com o mesmo disco de carborundum, as irregularidades
foram removidas e a extremidade que estava ligada ao conduto de
alimentação foi recortada. Ao final, as barras metálicas apresentaram a
seguinte dimensão: 25 ± 1 mm de comprimento, 3 ± 0,1 mm de largura e
0,5 ± 0,05 mm de espessura, seguindo a norma ISO
42
9693. Este
comprimento foi aferido com auxílio de um paquímetro digital com
resolução de 0,01 mm (modelo Starrett 727, Starrett, Itu, Brasil).
Depois de limpas, as barras metálicas foram divididas
aleatoriamente em dois grupos (n=40): a) grupo 1 (G1): barras metálicas
não foram seccionadas; b) grupo 2 (G2): barras metálicas foram
seccionadas transversalmente em duas partes para posterior soldagem.
188
4.2 Brasagem
4.2.1 Seccionamento das barras
Para a realização da secção das quarenta barras metálicas do grupo
2 (G2) foi desenvolvido pelo cirurgião-dentista Rinaldo Oliveira Silva
Júnior um aparelho especificamente para este fim (Figura 2). As partes do
parelho são:
FIGURA 2 - Dispositivo para corte das barras metálicas: A) base; B)
apoios para a colocação da barra metálica; C) presilhas
para fixar a barra metálica; D) nônio; E) motor elétrico; F)
mandril para fixação do disco diamantado de corte; G)
saída de água para refrigeração; H) reservatório de água;
I) haste para descer o conjunto motor-mandril com disco
diamantado.
Durante a realização do corte, a barra metálica ficou sobre o apoio B,
com a presilha da esquerda removida e a da direita fixando-a (Figura 3A).
Neste momento o disco diamantado de corte de 0,2 mm de espessura
(DSF, Alemanha) foi abaixado e uma das extremidades da barra metálica
189
foi encostada na sua lateral (Figura 3B). O nônio, que estava na sua
posição zerada, foi rodado por completo 17 vezes (a cada volta o apoio B,
que fixava a barra metálica, caminhava em 0,5 mm). Desta forma, o disco
diamantado realizou o corte a uma distância de 8,5 mm de uma das
extremidades (Figura 3C), separando a barra em duas partes (Figura 3D).
FIGURA 3 – Seqüência do posicionamento e corte da barra metálica: A)
fixação da barra metálica; B) barra metálica encostada no
disco diamantado.
A
B
190
FIGURA 3 – Seqüência do posicionamento e corte da barra metálica: C)
início do corte da barra metálica; D) barra metálica
seccionada.
4.2.2 União das partes metálicas para a brasagem
Para a união das partes metálicas da barra, a base foi separada de
todo o restante do equipamento de corte (Figura 4). As duas partes da
barra metálica foram fixadas com as presilhas C sobre os apoios B e
aproximadas (Figura 5A). Neste momento o nônio foi zerado e girado uma
vez para que as barras se afastassem 0,5 mm (Figura 5B).
C
D
191
Esta distância foi escolhida para se ter uma maior área de soldagem,
facilitando a aplicação e finalização da porcelana na região central da
solda, uma vez que não se teve como objetivo avaliar a resistência da
união soldada.
FIGURA 4 – Dispositivo montado para a união das partes metálicas.
FIGURA 5 – União das partes metálicas: A) barras fixadas, encostadas e
nônio zerado.
A
192
Com auxílio de dois potes Dappen, um com monômero e outro com
polímero (Duralay, Reliance, Dental Mfg. Co., Worth, IL), iniciou-se a
união das partes com a técnica de Nealon (Figura 5C), até se obter
quantidade de resina acrílica suficiente para manter as partes unidas
(Figura 5D).
FIGURA 5 – União das partes metálicas: B) barras metálicas afastadas;
C) colocação da resina para união.
B
C
193
FIGURA 5 – União das partes metálicas: D) partes metálicas unidas.
4.2.3 Brasagem dos segmentos
Para a brasagem (grupo G2), os segmentos das barras metálicas
unidos foram fixados com cera periférica 7 (Kota, São Paulo, Brasil) em
um pedaço de fio de sprue de cera para fundição (Kota, São Paulo, Brasil)
(Figura 6). Este procedimento visou a formação de um espaço vazio na
região inferior da barra metálica, após sua inclusão em revestimento para
brasagem e eliminação da cera e acrílico em forno por trinta minutos.
FIGURA 6– Barra metálica fixada ao fio de cera para fundição.
Para incluir os segmentos da tira metálica para o procedimento de
brasagem, revestimento de alta fundição (Heat Shock Investment,
Polidental, São Paulo, Brasil), foi proporcionado e misturado
manualmente, seguindo as recomendações do fabricante. Uma pequena
D
194
porção obtida foi colocada sobre um pedaço de papel em bancada e
sobre ela posicionado os segmentos metálicos. Após de dois minutos, os
excessos foram recortados com lâmina de bisturi, deixando num formato
apropriado para facilitar o procedimento de brasagem (Figura 7).
FIGURA 7 - Conjunto incluído em revestimento para brasagem.
O conjunto foi levado em forno por um período de trinta minutos para
permitir a volatilização da cera e da resina acrílica, expondo a área de
brasagem (Figura 8).
FIGURA 8 - Região da brasagem.
195
O conjunto foi deixado em bancada para resfriamento, seguido pelo
jateamento da superfície a ser soldada. O jateamento foi realizado com
óxido de alumínio de 50 µm a uma pressão de 2 bar (TOWNSEND et al.
76
,
1993; HENRIQUES et al.
38
, 1997; GALINDO et al.
28
, 2001), visando
facilitar o escoamento da solda e eliminar impurezas que pudessem ter
contaminado a superfície durante a permanência em forno.
Durante a brasagem o conjunto permaneceu em bancada e, com
auxílio de uma pinça apropriada, a vareta de solda para cobalto-crômio
(BEGO, Bremen, Alemanha) (Quadro 4) foi manipulada. Sua extremidade
foi mergulhada em fundente à base de bifluorido de potássio (Fluxsol,
BEGO, Bremen, Alemanha), aquecido em maçarico gás-oxigênio até o
aspecto incandescente. Neste momento, a vareta de solda foi aproximada
na região a ser soldada e aquecida juntamente com as extremidades das
tiras metálicas, ocorrendo sua deposição sobre a área.
Quadro 4 - Composição da solda de cobalto-crômio
*
.
Composição
Co
Cr
Mo
Si
Fe
B
C
Intervalo de
fusão
Porcentagem (%)
61
28,5
3,5
4
1,5
1
0,5
1100-1150
0
C
* Dados fornecido pelo fabricante BEGO
A desinclusão foi realizada após resfriamento do conjunto, em
bancada, com auxílio de uma tesoura para recortar ouro. Foi observado
que, na região voltada para a aplicação da solda, houve maior acúmulo
da mesma, enquanto que, na região inferior, a solda escoou até o limite
das barras metálicas.
A qualidade da solda foi verificada pelo método óptico em lupa
estereomicroscópica Stemi 2000-C (Karl Zeiss, Japão) com 20 vezes de
aumento. Constatada a qualidade da brasagem iniciou-se a remoção das
irregularidades e o excesso da mesma. Para isso, utilizou-se disco de
carborundum montado em mandril e peça de mão de motor de bancada.
Após a brasagem, as barras metálicas apresentaram das seguintes
dimensões: 25 ± 1 mm X 3 ± 0,1 mm X 0,5 ± 0,05 mm.
196
4.3 Aplicação da cerâmica
4.3.1 Dispositivo para aplicação da cerâmica
Para a aplicação da cerâmica um dispositivo em latão,
desenvolvido pelo cirurgião-dentista Gilberto Duarte Filho, foi
confeccionado especificamente para este fim. Consistia de duas placas
metálicas com 75 mm de comprimento, 21 mm de largura e 5 mm de
espessura, unidos na região posterior por um sistema móvel (Figura 9)
que permite sua rotação sobrepondo as duas partes (Figura 10).
FIGURA 9 - Dispositivo para aplicação da cerâmica: A) parte superior ; B)
sistema móvel para rotação; C) parte inferior; d) espaço para
posicionamento da barra metálica; E) corte transversal para
adaptar o arame de travamento; F) arame de travamento.
197
Figura 10 - Placas metálicas sobrepostas.
Durante a aplicação dos opacos, agente intermediário de
ouro e cerâmica, a barra metálica é posicionada no espaço D,
permanecendo uma parte sobre a placa metálica inferior e uma parte fora
da mesma, sendo travada com o arame (Figura 11). A área para
aplicação da cerâmica é de 8 mm (ISO 9693
42
), que se estende do arame
de travamento até a parte mais externa do dispositivo. Este espaço possui
profundidade de 1,5 mm, ou seja, 1,0 mm de espaço para aplicação da
cerâmica (ISO 9693
42
) e 0,5 mm relativo à espessura da barra (Figura
12).
FIGURA 11 - Barra metálica posicionada sobre o dispositivo e travada
com o arame.
198
FIGURA 12 - Detalhe da região para aplicação da cerâmica.
Assim, a cerâmica é aplicada além da altura determinada
pelo espaço regulado pelo dispositivo, sendo o excesso removido após
fechamento da parte superior do dispositivo.
4.3.2 Aplicação do Wash Opaque
Para aplicação do Wash Opaque todas as oitenta barras
receberam tratamento superficial, recomendado pelo fabricante. Um lado
da barra metálica foi selecionado aleatoriamente e usinada com pedra
branca de óxido de alumínio de formato cilíndrico (Shofu, Menlo Park,
EUA), mantendo um único sentido de aplicação, ou seja, no seu longo
eixo. A pedra utilizada era nova, não apresentando qualquer tipo de
contaminação superficial. Para cada grupo foi utilizada uma pedra
montada de óxido de alumínio nova.
