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ELZA MARIA VALADARES DA COSTA
FLEXÂO DA INTERFACE METALO-CERÂMICA COM
DIFERENTES TIPOS DE SOLDA SOB A INFLUÊNCIA DA
CICLAGEM TÉRMICA
Tese apresentada à Faculdade de
Odontologia de São José dos
Campos, Universidade Estadual
Paulista, como parte dos requisitos
para obtenção do título de DOUTOR,
pelo Programa de Pós-Graduação
em Odontologia Restauradora,
Especialidade em Prótese Dentária.
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ELZA MARIA VALADARES DA COSTA
FLEXÃO DA INTERFACE METALO-CERÂMICA COM
DIFERENTES TIPOS DE SOLDA SOB A INFLUÊNCIA DA
CICLAGEM TÉRMICA.
Tese apresentada à Faculdade de Odontologia de São José
dos Campos, Universidade Estadual Paulista, como parte dos
requisitos para obtenção do título de DOUTOR, pelo Programa
de Pós-Graduação em Odontologia Restauradora,
Especialidade em Prótese Dentária.
Orientador Prof. Adjunto. Marco Antônio
Bottino
São José dos Campos
2005
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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.
COSTA, E.M.V. Flexão da interface metalo-cerâmica com diferentes
tipos de solda sob a influência da ciclagem térmica. 2005. 158 f. 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.
DEDICATÓRIA
Aos meus pais Nelson e Edelvira, que com muito amor e
paciência, mostraram com seus exemplos a importância da
honestidade e da perseverança dentro dos caminhos
escolhidos.
À querida irmã, Aparecida, pelo incentivo nos momentos mais
difíceis.
À minha querida irmã Helena e sobrinha Marcella, pela ajuda
em todas as ocasiões.
AGRADECIMENTO ESPECIAL
Ao Prof. Dr. Marco Antônio Bottino, pela orientação
brilhante; pela amizade, pelo incentivo, pela disponibilidade
em todas as ocasiões em que necessitei de seu auxílio, e por
fim pela possibilidade de concretização dos meus sonhos
profissionais.
“Homem de postura e gestos incessantes”,
modelo aos educadores iniciantes,
inquieto, pensante e andarilho,
amou os aprendizes como filhos.”
P e sce, “O au t or do Pal co il u minad o ”
AGRADECIMENTOS
À Faculdade de Odontologia de São José dos Campos –
UNESP e ao curso de Pós-Graduação em Odontologia
Restauradora, Especialidade em Prótese Dentária.
À empresa CNG pela utilização da máquina de soldagem a
laser.
Ao técnico de prótese dentária Luís Kian pelo auxílio na
confecção dos corpos-de-prova e amizade.
Ao colega e amigo Rinaldo Oliveira Silva Junior pela
confecção dos dispositivos utilizados nesta pesquisa.
À empresa Bego pelo fornecimento da liga de níquel-crômio e
da solda utilizadas neste trabalho.
Ao Prof. Ivan Balducci pelo apoio e colaboração na
estatística.
À Ângela de Brito Bellini pela especial atenção à correção
desta tese.
Aos amigos e colegas da turma do curso de doutorado,
Vanessa, Denise, Leonardo, Rander e Edson pela amizade,
pela convivência harmoniosa e sempre cooperativa. Aos
amigos do curso de pós - graduação, Alfredo, Alexandre,
Diego, Felipe, Fabíola, Graziela, Gilberto, Guilherme;
Karina, Renata Faria, Renata Melo e Sílvia.
Ao colega Renato Morales Jóias, pela cooperação e amizade.
Aos professores do departamento de Materiais odontológicos e
Prótese, Fernando Eidi Takahashi e Estevão T. Kimpara
pela amizade e exemplo e também aos demais professores
que fazem parte do programa de pós-graduação,
principalmente, Márcia Carneiro Valera, Maria Amélia Junho
de Araújo, e o coordenador do curso de pós-graduação,
Clóvis Pagani.
Aos funcionários da Seção de Pós-Graduação Rose, Erena,
Cidinha e também à Suzana e Eliana pela cordialidade,
competência e paciência no dia-dia.
Aos funcionários da Biblioteca da Faculdade de Odontologia
de São José dos Campos – UNESP, pela competência e
amizade desses anos.
Ao Prof. Dr. Savério Mandetta, diretor da Faculdade de
Odontologia da Universidade Metodista de São Paulo, pelo
seu apoio, incentivo e compreensão durante este período em
que estive participando do curso de pós-graduação.