Após, o lado usinado foi jateado com pó de óxido de
alumínio de 110 !m (Korox, BEGO, Bremen, Alemanha) e pressão de 50
lb, mantendo inclinação de aproximadamente 45
0
entre a ponta do
199
jateador e a superfície da barra, a uma distância de 3 cm por um período
de 10 s. Esta inclinação é necessária para que não haja impregnação das
partículas de óxido de alumínio na superfície do metal, prejudicando a
união com a cerâmica devido à formação de porosidades. A superfície foi
jateada até obtenção de uma superfície característica.
Em seguida foi realizada limpeza com banho sônico
(Vitasonic II, Vita Zahnfabrik, Bad Säckingen, Alemanha) em álcool
isopropílico por um período de dez minutos (HENRIQUES et al.
38
, 1997;
NABADALUNG & NICHOLLS
60
, 1998; GALINDO et al.
28
, 2001). As barras
metálicas foram mantidas em bancada sobre papel absorvente para total
secagem.
Sobre uma paleta e com uma espátula banhada a ouro, foi
misturado pó da cerâmica Wash Opaque WO 9000 (Vita Omega 900, Vita
Zahnfabrik, Bad Säckingen, Alemanha) com líquido do opaco (Opaque
Liquid, Vita Omega 900, Vita Zahnfabrik, Bad Säckingen, Alemanha) até a
obtenção de uma mistura de consistência aguada. Com auxílio de um
pincel, uma fina camada foi aplicada na superfície delimitada pelo
dispositivo de aplicação de cerâmica (Figura 13), seguindo um único
sentido e tomando-se o cuidado de não ocorrer acúmulo do material em
algum ponto.
FIGURA 13 - Aplicação do Wash Opaque.
200
O ciclo de queima do Wash Opaque foi conduzido em
forno elétrico (Vacumat 40, Vita Zahnfabrik, Bad Säckingen, Alemanha),
obedecendo às instruções do fabricante, conforme explicitado no Quadro
5.
Quadro 5 - Ciclos de queima da cerâmica Wash Opaque.
Queima
Pré
Secagem
o
C
min
min
o
C/min
Temp.
aprox.
o
C
min
Vácuo
min
Wash
Opaque
600
6.0
4.0
75
900
2.0
4.0
Nesta fase de aplicação do Wash Opaque, foi
determinada a região de aplicação da cerâmica nas barras metálicas que
possuíam a brasagem. A área de brasagem foi mantida sempre do lado
externo da extremidade do dispositivo de aplicação (Figura 14). Este
procedimento foi possível devido a visualização da área de solda. Desta
forma, a região final de aplicação da cerâmica foi sempre dentro da solda.
FIGURA 14 - Detalhe da posição da região soldada.
201
4.3.3 Aplicação do Opaco
Quarenta barras metálicas receberam aplicação de
cerâmica opaca 1M1 9301 (Vita Omega 900, Vita Zahanfabrik, Bad
Säckingen, Alemanha) após o Wash Opaque, sendo vinte do grupo G1
(G1.1 e G1.2) e vinte do grupo G2 (G2.1 e G2.2).
Pó foi misturado com líquido (Opaque Liquid, Vita Omega
900, Vita Zahanfabrik, Bad Säckingen, Alemanha) sobre uma paleta com
uma espátula banhada a ouro, até obter uma massa de consistência
cremosa. Com a barra colocada sobre o dispositivo, uma camada de
cerâmica opaca foi aplicada sobre a barra metálica dentro do limite
determinado pelo dispositivo.
A aplicação foi realizada por um único operador e com
auxílio de um aplicador plástico que apresentava em uma das
extremidades uma ponta esférica, a qual foi mergulhada na pasta e
aplicada sobre a superfície. Nas barras metálicas, que foram soldadas, a
aplicação da cerâmica opaca seguiu o mesmo procedimento dentro da
área previamente determinada.
O ciclo de queima da cerâmica opaca seguiu a
recomendação do fabricante, conforme explicitado Quadro 6.
Quadro 6 - Ciclos de queima da porcelana opaca.
Queima
Pré
Secagem
o
C
min
min
o
C/min
Temp.
aprox.
o
C
min
Vácuo
min
Opaco
600
2.0
4.0
75
900
1.0
4.0
4.3.4 Aplicação do agente de união universal.
202
Quarenta barras metálicas receberam aplicação de um
agente condicionador universal de ouro na forma de pasta cremosa
(Figura 15) (Golden Plate 1000, Nobil Metal SPA, Villafranca d´Asti, Itália),
que apresenta em sua composição 99,99% de ouro associado a um
aglutinante. O agente intermediário foi aplicado sobre o Wash Opaque,
sendo vinte do grupo G1 (G1.3 e G1.4) e vinte do grupo G2 (G2.3 e
G2.4).
FIGURA 15 - Agente de união universal Golden Plate 1000.
A aplicação da pasta de ouro foi realizada com aplicador
plástico que apresentava uma das extremidades em forma esférica
(Figura 16). A ponta do aplicador com a pasta de ouro foi aplicada
cuidadosamente sobre a superfície até a obtenção de uma distribuição
uniforme. A barra metálica foi vibrada no cabo do instrumental até que a
superfície ficasse lisa.
203
FIGURA 16 - Aplicação da pasta de ouro.
As barras metálicas com a pasta de ouro foram secas
diante da câmara do forno aberto a 300
o
C por 10 minutos. A fixação da
solução de ouro foi realizada em forno elétrico Vacumat 40 a temperatura
de 950
o
C por um período de dois minutos e atmosfera. A velocidade de
aumento da temperatura do forno foi de 52
o
C por minuto.
Ao final, a superfície apresentava-se com aspecto
acetinado de cor áurea (Figura 17), podendo-se iniciar a aplicação da
cerâmica opaca, seguindo os procedimentos descritos anteriormente.
FIGURA 17 - Barra metálica após a queima da pasta de ouro.
4.3.4 Seqüência de aplicação da cerâmica
204
A aplicação da cerâmica seguiu as recomendações do
fabricante. Porcelana dentina 4L1.5 9377 (Vita Omega 900, Vita
Zahanfabrik, Bad Säckingen, Alemanha), foi misturada ao líquido de
modelagem (Modelling Liquid Extra, Vita Zahanfabrik, Bad Säckingen,
Alemanha) em uma paleta com uma espátula banhada de ouro até a
obtenção de uma massa de consistência cremosa.
Com pincel de aplicação n
o
6 (Kota, São Paulo, Brasil),
porções da cerâmica foram colocadas sobre a barra metálica na área
determinada pelo dispositivo (Figura 18A). Após completar o espaço
reservado para a cerâmica, deixando um excesso na área superior, o
excesso do líquido foi removido com lenço de papel absorvente. O
dispositivo foi vibrado sobre a bancada, e novamente o excesso do líquido
que aflorou foi removido com lenço de papel absorvente. A parte superior
do dispositivo foi fechada, removendo o excesso de cerâmica e
aplainando a sua área (Figura 18B).
A
205
FIGURA 18 – Aplicação da cerâmica: A) colocação da massa de
cerâmica; B) remoção do excesso e superfície aplainada.
Finalizado a aplicação, o arame de travamento foi
removido e a barra metálica retirada do dispositivo de aplicação. A
queima da cerâmica foi realizada em forno elétrico Vacumat 40, seguindo
as recomendações do fabricante, como mostrado no Quadro 7.
Quadro 7 - Ciclos de queima da cerâmica de corpo.
Queima
Pré
Secagem
o
C
min
min
o
C/min
Temp.
aprox.
o
C
min
Vácuo
min
Dentina
600
6.0
6.0
50
900
1.0
6.0
Terminado o resfriamento em bancada, uma segunda
queima foi realizada para correções de defeitos e compensar a contração
da cerâmica, obtendo a amostra final (Figura 19). Este procedimento
seguiu os mesmos passos anteriores.
B
206
FIGURA 19 - Corpo-de-prova finalizado.
4.4 Ciclagem térmica e mecânica
Quarenta corpos-de-prova, sendo vinte do grupo 1 (G1.2
e G1.4) e vinte do grupo 2 (G2.2 e G2.4) foram submetidos à ciclagem
mecânica e térmica simulando as condições encontradas no meio bucal.
Para a ciclagem mecânica foram feitos 20.000 ciclos com
freqüência de 1 Hz e carga de 1 Kgf em aparelho desenvolvido por
Itinoche
43
(2003) (Figura 20). Para isto um dispositivo de apoio
semelhante ao empregado no ensaio mecânico de flexão de três pontos
foi confeccionado, e acoplado a um recipiente cilíndrico (Figura 21), que
permitiu o apoio dos corpos-de-prova e a colocação de água no seu
interior, para a realização da ciclagem mecânica imersa em água.
FIGURA 20 - Cicladora mecânica.
207
FIGURA 21 - Recipiente metálico com suporte para apoiar os corpos-de-
prova.
No entanto, para não ocorrer a movimentação dos corpos-
de-prova durante a ciclagem mecânica foi necessária a fixação com
Super Bonder (Loctite, Itupeva, Brasil), sobre o apoio de uma das
extremidades do corpo-de-prova (Figura 22). É importante a fixação de
apenas um dos lados, para que não haja concentração de estresse nas
extremidades, diminuindo o efeito da ciclagem mecânica e alterando seu
efeito real.
FIGURA 22 - Fixação de uma das extremidades.
208
Assim, o conjunto corpo-de-prova, base de apoio foram
colocados na cicladora mecânica, adaptados e o recipiente preenchido
com água. A haste vertical foi abaixada até que a ponta aplicadora da
força, em forma convexa e diâmetro de 1,3 mm, encostasse na cerâmica
que estava voltada para cima (Figura 23), iniciando o procedimento.
FIGURA 23 – Início da ciclagem mecânica.