A todos os colegas e amigos da Faculdade de Odontologia da
Universidade Metodista de São Paulo, das disciplinas de
Oclusão, Prótese Total e Prótese Removível, Irene, Ângela,
Renato, Paulinho, Ewalt e Rosana pela compreensão e
colaboração durante o período em que minha ausência foi
necessária.
A todos os colegas do curso de Odontologia da Universidade
Paulista (UNIP) que dividem comigo a tarefa do ensino na
área de Prótese Dentária, especialmente aos amigos Valéria,
Hedilso e Pedro.
“A demanda por objetividade científica requer que cada
afirmativa científica deva permanecer provisória para
sempre..”
Carlos Estrela
SUMÁRIO
LISTA DE FIGURAS 10
LISTA DE QUADROS 13
LISTA DE TABELAS 14
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS 15
RESUMO 19
1 INTRODUÇÃO 20
2 REVISÃO DA LITERATURA 28
2.1 Ligas metálicas odontológicas 28
2.2 Soldagem 35
2.3 Interface metal/cerâmica 52
2.4 Testes mecânicos para avaliação metal cerâmica 69
3 PROPOSIÇÃO 78
4 MATERIAL E MÉTODO 79
5 RESULTADO 104
5.1 Ensaio de flexão e termociclagem 104
5.2 MEV e EDX 110
6 DISCUSSÂO 122
7CONCLUSÂO 143
8 REFERÊNCIAS 144
ANEXO 153
APÊNDICE 154
ABSTRACT 160
LISTA DE FIGURAS
FIGURA 1-Configuração do corpo-de-prova 81
FIGURA 2-Tiras em polietileno calcináveis 83
FIGURA 3-Máquina de corte e seus componentes 85
FIGURA 4-Corte dos segmentos 85
FIGURA 5-Esquema de corte dos segmentos (GB e GBT) 86
FIGURA 6-Esquema de corte dos segmentos (GL e GL) 86
FIGURA 7-Dispositivo para a união dos segmentos 87
FIGURA 8-Fixação dos segmentos com resina 89
FIGURA 9-Inclusão em revestimento 90
FIGURA 10-Soldagem 90
FIGURA 11-Máquina de solda a laser 92
FIGURA 12-Dispositivo para soldagem a laser 92
FIGURA 13-Complementação da soldagem a laser 94
FIGURA 14- Dispositivo para jateamento 95
FIGURA 15-Dispositivo para aplicação de cerâmica 96
FIGURA 16-Aplicação da cerâmica 98
FIGURA 17-Máquina para ciclagem térmica 99
FIGURA 18-Máquina de ensaio e teste de flexão 100
FIGURA 19-Gráfico de médias de forças (ciclagem) 107
FIGURA 20-Gráfico de médias de forças (técnica) 108
FIGURA 21-MEV GC 111
FIGURA 22-MEV GC – falha 112
FIGURA 23-MEV GC cerâmica desprendida 113
FIGURA 24-MEV GB metal 114
FIGURA 25-MEV GB metal 114
FIGURA 26-MEV GB metal/óxido/cerâmica 115
FIGURA 27-MEV GL metal 117
FIGURA 28-MEV GL terminal cerâmica 117
FIGURA 29-Gráfico EDX GC região cerâmica 118
FIGURA 30-Gráfico EDX GC interface metal/cerâmica 119
FIGURA 31-Gráfico EDX GC região do metal 120
FIGURA 32-Gráfico EDX GB interface metal/cerâmica 120
FIGURA 33-Gráfico EDX GL interface metal/cerâmica 121
LISTA DE QUADROS
Quadro 1- Composição da liga metálica 79
Quadro 2- Características da liga metálica 79
Quadro 3- Grupos, ciclagem térmica, soldagem 80
Quadro 4- Composição da solda 91
Quadro 5- Características da solda 92
Quadro 6- Valores da temperatura e tempos de queima 153
Quadro 7- Valores das forças – testes de flexão (GC) 154
Quadro 8- Valores das forças – testes de flexão (GCT) 155
Quadro 9- Valores das forças – testes de flexão (GL) 156
Quadro 10- Valores das forças – testes de flexão (GLT) 157
Quadro 11- Valores das forças – testes de flexão (GB) 158
Quadro 12- Valores das forças – testes de flexão (GBT) 159
LISTA DE TABELAS
Tabela 1 Médias de força máxima 100
Tabela 2 ANOVA para dados de força máxima de falha 106
Tabela 3 Resultado da comparação de médias 109
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS
Å = Ampers (corrente elétrica)
AgPd= prata- paládio
Au= Ouro
Be = Berílio
C=carbono
0
C= Grau Celsius