O banho termostático cíclico foi realizado em aparelho da
marca Nova Ética modelo M220D25 (Nova Ética, Vargem Grande
Paulista, Brasil) (Figura 24) em água com temperatura de 5
o
C ± 2 e 55
o
C
± 2, com tempo de imersão de dez segundos em cada banho e tempo de
transferência entre os dois banhos de cinco segundos, realizando em total
de 3000 ciclos (PROBSTER et al.
66
, 1996). Os quatro grupos foram,
juntamente, submetidos ao banho termostático, e durante este
procedimento, os corpos-de-prova permaneceram em sacos de pano
confeccionados especialmente para esta finalidade.
Finalizado a ciclagem térmica os corpos-de-prova foram
submetidos ao ensaio mecânico.
209
FIGURA 24 - Cicladora térmica Nova Ética
4.5 Ensaio mecânico de flexão de três pontos
Para avaliar a força máxima de ruptura necessária para
separar o metal e cerâmica, todos os oitenta corpos-de-prova foram
submetidos ao ensaio mecânico de flexão de três pontos, em máquina de
ensaio universal EMIC modelo DL-1000 (EMIC – Curitiba – Brasil) com
célula de carga de 10 Kg e velocidade de 1,5 mm/min (Figura 25).
210
FIGURA 25 - Célula de carga, apoio e corpo-de-prova posicionados.
Cada corpo-de-prova foi testado individualmente. Para
isto, as extremidades da barra metálica foram apoiadas em dispositivo de
sustentação, que apresentava dois apoios circulares de 3 mm de
diâmetro. A distância entre os centros dos dois apoios era de 20 mm. A
face revestida pela cerâmica foi posicionada para baixo. O carregamento
foi realizado na porção superior e central do corpo-de-prova, por meio de
uma haste conforme ilustrado na Figura 26.
FIGURA 26 - Corpo-de-prova apoiado e sendo carregado.
211
A força foi aplicada até a ruptura entre a cerâmica e o
substrato metálico em um dos lados (Figura 27), e o valor da força
máxima de ruptura (Kgf) foi obtida para cada corpo-de-prova e
processada pelo programa Tesc.
FIGURA 27 - Ruptura entre a cerâmica e o substrato metálico.
4.6 Análise da união metal-cerâmica
Após a fratura, as superfícies foram analisadas em lupa
estereomicroscópica Stemi 2000-C (Karl Zeiss) com 30 vezes de aumento
para determinar o tipo de falha: adesiva (entre dois substratos diferentes),
coesiva (dentro do mesmo substrato).
4.7 Análise de microscopia eletrônica de varredura (MEV) e análise de
energia dispersiva (EDS)
Após o ensaio mecânico de flexão, os corpos-de-prova,
que tiveram total separação do metal e cerâmica, foram selecionados
212
para serem analisados em MEV e EDS. A análise foi realizada na
superfície do metal que primeiro se soltou da cerâmica, com auxílio de um
microscópio eletrônico modelo JEOL JSM – T330A (Tóquio, Japão).
Para tentar entender o que ocorreu nas diversas fases de
confecção dos corpos-de-prova, desde a fundição até a aplicação da
cerâmica, foram realizadas análises em MEV e EDS nas diferentes fases
de trabalho, na tentativa de correlacioná-los com os dados quantitativos
obtidos após ensaio mecânico de flexão de três pontos.
Desta forma, o levantamento da composição dos
elementos presentes no grupo com e sem brasagem, e no grupo com e
sem cobertura de ouro, foram realizadas, possibilitando interpretá-los
quanto à sua influência ou não na interface e, conseqüentemente, na
força de união.
Para isto, tiras metálicas de 10mm de comprimento foram
selecionadas e separadas em dois grupos, com e sem brasagem, sendo
no grupo sem brasagem com oito tiras metálicas e no grupo com
brasagem sete tiras. A análise foi realizada após as seguintes fases:
a) sem brasagem: desinclusão; jateamento e limpeza;
aplicação do Wash Opaque; aplicação do Wash Opaque
e opaco; aplicação do Wash Opaque, opaco e cerâmica;
aplicação do Wash Opaque e Golden Plate 1000;
aplicação do Wash Opaque, Golden Plate 1000 e opaco;
e após aplicação do Wash Opaque, Golden Plate 1000,
opaco e cerâmica.
b) com brasagem: após brasagem; aplicação do Wash
Opaque; aplicação do Wash Opaque e opaco; aplicação
do Wash Opaque, opaco e cerâmica; aplicação do Wash
Opaque e Golden Plate 1000; aplicação do Wash
Opaque, Golden Plate 1000 e opaco; e após aplicação
do Wash Opaque, Golden Plate 1000, opaco e cerâmica.
213
Para a análise, os espécimes foram fixados na posição
lateral numa das extremidades com Super Bonder, dentro de um
recipiente acrílico, onde foi vertida resina acrílica incolor quimicamente
ativada (Dencrilay, São Paulo, Brasil). O conjunto foi colocado, quando a
resina apresentava-se na fase plástica, em uma panela de pressão (EDG,
São Carlos, Brasil) com água previamente aquecida a uma temperatura
de 60
o
C, permanecendo por vinte minutos. Este procedimento visou à
eliminação de porosidades e a obtenção de maior transparência da
resina.
Após remoção do recipiente acrílico, iniciou-se a fase de
polimento das superfícies em polidora mecânica (Politriz DP-10,
Panambra, São Paulo, SP) com a seqüência de lixas: 400, 600, 800 e
1000. A região que estava fixada na base do recipiente foi utilizada para
leitura em microscopia. As amostras foram limpas em banho sônico com
água destilada por cinco minutos.
As duas análises (EDS e MEV) foram realizadas na
superfície do metal que primeiro de soltou da cerâmica. Porém, primeiro
foi realizado o EDS sem a cobertura de ouro da superfície e após, foi
realizado a metalização da superfície do metal com ouro para a leitura em
MEV.
4.8 Análise dos resultados
Em nosso experimento, cuja unidade é a barra metálica
unida à cerâmica, seguiu um esquema fatorial tipo 2 x 2 x 2, com dez
repetições. As variáveis experimentais foram: a) ciclagem termomecânica
(dois níveis: presença e ausência); b) agente intermediário de união (dois
níveis: presença e ausência); c) tratamento (dois níveis: controle e
brasagem). A variável resposta (ou dependente) foi a força máxima de
ruptura, obtida no ensaio de flexão de três pontos entre a interface
214
metal/cerâmica de cada uma das oito condições experimentais. Os
valores de força máxima de ruptura foram obtidos em Kgf e transformados
para unidade Newton (N), seguindo a fórmula:
Força máxima de ruptura (N) = F (Kgf) x 9,8 m/s
2
Figura 28 – Fórmula para transformar Kgf em N.
Para a análise dos oitenta dados obtidos (apêndice A)
utilizamo-nos do programa computacional STATISTICA (versão 5.5,
StatSoft Inc., 2000). Efetuou-se a estatística descritiva (média e desvio
padrão) e a inferencial, mediante o teste paramétrico de Análise de
Variância (ANOVA), dois fatores, efeito fixo. O nível de significância
adotado foi o valor convencional de 5%.
215
5 RESULTADOS
5.1 Força máxima de ruptura (FM), ciclagem termomecânica (CTM) e
agente intermediário de união (AIU)
É considerada a influência da ciclagem termomecânica
(CTM) e do agente intermediário de união (AIU) nos valores de força
máxima de ruptura dos corpos-de-prova, sob duas condições: ausência e
presença da técnica de brasagem.
Os dados obtidos nestas condições experimentais estão
apresentados no Apêndice A. A estatística descritiva dos mesmos é
apresentada na forma de Tabelas numeradas de 1 a 3, mostradas a
seguir.
Tabela 1 - SEM SOLDA. Média (±desvio padrão) dos dados de força
máxima de ruptura (valores em N) obtida para as barras, sob
diferentes condições de ciclagem e de agente de união
Agente de união
Ciclagem
Sem
Com
linha
(média±dp)
Sem
12,52±1,07*
19,14±2,80
15,83±3,97
Com
14,08±1,69
19,25±2,19
16,67±3,26
coluna
(média±dp)
13,30±1,59
19,19±2,44
* n = 10 por célula
216
Tabela 2 - COM SOLDA. Média (±desvio padrão) dos dados de força
máxima de ruptura (valores em N) obtida para as barras, sob
diferentes condições de ciclagem e de agente de união
Agente de união
Ciclagem
Sem
Com
linha
(média±dp)
Sem
12,86±1,61*
18,91±2,49
15,89±3,71
Com
12,17±1,65
17,12±1,62
14,64±2,99
coluna
(média±dp)
12,52±1,63
18,02±2,24
* n = 10 por célula
Tabela 3 - Média (±desvio padrão) dos dados de força máxima de ruptura
(valores em N), obtida para as barras sob diferentes
condições de ciclagem e de técnica de solda,
independentemente do agente de união
Técnica de Solda
Ciclagem
Sem
Com
linha
(média±dp)
Sem
15,83±3,97
15,89±3,71
15,81±3,79
Com
16,67±3,26
14,64±2,99
15,66±3,26
coluna
(média±dp)
16,25±3,61
15,27±3,39
* n = 20 por célula
Verifica-se, com as informações acima, que as condições
experimentais apresentam mesma dispersão, valores próximos de desvio
padrão. E, por meio das Tabelas 1 e 2, que os valores médios de força
máxima para a condição com o agente intermediário de união (AIU),
217
independentemente da solda, são superiores à condição sem o agente de
união. Também, pode–se verificar, Tabela 3, que sob ciclagem os corpos-
de-prova com solda são menos resistentes que aqueles sem solda.
Quando se aplica o teste de Análise de variância para
estudarmos a influência das variáveis: ciclagem termomecânica, técnica
de brasagem e agente intermediário de união nos valores de força
máxima de ruptura dos corpos-de-prova, verifica-se que o efeito conjunto
destas três variáveis não é estatisticamente significante, Tabela 4; porém,
foram estatisticamente significantes os efeitos: interação, ciclagem
termomecânica com a técnica de soldagem; e, principais: brasagem e
agente de união.
Tabela 4 - ANOVA para os dados de força máxima de ruptura (N) obtidos.
Fonte de variação
Gl
SQ
QM
F
p
CTM
1
0,818
0,818
0,21
0,6466
AIU
1
649,059
649,059
168,24
0,0000*
Solda
1
19,316
19,316
5,01
0,0283*
CTM x AIU
1
8,033
8,033
2,08
0,1534
CTM x Solda
1
21,684
21,684
5,62
0,0204*
AIU x Solda
1
0,778
0,778
0,20
0,6547
CTM x AIU x Solda
1
0,145
0,145
0,04
0,8466
Resíduo
72
277,776
3,858
Total
79
977,610
*p<0,05
Quando se considera a influência do agente intermediário
de união, por meio do teste ANOVA, Tabela 4, pode-se dizer que a
condição de presença (18,61±2,39N) supera a condição de ausência do
AIU (12,91±1,64N).
218
Na condição sem soldagem, pelo gráfico das médias,
Figura 29, observa-se menor valor de força máxima de ruptura na
condição sem agente intermediário de união, independentemente da ação
da ciclagem. Um comportamento semelhante é verificado para a condição
com brasagem.
FIGURA 29 - Gráfico das médias de força máxima de ruptura (N) para as
oito diferentes condições experimentais estabelecidas
pelas variáveis: técnica de solda, ciclagem termomecânica
e agente intermediário de união.
Sob condição Sem Solda, por meio do teste de Tukey,
(5%), quando se comparam as médias das quatro condições
experimentais estabelecidas pelas variáveis agente intermediário de união
e ciclagem termomecânica, observa-se que a condição Com AIU é mais
resistente que a Sem AIU, Tabela 5.
219
Tabela 5 - SEM SOLDA. Teste de Tukey (5%) para os dados de força
máxima de ruptura (N), obtida para as condições
experimentais referentes às variáveis: agente intermediário de
união e ciclagem termomecânica
Ouro
Ciclagem
Média
Grupos Homogêneos
Sem
Sem
12,52
A
Sem
Com
14,08
A
Com
Sem
19,13
B
Com
Com
19,25
B
Sob condição Com Solda, por meio do teste de Tukey
(5%), quando se comparam as médias das quatro condições
experimentais estabelecidas pelas variáveis agente intermediário de união
e ciclagem termomecânica, observa-se que a condição Com AIU é mais
resistente que a condição Sem AIU, Tabela 6.
Tabela 6 - COM SOLDA. Teste de Tukey (5%) para os dados de força
máxima de ruptura (N), obtida para as condições
experimentais referentes às variáveis: agente de união e
ciclagem
Ouro
Ciclagem
Média
Grupos Homogêneos
Sem
Com
12,17
A
Sem
Sem
12,86
A
Com
Com
17,12
B
Com
Sem
18,91
B
Tendo em vista que o efeito interação das três variáveis é
estatisticamente não significante, considera-se, agora, o relacionamento
da técnica de solda sob a ação da ciclagem termomecânica que está
representado pelo gráfico de médias, Figura 30.
220
FIGURA 30 - Gráfico das médias de força máxima de ruptura (N) para as
quatro diferentes condições experimentais estabelecidas
pelas variáveis ciclagem termomecânica e brasagem.
Observa-se na Figura acima que a ação da ciclagem sobre
a força máxima de ruptura, que se obtém na ausência de solda, difere
daquela obtida na presença dela; isto é, há uma diminuição na condição
com solda.
Independentemente da influência do agente intermediário
de união, por meio do teste de Tukey (5%), Tabela 7, pode-se dizer que
diferem estatisticamente apenas a condição Com Solda / Com Ciclagem,
frente à condição Com Solda / Sem Ciclagem.
221
Tabela 7 - Teste de Tukey (5%) para os dados de força máxima de
ruptura (N), obtida para as condições experimentais
referentes às variáveis solda e ciclagem termomecânica
Solda
Ciclagem
Média
Grupos Homogêneos
Sem
Com
16,67
A
Com
Sem
15,89
A
B
Sem
Sem
15,83
A
B
Com
Com
14,64
B
5.2 Avaliação da região de ruptura
Durante a aplicação da força máxima de ruptura, verificou-
se o local em que primeiro houve a separação entre o revestimento
estético e o metal. Em todos os grupos avaliados esta separação ocorreu
em uma das extremidades, sendo que nos grupos em que houve o
procedimento de brasagem a separação ocorreu predominantemente
neste local (80%).
Foi observado, ainda, que em alguns corpos-de-prova o
revestimento se soltou por completo da barra metálica após o ensaio
mecânico, seguindo diferentes padrões entre os grupos. Por ter ocorrido
esta diferença resolveu-se realizar a separação dos corpos-de-prova que
não haviam se soltado durante o ensaio mecânico. Para isto as barras
metálicas foram envergadas manualmente até a total separação do metal
e revestimento estético, onde pode ser verificada a constante
semelhança:
a) nos grupos G1.1 e G1.2 (13,30±1,59N) a separação
ocorreu predominantemente entre a camada de óxido e
o Wash Opaque, pois a parte interna do revestimento
estético permaneceu com sua coloração amarelada e a
do metal com coloração escura. Ilhotas de cerâmica,
em maior quantidade, permaneceram sobre o metal;
222
b) nos grupos G2.1 e G2.2 (12,52±1,63N) a separação
ocorreu predominantemente entre a camada de óxido e
o metal, pois a parte interna do revestimento estético
ficou com coloração escura e o metal com tonalidade
de cinza claro brilhante, a mesma obtida após o
jateamento com óxido de alumínio, durante a
preparação da barra metálica. Pequenas quantidades
de ilhotas de cerâmica, quando comparada com os
grupos anteriores, permaneceram sobre o metal;
c) nos grupos com a presença do agente de união (G1.3,
G1.4 - 19,19±2,44N; G2.3 e G2.4 - 18,02±2,24N) o
aspecto foi semelhante, independentemente da
presença ou ausência da solda, ou seja, houve
separação dentro da camada do AIU, pois o mesmo
manteve-se aderido, em diferentes quantidades, tanto
no revestimento estético como no metal;
d) a força para a separação manual dos dois materiais foi
diferente entre os grupos, ou seja, nos grupos com a
presença do agente de união necessitava-se de mais
força e maior envergamento da barra para a
separação;
e) ao forçar manualmente, com exceção dos grupos com
agente de união, o revestimento estético se destacava
de forma única, “saltando” do metal. Nos grupos com o
agente de união foi necessário puxá-lo lateralmente
para se soltar, como referido no item anterior
necessitando de maior força. Observou-se, também,
que nesta tentativa o revestimento se fraturava em
duas partes na região central.
223
f) o gráfico dado pelo software TESC durante a aplicação
da carga foi diferente entre os grupos com e sem AIU,
como pode ser visto na Figura 31 e 32. Verifica-se que
o ponto de caída da curva, na carga máxima de
ruptura, é diferente entre os grupos.
FIGURA 31 - Curvas fornecidas durante a aplicação da força máxima de
ruptura nos grupos sem o AIU.
FIGURA 32 - Curvas fornecidas durante a aplicação da força máxima de
ruptura nos grupos com o AIU.
224
Pelas características observadas nos itens 1, 2 e 3 não
ficou claro qual tipo de fratura ocorreu em cada grupo, porém como a
análise do MEV e EDS foi realizada na região em que primeiro houve a
separação da porcelana e metal, e quantidades de cerâmica foi
observada sobre o metal, assume-se que as fraturas dos grupos G1.1,
G1.2, G2.1 e G2.2 foram coesivas no interior da cerâmica e nos demais
grupos (G1.3, G1.4, G2.3 e G2.4) a fratura foi coesiva na camada do AIU.
5.3 Avaliação em MEV e EDS
A avaliação em MEV e EDS ratificou as observações
relatadas anteriormente, ou seja, a semelhança de separação dos
materiais entre alguns grupos.
Na análise dos grupos G1.1 e G1.2, pode-se observar a
semelhança da superfície do metal. Nota-se que há a presença de
cerâmica sobre o metal (área mais clara - branca) e regiões mais
escuras que representam a camada de óxido e superfície do metal
(Figuras 33 e 34), confirmado pela análise em EDS (Figura 35).
225
FIGURA 33 - Aspecto da superfície do grupo G1.1 (500X). As áreas claras
(brancas) correspondem a ilhotas de cerâmica e as áreas
escuras a camada de óxido e superfície do metal.
FIGURA 34 - Aspecto da superfície do grupo G1.2 (500X). As áreas claras
(brancas) correspondem a ilhotas de cerâmica e as áreas
escuras a camada de óxido e superfície do metal.
CERÂMICA
METAL
CERÂMICA
METAL
226
FIGURA 35 - Gráfico de EDS dos grupos G1.1 e G1.2.
Na análise dos grupos G2.1 e G2.2, nota-se que a
superfície do metal apresenta irregularidades devido ao jateamento
com óxido de alumínio (Figuras 36 e 37). A característica da
superfície do metal revela, na área em questão, que não há a
presença de cerâmica, Pela análise do EDS observa-se a pequena
quantidade de silício presente (Figura 38), referente as áreas
vizinhas ao do MEV .
227
FIGURA 36 - Aspecto da superfície do grupo G2.1 (500X). Observam-se
as irregularidades da superfície do metal.
FIGURA 37 - Aspecto da superfície do grupo G2.2 (500X). Observam-se
as irregularidades da superfície do metal.
METAL
METAL
228
FIGURA 38 - Gráfico do EDS dos grupos G2.1 e G2.2.