Ce=Cério
CET = Coeficiente de Expansão térmica
CTEM= analytical transmission electron microscopy
Co = Cobalto
CoCr = Cobalto – Crômio
g/cm
3
=grama por centímetro cúbico
GLP = Gás Liquefeito de Petróleo
eV = eletro volt
EDX = Espectroscopia por dispersão de Energia de raios-X
EDS = Espectroscopia por energia dispersiva
0
F= grau Fahrenheit
Fe =Ferro
Hz= hertz (freqüência)
J = Joules
KW = quilowatt
Kgf = quilograma força
Laser= Ligth A mplification by Stimulated Emission of Radiation
MEV = Microscopia Eletrônica de Varredura
mm = milímetro
min = minuto
mm/min = milímetro por minuto
psi = Pound square inch (libra por polegada ao quadrado)
rpm = rotações por minuto
Si= Silício
SiO
2
= óxido de silício
Sn = estanho
SnO
2
= óxido de estanho
Ticp= titânio comercialmente puro
V= vanádio
V= volts (tensão elétrica)
W= watts (potência ou fluxo de energia)
WDX = Espectrometria por Dispersão de Comprimento de
Onda de Raios “X.”
ZAC = Zona Afetada pelo Calor
COSTA, E.M.V. Flexão da interface metalo-cerâmica com
diferentes tipos de solda sob a influência da ciclagem
térmica. 2005.158f.Tese para 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
Este estudo avaliou o efeito da soldagem na união
metalo/cerâmica Sessenta barras metálicas foram fundidas em
NiCr nas dimensões estabelecidas para o teste de flexão,
25mmx3mmmx0,5mm (ISO 9693:1999E) e foram divididas em
6 grupos. Com 10 cada. Uma camada de 1,0mm de cerâmica
foi aplicada sobre as barras, as quais receberam (0,1mm de
opaco e 0,9mm de dentina) na sua área central e inferior. A
área total testada foi de 20 mm com carga central. Os
tratamentos de superfície do metal, a temperatura e tempos de
queima da cerâmica foram os recomendados pelos
fabricantes. Antes do teste, 20 corpos-de-prova formaram o
grupo controle (GC) e 40 foram segmentados: 20 unidos por
brasagem (GB) e 20 soldados a laser (GL). A metade dos
corpos-de-prova foi termociclada (GCT, GBT e GLT). Cada
corpo-de-prova foi submetidos ao teste de flexão de três
pontos com célula de carga de 10Kg e velocidade
1,5±0,5mm/min em uma máquina de ensaios universal,
conectada a um microcomputador que forneceu as cargas
máximas até a falha inicial. Os dados foram submetidos à
análise estatística ANOVA e ao teste de Tukey. Não houve
diferença significante estatisticamente com relação à força
máxima até a falha de união metal/cerâmica para os grupos
GB (10,55±1,37N). e GL (9,87±1,22N). O grupo controle (GC)
apresentou a força mais alta até falha, estatisticamente
significante (14,5±2,11N), em relação aos demais grupos.
Após o teste, um corpo-de-prova de cada um dos grupos, foi
observado por MEV associado ao EDX.
PALAVRAS-CHAVE Ligas metalo-cerâmicas, ligas de níquel,
resistência; soldagem em odontologia.
1 INTRODUÇÃO
O ser humano, naturalmente procura manter sua
integridade física. A perda de um elemento dental rompe o seu
equilíbrio fisiológico e afeta a sua auto-estima de maneira
implacável. Na sociedade atual, a harmonia estética está entre
os requisitos para o sucesso pessoal, a recolocação do
elemento dental perdido feita através de uma prótese tem
impulsionado o aperfeiçoamento de técnicas protéticas que
tornem este elemento artificial o mais natural possível. O
paciente procura além da estética, a segurança da
longevidade e aspira por uma solução definitiva para seu
problema.
Na história da odontologia, a prótese dentária tem
origem na antiguidade. Tanto Etruscos como Fenícios já
executavam próteses rudimentares por volta de 600 a 400 a C.