Os grupos que apresentavam o AIU mostraram uma
superfície característica e semelhante (Figura 39), ou seja, a presença de
pequena quantidade de cerâmica e uma camada do agente intermediário
de união (ouro) sinterizado, que, na análise em EDS apresenta-se em
quantidade considerável (Figura 40).
FIGURA 39 - Aspecto da superfície dos grupos com AIU (200X) (M =
metal; AIU+WO = agente intermediário de união+Wash
Opaque; AIU = agente intermediário de união).
AIU
AIU+WO
M
229
FIGURA 40 - Gráfico do EDS dos grupos G1.3, G1.4, G2.3 e G2.4.
A análise nas diferentes etapas do procedimento de
confecção dos corpos-de-prova não se mostrou diferente da realizada
com o corpo-de-prova pronto. O que pode ser visto é a diferença formada
na interface quando havia a presença do AIU. Nesta situação, a zona de
interdifusão se mostrou com mais reentrâncias, aumentando a superfície
de contato e o embricamento (Figuras 41 e 42), quando comparada com a
zona de interdifusão formada sem o AIU (Figuras 43 e 44).
230
FIGURA 41 - Interface da união metal-cerâmica com AIU (C = cerâmica;
AIU = agente intermediário de união; M = metal).
FIGURA 42 – Detalhe da interface de união com AIU (C = cerâmica; M =
Metal; AIU = agente intermediário de união).
C
AIU
M
C
M
AIU
231
FIGURA 43 - Interface da união metal-cerâmica sem AIU (C = cerâmica;
M = metal).
FIGURA 44 – Detalhe da interface de união sem AIU (C = cerâmica; M =
metal).
C
M
C
M
232
6 DISCUSSÃO
Para se obter a resistência e a longevidade necessárias de
um material restaurador uma seleção adequada deve ser realizada,
baseada numa avaliação racional das propriedades relevantes para o que
se pretende usar. Esta seleção deve se apoiar nas suas propriedades
químicas, físicas, facilidade de manuseio, biocompatibilidade e custo.
As restaurações metalocerâmicas que são, ainda hoje,
amplamente utilizadas na substituição de dentes ausentes,
representavam um uso estimado em mais de 70% de todas as
restaurações cimentadas (ANUSAVICE
2
, 1985), com taxa de
sobrevivência em torno de 95% num período avaliado de dez anos
(GRAHAM et al.
32
, 1999; ÖZCAN
63
, 2003). Por estes motivos elas foram
alvo de inúmeras pesquisas nos últimos anos, além da excessiva
quantidade de ligas e cerâmicas lançadas no mercado, que podem gerar
inúmeras combinações entre si. Estas combinações, no entanto, por não
seguirem protocolos estabelecidos pelos fabricantes, podem não ser
favoráveis clinicamente, necessitando de pesquisas laboratoriais para se
avaliar seu comportamento em diferentes situações, como neste trabalho.
Por serem as mais utilizadas, as ligas à base de ouro eram
as mais estudadas. Com o aumento do custo do ouro, na década de 70,
as ligas alternativas ou não nobres tiveram seu uso aumentado,
acarretando a necessidade de estudos para avaliar seu desempenho.
Como resultado do desenvolvimento e contínuo melhoramento dos
sistemas metalocerâmicos, maiores informações das propriedades físicas
e químicas da associação destes materiais foram sendo exigidas.
De início, as ligas à base de níquel-crômio (com e sem
berílio) foram as mais empregadas, porém o potencial de toxicidade do
berílio e o grande potencial alérgico do níquel (BARAN
9
, 1985) fizeram
com que novas ligas fossem fabricadas e lançadas no mercado, como as
233
ligas à base de cobalto-crômio, que apresentam maior compatibilidade
quando comparadas com a anterior.
Desde 1920, as ligas à base de cobalto-crômio são
utilizadas em próteses parciais removíveis. Porém, a partir de 1974, estas
ligas alternativas foram introduzidas no mercado com maiores
possibilidades de uso, indicadas para substituir a liga de ouro tipo III e IV
na fabricação de inlays, onlays e coroas totais. As vantagens destas ligas,
em relação às nobres, são a menor densidade, maior rigidez e maior
resistência à deformação permanente (LUBOVICH & GOODKIND
53
, 1977;
BOWERS et al.
12
, 1985, WU et al.
83
, 1991; OKAZAKI et al.
62
, 1998),
favorecendo a economia de estrutura dental e a estética.
A segurança clínica que se apresentou com o passar dos
anos, tornou viável sua indicação associada ao revestimento estético
cerâmico. Porém, para poder associar e avaliar dois materiais tão
diferentes como o metal e a cerâmica, alguns critérios devem ser
seguidos para se obter melhores resultados de compatibilidade e união,
tais como: geometria da infra-estrutura, composição metalúrgica da liga,
técnica de aplicação da cerâmica, compatibilidade do coeficiente de
expansão térmica, taxa de resfriamento da porcelana e procedimentos de
pré-tratamento do metal (CHONG et al.
20
, 1980; GUINN et al.
33
, 1982;
YAMAMOTO
84
, 1985; DAFTARY & DONOVAN
22
, 1986, UUSALO et al.
77
,
1987; WAGNER et al.
79
, 1993). Assim, uma restauração será aceitável se
os materiais associados possuírem compatibilidade química, térmica,
mecânica e estética.
Pelos vários anos de existência no mercado, não há
dúvida que a combinação metal-cerâmica é capaz de simular
características da estrutura dental hígida, como forma, translucidez,
fluorescência e textura, mostrando que a associação destes materiais
promove um sucesso comprovado na clínica (LUBOVICH &
GOODKIND
53
, 1977; CRAIG & POWERS
21
, 2004).
234
Avaliar o resultado estético é um procedimento
relativamente simples, resultado de uma análise visual e dos padrões
estéticos vigentes. Diferentemente, para avaliar a força de união entre
metal e cerâmica inúmeros passos e variáveis estão presentes (DEHOFF
et al.
25
, 1982). A avaliação in vitro da força de união destes dois materiais
não é simples e inúmeros testes têm sido indicados. Alguns autores
sugerem o ensaio de tração (BULLARD et al.
13
, 1985; UUSALO et al.
77
,
1987), cisalhamento (LEONE & FAIRHURST
51
, 1967; CHONG et al.
20
,
1980; MALHOTRA & MAICKEL
57
, 1980; GAVELIS et al.
29
, 1982; GUINN
et al.
33
, 1982; DRUMMOND et al.
26
, 1984; BOWERS et al.
12
, 1985;
HAMMAD et al.
35
, 1987; STANNARD et al.
74
, 1990) e flexão (LAVINE &
CUSTER
48
, 1966; CAPUTO
16
, 1978; DEHOFF et al.
25
, 1982; KELLY &
ROSE
46
, 1983; MACKERT et al.
55
, 1988; WU et al.
83
, 1991; ANUSAVICE
3
,
1996; LENZ & KESSEL
50
, 1998; ISO
42
, 1999). Da mesma forma,
avaliações qualitativas são sugeridas para analisar a interface
(ANUSAVICE
5
et al., 1977; RINGLE et al.
67
, 1979; PEZZOLI et al.
65
, 1989;
IBRAHIM
41
, 1995; HEGEDÜS et al.
37
, 2002).
Na literatura observa-se que não há um consenso em
relação ao teste mais indicado para esta análise, pois nenhum deles pode
ser visto como uma medida exata da aderência da cerâmica ao metal,
exceto nos casos em que o par metal-cerâmica tenha coeficiente de
expansão combinado, de modo que a porcelana adjacente esteja livre de
estresse. Esta situação é impossível de ocorrer porque, em função da
temperatura, o comportamento dos materiais são diferentes, ou seja, o
metal apresenta uma contração linear enquanto a cerâmica apresenta um
comportamento gráfico curvo (ANUSAVICE
3
, 1996).
Neste trabalho foi utilizado o ensaio de flexão de três
pontos, porque o valor máximo de estresse, na superfície da barra
metálica durante o ensaio, é equivalente ao estresse aplicado na união
metal-cerâmica no momento da falha (SCHAFFER
71
, 1982). Além disto, a
mesma liga e cerâmica foram utilizadas em todos os corpos-de-prova,
235
eliminando o efeito da incompatibilidade do coeficiente de expansão
térmica e do módulo de elasticidade do metal (WAGNER et al.
79
, 1993),
além da previsibilidade do local de ocorrência da fratura dos materiais
(CAPUTO
16
, 1978) e de ser o teste indicado pela International
Organization for Standardization.
A análise dos resultados foi realizada com o valor da carga
máxima (Kgf) necessária para a ruptura da união porque o corpo-de-prova
não possuía uniformidade, ou seja, apresentava brasagem apenas em um
dos lados, inviabilizando a aplicação da fórmula para obter a resistência.
Nas restaurações metalocerâmicas a avaliação da
compatibilidade mecânica e térmica devem sempre ser discutidas como
um tópico único (BAGBY et al.
8
, 1990).
Primeiro, a alta rigidez e o alto módulo de elasticidade
destas ligas lhes fornecem grande resistência mecânica, podendo ser
utilizadas em grandes espaços protéticos, possibilitando a confecção de
pônticos com maior comprimento e de copings com menor espessura,
mantendo a mesma rigidez necessária, desde que o desenho da infra-
estrutura seja realizado corretamente. Com o desenho correto, a cerâmica
terá apoio suficiente para suportar as cargas mastigatórias e não se
fraturar, evitando áreas de concentração de estresse.
Segundo, durante a queima da cerâmica não deve ocorrer
distorção da infra-estrutura, com ambos materiais expandindo-se e
contraindo-se durante as mudanças de temperatura. Portanto, um fator
fundamental para evitar a inadequada concentração de estresse na
interface metal-cerâmica, e que possibilite a atuação de uma força de
tração na cerâmica, é a redução do grau de discrepância entre os
coeficientes de expansão térmica (CET) dos materiais. Se houver um
diferencial no CET muito grande, durante o processo de resfriamento
haverá a geração de estresse elevado na interface, resultando em
fissuras ou trincas da cerâmica.