Porém foi em 1788, Nicolas Rubois De Chémant teve a idéia
de confeccionar uma prótese com material inalterável, como a
porcelana mas encontrou grandes dificuldades principalmente
durante o seu cozimento devido à alta taxa de contração deste
material. (ROSENTHAL
49
, 2001)
As próteses metalo-cerâmicas representam cerca de
70% de todas as restaurações fixas instaladas (ANUSAVISE
1
,
2005). O sucesso deste tipo de prótese se deve ao fato de que
as mesmas combinem as propriedades de durabilidade,
adaptação marginal (MORENA
41
,1986; MCLEAN
38
, 1983) e a
resistência do metal fundido com a estética da cerâmica
(MCLEAN & MOFFA
37
, 1974).
A cerâmica se destaca como o material protético que
melhor satisfaz o requisito estético pela facilidade em copiar
as várias cores do dente natural. Além, disso, ela não absorve
água ou conduz calor, é compatível com os tecidos orais,
apresenta grande resistência à compressão porque a pouca
resistência à tensão e ao impacto limita sua utilização na
clínica. (YAMAMOTO
66
, 1985).
A prótese fixa metalo-cerâmica é a mais eficaz para
reforçar a porcelana e no século 20 passou a ser bastante
utilizada ancorada em implantes osseointegrados que são
substitutos da raiz natural.
O sistema metalo-cerâmico pretende produzir uma
restauração em que as propriedades físicas da porcelana e
metal sejam utilizadas para reforço mútuo (SHOHER
53
, 1988),
porém muitos problemas estão associados com a retenção da
porcelana á estrutura metálica se e quando a porcelana se
solta, o resultado inevitável é a exposição do metal e assim
perde-se o requisito estético.
Assim as propriedades físicas e de desenho da
subesstrutura devem ser tais que resistam às falhas da
restauração, resultantes da tensão, cisalhamento ou pressão
do material de cobertura. Para Riley
47
(1977). Além disso a
subestrutura deve possibilitar assentamento e interferir o
menos possível com a estética e os únicos materiais que
possuem as propriedades necessárias para serem utilizados
como subestrutura são as ligas metálicas.
As junções de materiais de natureza diferente como a
cerâmica e o metal apresentam muitas barreiras técnicas e
segundo Graig
23
(1993), a cerâmica deve se aderir à liga sem
deformar o coping metálico, e, no resfriamento, estes
materiais devem contrair de forma a manter a união metal
cerâmica.
O mecanismo de união entre o metal e a cerâmica é
essencial para o sucesso que envolve a longevidade deste
tipo de trabalho. Ocasionalmente, podem ocorrer falhas na
interface metal/cerâmica ou fratura da porcelana que podem
ser atribuídas à incorreta utilização dos materiais envolvidos.
A adesão da cerâmica a ligas odontológicas é
conseguida durante a queima da porcelana, no processo de
sinterização (VICKERY & BADINELLI
60
1968). A adesão ocorre
através de embricamento mecânico, força de Van der Waals, e
adesão química (KNAP & RYGE
31
, 1966). Estes mecanismos
requerem molhamento da superfície do metal com a porcelana
durante a sinterização e para facilitar este processo uma
queima inicial do opaco a 20
0
C acima da temperatura é
recomendada pelos fabricantes e pode ser uma alternativa
(MCLEAN
38
, 1983).
A união química entre a cerâmica e metal, é conseguida
através da camada de óxido. O embricamento mecânico entre
a porcelana e o metal descrito por Mclean
38
(1983) aumenta a
resistência adesiva. Mackert
et al
36
(1984), estudando a
aderência de óxidos nas superfícies de ligas não nobres,
afirmaram que o embricamento mecânico também pode afetar
a adesão meta/cerâmica.
Segundo Graig
23
(1993), as falhas de adesão entre
cerâmica e metal podem ocorrer em seis diferentes locais: a)
entre metal e cerâmica; b) entre óxido metálico e a cerâmica;
c) coesiva na cerâmica; d) entre metal e óxido metálico; e) no
óxido metálico e f) coesiva no metal.
Para Anusavice
1
(2005) embora exista um número
infinito de trajetórias de fraturas passíveis de ocorrer, três são
de particular importância no diagnóstico da causa da fratura:
(1) ao longo da região interfacial entre a porcelana opaca e a
zona de interação entre a porcelana opaca e substrato
metálico; (2) dentro da zona de interação (centro); e (3) ao
longo da região da interface entre o metal e a zona de
interação. Este autor se refere à zona de interação como
sendo a camada de óxido metálico.