236
Algumas situações podem ocorrer durante a seleção dos
materiais: o CET da cerâmica ser maior do que o do metal, o CET dos
materiais serem iguais ou o CET do metal ser maior do que o da
cerâmica. Esta última condição é a ideal, pois o metal tenderá a se
contrair mais que a cerâmica, colocando-a em estado de compressão,
reduzindo a formação de trincas da mesma, pois os estresses
compressivos serão superados antes de ela ser colocada sob tração.
Para o metal, a força de tração que estará atuando sobre sua estrutura
não será prejudicial pois a resistência à tração das ligas alternativas é
bastante alta (STANNARD et al.
74
, 1990; VAN NOORT
78
, 2004).
Alguns testes são relatados na literatura para avaliar a
compatibilidade do CET destes materiais. Para o metal e cerâmica usados
neste trabalho não foi realizado qualquer tipo de avaliação desta
compatibilidade, pois se seguiu a indicação, recomendação e o protocolo
dos fabricantes, os quais recomendam esta associação. Assim, assume-
se que não houve concentração inadequada de estresse na interface
metalocerâmica, desprezando seu efeito na avaliação da força de união
neste trabalho.
A compatibilidade química implica numa forte união
durante a queima da cerâmica devido à formação de uma camada de
óxido, com parte aderida fortemente à superfície do metal e parte
saturada com cerâmica (LACY
47
, 1977; HAMMAD et al.
35
, 1987;
MACKERT et al.
55
, 1988; HEGEDÜS et al.
37
, 2002; CRAIG & POWERS
21
,
2004). Para Daftray & Donovan
22
(1986) e Barghi et al
10
. (1987) alcançar
adequada união entre metal e cerâmica nas ligas alternativas é
basicamente controlar a formação de uma camada uniforme de óxido.
Porém, alguns tratamentos da superfície do metal podem auxiliar este
mecanismo, aumentando a força de união dos materiais.
Um dos mecanismos auxiliares é a união micromecânica
entre a cerâmica e o metal (LAVINE & CUSTER
48
, 1966; CARTER et al.
17
,
1979; GAVELIS et al.
29
, 1982; HAMMAD et al.
35
, 1987; UUSALO et al.
77
,
237
1987, NAYLOR
61
, 1992; WAGNER et al.
79
, 1993; ANUSAVICE
3
, 1996;
VAN NOORT
78
, 2004), por meio do acabamento superficial com pontas
montadas de óxido de alumínio e jateamento com esferas de óxido de
alumínio. Porém, se o metal não for bem preparado, este mecanismo
auxiliar de retenção pode ser prejudicial. Se excessiva rugosidade
permanecer na superfície, pequenos espaços podem ser formados com
aprisionamento de ar e, durante a queima da cerâmica, bolhas na
interface são criadas, prejudicando a união entre os dois materiais
(NAYLOR
61
, 1992; VAN NOORT
78
, 2004).
Técnicas laboratoriais são descritas para se obter melhor
resultado durante a preparação do metal. O desgaste em um único
sentido é relatado na literatura como essencial (NAYLOR
61
, 1992), com
movimento único e em direção ao operador, como adotado neste trabalho
durante a preparação das barras metálicas, utilizando-se pedras
montadas de óxido de alumínio novas, operando segundo o protocolo
estabelecido. Porém, nota-se na literatura que este fator não é essencial,
como comprovado por Wight et al.
82
(1977), Hofstede et al.
40
, 2000. Na
verdade é necessário obter uma superfície regular e plana, sem arestas e
depressões acentuadas (WARPEHA & GOODKIND
81
, 1976).
O jateamento com óxido de alumínio também é relatado na
literatura como auxiliar no aumento da retenção dos materiais (HAMMAD
et al.
35
, 1987). Este procedimento dever ser com baixa pressão e com
esferas de tamanho compatível, seguindo uma inclinação e uma distância
adequada.
Cuidados devem ser tomados durante o jateamento, pois
esferas de vidro reutilizadas ou com baixa pureza de óxido de alumínio
podem contaminar a superfície e afetar a integridade da camada de
aderência (ANUSAVICE
2
, 1985). Estes cuidados foram tomados durante a
preparação das barras metálicas, utilizando esferas novas e evitando a
excessiva rugosidade da superfície e o aprisionamento de ar nestas
irregularidades. Como visto nas Figura 36 e Figura 37 as irregularidades
238
causadas pelo jateamento são pequenas e regulares, seguindo o mesmo
padrão em toda a superfície.
Mesmo com os cuidados durante o jateamento, não há a
certeza da total limpeza da superfície do metal. Para isto, algumas ligas
necessitam de um tratamento prévio denominado de degaseificação, a
qual visa eliminar ar aprisionado nas irregularidades e contaminantes da
superfície, além de formar uma camada de óxido inicial. Para a liga
Wirobond C
®
não há a necessidade deste procedimento (BUSO et al.
14
,
2004), pois pequenas variações na temperatura deste ciclo inicial podem
produzir uma camada de óxido excessivamente espessa ou muito fina,
ambas prejudiciais (LACY
47
, 1977; WU et al.
83
, 1991; IBRAHIM
41
, 1995).
A técnica de aplicação da cerâmica, especificamente o
Wash Opaque, possui papel importante. Pela sua consistência aquosa,
ele penetra nas pequenas irregularidades da superfície, controlando a
formação da camada de óxido e iniciando a formação da camada
aderente.
O processo anterior é favorecido quando há a atuação
das forças de Van der Waals, pois ocorrerá a atração entre dois átomos
polarizados em íntimo contato, diminuindo o ângulo de contato (LACY
47
,
1977; BAGBY et al.
8
, 1990), favorecendo a molhabilidade da superfície e
o maior contato do Wash Opaque com a superfície metálica.
Enquanto algumas pesquisas têm se esforçado para
entender a relativa contribuição dos fatores acima relacionados na força
de união entre metal e cerâmica, o de maior dificuldade de entendimento
é a união química, considerada a mais importante e predominante dos
fatores atuante para se obter resistência exigida na clínica diária (LACY
47
,
1977; BOWERS et al.
12
, 1985).
Neste mecanismo a interface precisa ser extremamente
complexa e envolve a formação de várias fases num complexo
mecanismo. A cerâmica presente na interface se dissolve parcialmente
sendo saturada pelos óxidos da infra-estrutura metálica. Esta região da
239
cerâmica saturada pelos óxidos metálicos entra em equilíbrio
termodinâmico com os óxidos metálicos existentes na região. Isto resulta
em uma estrutura eletrônica contínua que vem do metal, passa pela
camada de óxido e vai em direção à cerâmica, formando uma união
química entre o metal e a cerâmica (ANUSAVICE et al.
6
, 1977; LACY
47
,
1977; BOWERS et al.
12
, 1985; BAGBY et al.
8
, 1990; GRAHAM et al.
32
,
1994).
Se a camada de óxido não tiver formação adequada,
fraturas da cerâmica na podem ocorrer quando submetidas ao estresse
em boca. Para alguns autores (DRUMMOND et al.
26
, 1984; GRAHAM et
al.
32
, 1994; IBRAHIM
41
, 1995; LEIBROCK et al.
49
, 1999) esta interface é
considerada o elo mais fraco, necessitando de atenção especial durante
os procedimentos laboratoriais.
Três tipos de fratura podem ocorrer no sistema
metalocerâmico: no interior da cerâmica, no interior da camada de óxido e
na interface metal-camada de óxido. O conhecimento do local da falha
fornece informações consideráveis. As falhas que ocorrem no interior da
cerâmica a (coesiva) representam a situação com maior resistência
(CRAIG & POWERS
21
, 2004). Este fato foi observado neste trabalho, pois
quando se obteve os maiores valores da carga máxima de ruptura o
corpo-de-prova se fraturou coesivamente dentro da cerâmica e,
principalmente, dentro do agente intermediário de união.
Com a própria composição da liga, o controle e o
estabelecimento de protocolos confiáveis para se obter uma camada de
óxido ideal não é simples. Possivelmente a adição de metais nesta
interface, como ocorrido na brasagem, pode ter efeito desfavorável à
formação da camada aderente.
Mesmo utilizando materiais de moldagem com alta
precisão e estabilidade dimensional, há situações clínicas em que se
necessita realizar a fundição de infra-estruturas em segmentos. Para
realizar a união destas partes três processos de soldagem podem ser
240
empregados: a laser, infravermelho e convencional ou brasagem. A
escolha desta última para a análise neste trabalho foi devido a sua ampla
utilização nos laboratórios e pela necessidade de se adicionar um metal
juntamente com um fundente para a realização da união.
Pelo simples fato de se realizar esta união, um problema já
é encontrado na infra-estrutura, ou seja, sua menor resistência
(STAFFANOU et al.
73
, 1980; HAWBOLT et al.
36
, 1983; ANUSAVICE et
al.
7
, 1985; KAYLAKIE & BRUKL
45
, 1985; GUSTAVSEN et al.
34
, 1989;
CHENG et al.
19
, 1994; LIMA VERDE & STEIN
52
, 1994; HENRIQUES et
al.
38
, 1997; NaBADALUNG & NICHOLLS
60
, 1998). Nos trabalhos que
avaliaram a resistência desta união, a região de fratura, após ensaio
mecânico, estava sempre localizada no interior da área de soldagem.
Nas Figuras 36 e 37 pode ser observado que a análise em
MEV da região evidenciou um padrão diferente de separação entre o
revestimento estético e o metal. Houve boa interação entre a cerâmica e
os óxidos metálicos, pois a análise visual mostrou a porção interna da
cerâmica totalmente escurecida, e a análise da superfície do metal
revelou uma coloração cinza brilhante, quando observadas em
estereomicroscópio. Esta falha entre a camada de óxido e metal ocorreu
porque os óxidos, quando em grande quantidade, não são totalmente
dissolvidos durante a difusão da cerâmica.
Os resultados quantitativos deste trabalho comprovam que
a região de brasagem pode influenciar negativamente a união com a
cerâmica (Tabela 4). Vale ressaltar que a brasagem foi realizada em
apenas uma das extremidades por dois fatores: pelo pequeno tamanho da
barra metálica, houve a dificuldade em se realizar a brasagem dos dois
lados, e pela observação que, soldando em apenas um dos lados, a
separação ocorria predominantemente neste lado durante o ensaio
mecânico.
A diminuição da força de união provavelmente ocorre,
porque durante a brasagem há a indução de alterações estruturais devido
241
a grande variabilidade na qualidade de união entre o metal base e a
solda, (ANUSAVICE et al.
7
, 1985; GUSTAVSEN et al.
34
, 1989) associada
à grande quantidade de calor fornecida, resultando no aumento dos grãos
e numa possível precipitação de carbono (GUSTAVSEN et al.
34
, 1989;
NaBADALUNG & NICHOLLS
60
, 1998). Com a retirada repentina da fonte
de calor, inicia-se rapidamente o processo de solidificação do material,
envolvendo mudanças na sua microestrutura (MACENTEE et al.
54
, 1981;
SOUZA et al.
72
, 2000).
Nesta região também pode ocorrer grande oxidação,
inclusão de ar e fundente, influenciando nas propriedades físicas
(WALTERS
80
, 1976; TOWNSEND et al.
76
, 1983; ANGELLINI et al.
1
, 1989;
LIMA VERDE & STEIN
52
, 1994). A quantidade de fundente presente pode
sofrer variações durante o procedimento e, com a elevação da
temperatura durante o ciclo de queima da cerâmica, pode ocorrer grande
oxidação do local, fragilizando a união da camada de óxido com a
estrutura metálica. Um ponto que deve ser avaliado é a dureza da solda
(SOUZA et al.
72
, 2000), que, se for maior que a dureza do metal base, o
padrão da superfície após o jateamento não será o mesmo, diminuindo o
efeito da união micromecânica.
O excessivo aumento da temperatura não é um fator difícil
de ocorrer durante a brasagem. A utilização de um maçarico, cuja
temperatura e distância da chama é controlada manualmente pelo técnico
de laboratório, pode ocasionar alterações consideráveis (CATTANEO et
al.
18
, 1992). O sobre-aquecimento causa excessiva oxidação, com íons se
difundindo do metal base para a solda e vice-versa, formando uma área
não homogênea que pode criar pares eletrolíticos que promovem a
descoloração e a corrosão (CHENG et al.
19
, 1994), dificultando a união
com o revestimento estético.
Quando se buscou apoio na literatura de trabalhos que
avaliou a qualidade da união do revestimento estético cerâmico e da
solda apenas dois foram encontrados. Nestas duas pesquisas algumas
242
conclusões dos autores não estão de acordo com este trabalho e com
seus achados.
No primeiro, Galindo et al.
28
(2001) utilizaram corpos-de-
prova semelhantes ao deste trabalho, porém a solda foi realizada em um
orifício na região central. Como os autores utilizaram o ensaio mecânico
de flexão de três pontos, a porcelana obrigatoriamente se soltou numa
das extremidades, motivo pelo qual, possivelmente, não encontraram
diferenças entre os valores numéricos de união.
No segundo, Kang et al.
44
(2003) utilizaram um modelo de
teste em forma de coroa com ensaio mecânico de compressão.
Observaram menores valores de união quando a soldagem estava
presente, concluindo que este procedimento afeta negativamente a
interface. Porém neste trabalho, os autores, após a análise visual e de
EDS do local da solda, encontraram maior quantidade de cerâmica
aderida nesta região. Este achado visual e analítico não condiz com a
conclusão, pois se há maior quantidade de cerâmica houve falha adesiva.
Provavelmente o equivoco, nos dois trabalhos, foi durante a seleção do
modelo de teste, o qual traduz erradamente a falha da cerâmica.
Mesmo sem avaliar o efeito do envelhecimento da
restauração (ciclagem), Kang et al.
44
(2003) relataram que, quando
submetidas ao uso na cavidade oral, a condição de brasagem poderia
piorar o prognóstico. Nesse trabalho esta observação foi comprovada.
Mesmo realizando ciclos térmicos e mecânicos relativamente curtos,
simulando um período médio de 3-5 anos em boca, observou-se que na
presença da brasagem há uma piora da força de união, após a ciclagem
termomecânica (15,89±3,71; 14,64±2,99), representado na Tabela 7.
Resultado semelhante foi observado por Drummond et al.
26
(1984), com
menores forças de união, após armazenar os corpos-de-prova em água
por 12 meses.
Com a adição de um material de soldagem e pela própria
composição química das ligas alternativas, a formação da camada de
243
óxido pode ser excessiva, formando grande quantidade de óxido crômico
na superfície (HAMMAD et al.
35
, 1987). O crescimento do óxido crômico,
pela difusão do íon crômio pela camada de óxido, causa a formação de
um vazio em forma de retículo e poros na interface óxido-metal,
resultando em pobre aderência e eventual separação da camada de óxido
do metal (WU et al.
83
, 1991), além de este óxido reduzir o CET da
cerâmica, resultando em maior estresse na superfície durante a ciclagem
térmica e falhas na união (SCED & McLEAN
70
, 1972; LACY
47
, 1977).
Por este motivo, alguns elementos são adicionados à sua
composição, competindo com o óxido crômico durante a formação da
camada aderente (MCLEAN
56
, 1983; WU et al.
83
, 1991). Outra forma de
controlar a formação excessiva da camada aderente e aumentar a força
de união é por meio do uso de agentes intermediários de união,
normalmente à base de ouro (BARAN
9
, 1985; BOWERS et al.
12
, 1985;
WU et al.
83
, 1991; OKAZAKI et al.
62
, 1998) ou à base de alumínio, índio,
ferro e estanho (LACY
47
, 1977; BULLARD et al.
13
, 1985; BARGHI et al.
10
,
1987; OKAZAKI et al.
62
, 1998).
Como observado nas Figuras 41 e 42 e nas Figuras 43 e
44, o aspecto na camada de óxido é diferente. Com a presença do AIU há
maior interdifusão entre a cerâmica, a camada aderente e o metal. Esta
interdifusão formou uma área com mais glóbulos, maior uniformidade de
contato e sem distinção clara entre as fases, diminuindo a formação de
espaços vazios e, provavelmente, do estresse na interface, melhorando a
compatibilidade entre os dois materiais. Estas características também
foram observadas por Anusavice
5
et al. (1977), Carter et al.
17
(1979); Wu
et al.
83
(1991), Wagner et al.
79
(1993) e Okazaki et al.
62
(1998).
Possivelmente este fenômeno ocorreu neste trabalho, durante a queima
do AIU a 950
o
C, ou seja, em temperatura mais alta que a de transição
vítrea do Wash Opaque, acarretando sua maior interdifusão com a
camada de óxido e o AIU, preenchendo os espaços vazios. Este
fenômeno ocorre, segundo Yamamoto
84
(1985), pela redução do ângulo
244
de contato entre a cerâmica e o metal, aumento da molhabilidade e
diminuição da formação de porosidades, associado com a presença do
AIU que controla e possibilita a formação de uma camada de óxido
considerada ideal.
Durante a realização do ensaio mecânico verificou-se que
os gráficos fornecidos pelo programa TESC eram diferentes entre si. Sem
a presença do AIU, a detecção da queda no gráfico durante a aplicação
da força máxima de ruptura, utilizando-se a mesma porcentagem de
sensibilidade, foi mais clara. Para isto foi necessário alterar o percentual
de detecção da ruptura do programa da máquina de ensaio universal,
passando de 25% para 18%. Este fato revela que a força máxima de
ruptura necessária para separar o revestimento estético do metal, com
AIU, deve ser maior e menos clara de se observar.
O aumento na força de união metal-cerâmica, quando
utilizado um agente intermediário de união, foi observado por alguns
autores (CARTER et al.
17
, 1979; CHONG et al.
20
, 1980; GAVELIS et al.
29
,
1982; BOWERS et al.
12
, 1985; BULLARD et al.
13
, 1985; WAGNER et al.
79
,
1993; OKAZAKI et al.
62
, 1998), porém para outros sua ação foi
considerada insignificante (LEONE & FAIRHURST
51
, 1967; GOELLER et
al.
31
, 1972; WARPEHA & GOODKIND
81
, 1976), mas não prejudicial.
Lavine & Custer
48
(1966) obtiveram resultados aproximadamente 25%
superior na força de união, após a utilização do AIU, valor semelhante ao
encontrado neste trabalho.
O efeito positivo do AIU foi confirmado, neste trabalho,
com maiores valores na força máxima de ruptura, independentemente da
presença ou ausência da brasagem e da ciclagem termomecânica (Figura
29). Isto mostra que a utilização do AIU pode ser útil na previsibilidade de
sucesso da restauração, pois seu efeito positivo supera o efeito negativo
da brasagem e ciclagem termomecânica (Tabela 4), além de contribuir
para estética devido a sua coloração amarelada.
245
Outros procedimentos de uso diário nos laboratórios
podem produzir efeito negativo no valor da força de união. A fundição das
ligas alternativas é um deles. Extremamente sensíveis à técnica, elevadas
temperaturas podem causar sua queima e a formação de carbides na
superfície do metal pela combustão do carbono. Estes elementos não são
passíveis de remoção, mesmo durante os tratamentos superficiais. Sua
presença afetaria a formação de uma camada aderente ideal,
prejudicando a união com a cerâmica. Controlar o calor fornecido durante
a fundição é fundamental, contra-indicando o uso de maçaricos. Para
eliminar este fator, utilizou-se neste trabalho a fundição por indução, com
controle da temperatura durante a fundição propriamente dita.