Devido ao fato da porcelana do sistema metalo/cerâmico
ser muito frágil, pode se dizer que a maioria da carga se
origina pela estrutura metálica. A resistência dessa estrutura é
aumentada pela seleção de uma liga mais forte ou pelo
aumento da quantidade de desgaste de estrutura dental para
criar espaço disponível para o metal. Em prótese de longa
extensão, pode-se prever
∗
carga aplicada extra na região de
união com o pôntico.
Com ligas de metais não-nobres e nobres, a oxidação da
superfície é um pré-requisito para aderência. Contudo há
alguma controvérsia sobre a variedade de níquel e crômio e os
efeitos adversos do óxido de crômio ou óxido de níquel
quando estes estão envolvidos na interface da porcelana
durante sua queima (MCLEAN & MOFFA
37
, 1974).
As ligas à base de crômio se tornaram populares quando
os preços do ouro se elevaram nos anos 70. O fato de
continuarem a dominar o mercado de porcelanas fundidas às
ligas foi devido à adaptação tecnológica e às vantagens
destas ligas tais como o módulo de elasticidade mais alto do
que as ligas nobres, portanto menos flexão em prótese de
longa extensão, possibilidade de fundições com menor
espessura e baixo custo (BARAN
7
,1988). Muitas questões
permanecem a respeito da segurança biológica destas ligas
em termos de compatibilidade, porém a maioria dos pacientes
tratados com próteses metalocerâmicas com ligas alternativas
aparentemente toleram muito bem este tipo de restauração.
Lamster et al
32
, 1987 relataram dois casos, em que os
pacientes apresentaram perda óssea associada com uma
reação de hipersensibilidade ao níquel.
Em nosso país, a despeito do problema de toxicidade da
liga de NiCr, atualmente essa ainda é uma das mais utilizadas
para próteses metalo-cerâmicas pelos técnicos de prótese
dentária. Este dado pode ser confirmado através de recente
pesquisa (abril/2004) feita em cinqüenta laboratórios
comerciais dentro do estado de São Paulo, Brasil. Os autores
concluíram que 86% dos laboratórios comerciais de prótese
dentária desta região, executavam suas próteses
metalo/cerâmicas utilizando a liga de NiCr para fundição das
infra-estruturas (COSTA et al
*
, 2005)
No que se refere ao potencial carcinogênico das ligas
odontológicas, as maiores evidências sobre esta mutação
genética promovida pelos elementos metálicos têm vindo dos
locais industriais aonde um grande número de trabalhadores
vem sendo expostos aos componentes metálicos durante anos
e há um aumento notado de neoplasias. Para Wataha
62
(2000),
os riscos são mais significativos na manipulação de tais ligas,
pela aspiração de certos componentes pois as partículas
liberadas, durante o acabamento e polimento, podem penetrar
no organismo do técnico, indiretamente pelos pulmões e
afetarem a sua saúde.
O autor indica que se observe a origem da fabricação
destes materiais e não recomenda a utilização de ligas
fabricadas por empresas, que não tenham a capacidade de
identificar a composição atômica das mesmas, responsável
por seu potencial carcinogênico. Uma liga que tenha micro
estrutura de fase única minimizará os riscos biológicos em
virtude da liberação dos elementos serem menores. Para
Sjogren et al
51
, 2000 os efeitos citotóxicos das ligas de níquel
crômio são afetados pelo pré-tratamento e pela composição
das mesmas.
Não é possível conhecer completamente os efeitos
biológicos das ligas utilizadas nas próteses dentárias, testes
devem incluir corrosão para liberação de elementos químicos
e se possível testes de compatibilidade biológica para
determinar se os elementos liberados são relevantes.
Os problemas mais comuns encontrados em tratamentos
com prótese parcial fixa envolvem forças excessivas,
esquemas oclusais inadequados, estruturas que não estão
assentadas passivamente, ou próteses com pouca retenção. A
dificuldade em se obter a adaptação em peças protéticas,
principalmente nas mais extensas, como os monoblocos
fundidos, é responsável pela grande maioria dos insucessos.
O emprego da soldagem entre os elementos pilares, durante a
fase de confecção da subestrutura metálica, ou até mesmo
após a aplicação de cerâmica tem sido um artifício utilizado
por grande parte dos profissionais na solução de problemas de
adaptação. A técnica de soldagem apresenta a vantagem de
trabalhar com segmentos da prótese, a qual permite, além da
melhor adaptação, uma distribuição uniforme de forças que
minimiza traumas aos dentes suportes.