Como a grande maioria dos laboratórios utiliza o sistema
de maçarico para fundição das ligas, a possibilidade de aquecê-las a
temperaturas além do necessário é grande, alterando sua composição. A
situação se agrava quando as sobras são reutilizadas para a confecção
de novas infra-estruturas metálicas. Neste caso a alteração química da
liga pode ocasionar a formação de uma camada aderente não ideal,
prejudicando a união metal-cerâmica (BUSO et al.
15
, 2005).
Observa-se até aqui que a união entre metal-cerâmica,
seguindo os protocolos dos fabricantes, é afetada por muitos fatores e em
diferentes condições. Pequenas variações nos procedimentos
laboratoriais podem causar um impacto significantemente grande na força
de união, por isso obedecer a detalhes e precisões são essenciais para o
sucesso da restauração (WIGHT et al.
82
, 1977).
Mesmo assim, alterações nestes protocolos são sugeridas
por alguns autores para aumentar o valor da força de união entre os
materiais, como aumento da temperatura de queima da cerâmica opaca
(WIGHT et al.
82
, 1977; DAFTARY & DONOVAN
22
, 1986; HAMMAD et
al.
35
, 1987), alterar a taxa de resfriamento da cerâmica (GUINN et al.
33
,
1982), utilizar diferentes ambientes para a queima da cerâmica (WIGHT et
al.
82
, 1977; WU et al.
83
, 1991; IBRAHIM
41
, 1995), aumentar o número de
246
queimas da cerâmica (BARGHI et al.
10
, 1987; STANNARD et al.
74
, 1990),
modificar o tratamento do metal (LAVINE & CUSTER
48
, 1966; CAPUTO
16
,
1978; GRAHAM et al.
32
, 1999; SCARANELO & MUENCH
69
, 1994; BUSO
et al.
14
, 2004). A definição de novos protocolos para as inúmeras
cerâmica e metais disponíveis no mercado é uma tarefa difícil e requer
mais estudos, pois as combinações de fatores e o número de materiais
envolvidos são inúmeros.
Como todos estes fatores podem alterar a compatibilidade
do coeficiente de expansão térmica dos materiais, que podem ser
favoráveis ou não à união, é mais coerente utilizar protocolos pré-
estabelecidos pelos fabricantes, estabelecidas a custas de pesquisas e
avaliações. Estas devem fornecer menor risco à integridade da união e
não causar confusões durante o trabalho laboratorial realizado pelo
técnico.
Não se pode esquecer que os modelos de testes podem
trazer diferentes resultados apenas alterando pequenos detalhes, como
por exemplo a espessura de cerâmica (DEHOFF et al.
25
, 1982) e a forma
da infra-estrutura (barra metálica e forma de coping).
Relacionar os achados in vitro com situações clínicas,
prevendo o sucesso não é simples. As forças que ocorrem e atuam na
boca são diferentes, com diferentes magnitudes e direções, não podendo
ser controladas. Assim, concorda-se com Özcan
63
(2003), pois o ensaio
de fadiga com força unidirecional, como realizado neste trabalho, pode
trazer informações limitadas, difíceis de se adaptar à vida real.
247
7 CONCLUSÃO
Após análise dos resultados deste trabalho, pode-se
concluir que:
a) a brasagem possui efeito negativo no valor de força de
união metal-cerâmica;
b) com a presença da brasagem, a ciclagem
termomecânica reduz a força de união metal-cerâmica;
c) a utilização do agente intermediário de união aumenta a
força de união metal-cerâmica;
d) o efeito positivo do agente intermediário supera o efeito
negativo sobre a união metal-cerâmica das condições
com brasagem e ciclagem termomecânica;
e) com e sem a brasagem a falha ocorreu coesiva na
cerâmica;
f) a zona de interdifusão com a presença do AIU apresenta
maior superfície de contato, melhorando a força de
união.
248
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260
Apêndice A. Dados de força máxima de ruptura (N) obtida no ensaio de
flexão para diferentes condições experimentais
estabelecidas pelas variáveis em estudo: ciclagem, agente
de união e técnica de brasagem
Tabela 8 – Valores da força máxima de ruptura dos grupos.
Sem solda
Com solda
Sem Au
Com Au
Sem Au
Com Au
Sem
Cicl.
Com
Cicl.
Sem
Cicl.
Com
Cicl.
Sem
Cicl.
Com
Cicl.
Sem
Cicl.
Com
Cicl.
11,56
11,56
18,52
18,82
11,27
12,05
18,62
15,88
10,98
13,43
17,25
20,19
13,13
9,41
20,87
14,90
11,76
14,50
14,99
15,19
13,52
11,66
21,36
17,35
12,35
14,31
20,38
20,09
11,17
13,43
17,74
17,44
13,82
12,84
22,25
17,74
12,35
12,74
13,72
19,11
12,45
14,90
19,11
16,56
11,56
15,19
15,88
19,21
13,13
14,80
15,68
22,34
15,68
10,00
19,99
15,78
12,15
16,07
17,93
19,80
15,09
12,05
19,31
17,05
14,60
16,66
22,93
20,78
13,52
13,13
21,07
15,39
12,45
11,76
22,34
21,07
11,37
12,05
20,58
19,11
G1.1
G1.2
G1.3
G1.4
G2.1
G2.2
G2.3
G2.4
261
Tabela 9 - Dados dispostos para a análise estatística no programa
computacional STATISTICA (versão 5.5, StatSoft, 2000)
(continua).
Dados
Solda
Ouro
Ciclagem
11.56
sem
sem
sem
10.98
sem
sem
sem
11.76
sem
sem
sem
12.35
sem
sem
sem
13.82
sem
sem
sem
12.45
sem
sem
sem
13.13
sem
sem
sem
12.15
sem
sem
sem
14.60
sem
sem
sem
12.45
sem
sem
sem
11.56
sem
sem
com
13.43
sem
sem
com
14.50
sem
sem
com
14.31
sem
sem
com
12.84
sem
sem
com
14.90
sem
sem
com
14.80
sem
sem
com
16.07
sem
sem
com
16.66
sem
sem
com
11.76
sem
sem
com
18.52
sem
com
sem
17.25
sem
com
sem
14.99
sem
com
sem
20.38
sem
com
sem
22.25
sem
com
sem
19.11
sem
com
sem
15.68
sem
com
sem
17.93
sem
com
sem
22.93
sem
com
sem
22.34
sem
com
sem
18.82
sem
com
com
20.19
sem
com
com
15.19
sem
com
com
20.09
sem
com
com
17.74
sem
com
com
16.56
sem
com
com
22.34
sem
com
com
19.80
sem
com
com
20.78
sem
com
com
21.07
sem
com
com
11.27
com
sem
sem
13.13
com
sem
sem
262
Tabela 10 - Dados dispostos para a análise estatística no programa
computacional STATISTICA (versão 5.5, StatSoft, 2000) (conclusão).
Dados
Solda
Ouro
Ciclagem
13.52
com
sem
sem
11.17
com
sem
sem
12.35
com
sem
sem
11.56
com
sem
sem
15.68
com
sem
sem
15.09
com
sem
sem
13.52
com
sem
sem
11.37
com
sem
sem
12.05
com
sem
com
9.41
com
sem
com
11.66
com
sem
com
13.43
com
sem
com
12.74
com
sem
com
15.19
com
sem
com
10.00
com
sem
com
12.05
com
sem
com
13.13
com
sem
com
12.05
com
sem
com
18.62
com
com
sem
20.87
com
com
sem
21.36
com
com
sem
17.74
com
com
sem
13.72
com
com
sem
15.88
com
com
sem
19.99
com
com
sem
19.31
com
com
sem
21.07
com
com
sem
20.58
com
com
sem
15.88
com
com
com
14.90
com
com
com
17.35
com
com
com
17.44
com
com
com
19.11
com
com
com
19.21
com
com
com
15.78
com
com
com
17.05
com
com
com
15.39
com
com
com
19.11
com
com
com
263
BUSO, L. Effect of aging, brazing, and gold coating on mtal ceramic
fracture force. 2005. 155f. Tese (Doutorado em Odontologia
Restauradora, Especialidade em Prótese Dentária) – Faculdade de
Odontologia de São José dos Campos, Universidade Estadual Paulista,
São José dos Campos, 2005.
ABSTRACT
The aim of this work was to evaluate the influence of brazing, metal
conditioner and thermal mechanical cycling in the metal/ceramic bond strength.
Using acrylic patterns, eigthy metal bars (25 mm x 3 mm x 0,5 mm) were cast in
cobalt-cromium and randomly divided into two groups: without (G1) and with
brazing (G2). After casting, the G2 specimens were cut 8,5mm distant from one
of the extremities. The two parts were jointed with acrylic resin at a distance of
0,5mm and then soldered by brazing. The sample of the group G1 and G2 were
divided in four groups. In these, two received direct application of the porcelain
and the other ones two received a coating agent. Two layers of opaque and
dentine were applied. Twenty samples of each group went by the thermal and
mechanical ciclyng. The samples were subjected toa a 3-point flexural test in
mechanical testing machine at a crosshead speed of 1,0 mm/min. Failure type
was quantified by digitizing photographs. Two samples in each group also were
examined with MEV and EDS. Means and standard deviations of the bond
strenght were obtained and the data analyzed in Analysis of Variance (p <0,05).
The bons strength of the fracture was significantly greater in the groups that
coanting agent wasa apllied (p=0,000) and significantly lower in the brazing
groups (p=0,028). it can be concluded that the addition of the brazing has
negative effect and the coating agent has positive effect. The analysis of the
surface showed sinificantly difference in the amount of ceramic remaining on the
fracture surface of the metal, with failure cohesive.
KEYWORS: Metal ceramic; brazing, metal conditioner, cycling, bond
strength.
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