Schiffleger et al
50
(1985) observaram que a distorção em
prótese fixa aumentava com o número de elementos. E que
uma prótese fixa com mais de três elementos é mais precisa
quando conectada através de um processo de soldagem do
que quando fundida em monobloco. Também Hulling & Clark
28
(1977) compararam a distorção de próteses fixas de três
unidades unidas por solda a laser, solda convencional e
fundidas em monobloco e encontraram que a fundição em
monobloco e a solda laser eram mais precisas do que a
brasagem.
A utilização da energia Laser, para união de ligas
metálicas fundidas foi, inicialmente, descrita por Gordon &
Smith
24
(1970). Eles sugeriram que a técnica de solda a laser
consumia menos tempo e produzia uniões mais precisas e
fortes para as próteses parciais fixas e removíveis e que
soldagem a laser de próteses parciais fixas metalo-cerâmicas
era um procedimento prático de laboratório.
No Brasil, a técnica de soldagem a laser foi introduzida
por Dinato et al.
19
(1997). Vários estudos têm demonstrado o
uso da solda a laser em odontologia e mostram resultados
promissores.
Como pudemos constatar a liga metálica à base de NiCr
continua sendo muito utilizada em próteses metalo-cerâmicas
e três pontos devem ser considerados: a fundição, a soldagem
dos elementos desta liga que compõem a estrutura metálica e
sua união à cerâmica de cobertura.
Nas próteses fixas metalo-cerâmicas, a aplicação da
cerâmica sobre a região onde o metal foi unido é inevitável.
Para Yamamoto
66
(1985), um dos fatores que afetam a
resistência da união metal à cerâmica é a soldagem seja ela
brasagem ou a laser. Este procedimento afeta de algum modo
à resistência da interface metal/cerâmica. Sabendo que a
brasagem é feita pela interposição de um outro metal (solda) e
que a técnica a laser implica na fusão focal do mesmo metal,
gerando uma mudança estrutural, permanece a dúvida se o
metal na união (brasagem ou soldagem a laser) dito diferente
se une à cerâmica da mesma forma que o metal base.
2 REVISÃO DA LITERATURA
Com o intuito de tornar a apresentação da literatura mais
compreensível e considerando que o assunto estudado
(metalo-cerâmica) é complexo e abrange diversos aspectos
específicos, esta revisão foi dividida em itens que ora
passamos a descrever.
2.1 Ligas metálicas odontológicas à base de Níquel e Crômio
As propriedades físicas de duas ligas não preciosas à base
de níquel e crômio, Jel-Span (Jelenko, Estados Unidos) e
Ultratek (American Precision Metal, Estados Unidos) foram
determinadas por Moffa et al.
40
(1973) que usaram como
controle as ligas áuricas Ceramco “O” (Jelenko, Estados
Unidos). A resistência à tração máxima foi medida em uma
máquina de ensaios universal (Instron) com velocidade de
0,2cm/min. O alongamento foi determinado sobre um medidor
de comprimento (1,0cm) e a dureza Vickers determinada em
uma máquina de teste Kentron (carga de 1,0 Kg) no metal
fundido e após a simulação de quatro seqüências de queima
de cerâmica. A resistência à deformação permanente das
ligas, quando submetidas a elevadas temperaturas durante
quatro queimas da porcelana foi observada através do teste
de flexão e essa deformação foi anotada, por um medidor com
precisão de ± 0,0001 polegada.
Já a união metal/cerâmica foi estudada por meio do teste
de cisalhamento (máquina de ensaio universal regulada com
velocidade de 0,05cm/min) e a carga máxima até que a falha
de união ocorresse, foi anotada. A resistência da união
metal/cerâmica foi obtida pela divisão dos valores de carga
máxima de tensão obtida pela área da superfície de porcelana
testada. Os valores para dureza, rigidez, resistência à
deformação permanente e resistência de união metal/cerâmica
das ligas não preciosas foram significantemente maiores do
que aquelas das ligas áuricas. As ligas não preciosas
diferiram entre si, Jel-Span (níquel, crômio, cobalto e paládio)
apresentaram valores de resistência máxima e dureza
maiorenquanto Ultratek (níquel e crômio) apresentaram
maiores módulos de elasticidade, maior resistência à tração e
porcentagem de alongamento. Os autores consideraram que
as propriedades físicas das ligas não preciosas, Jel-Span e
Ultratek, representaram um avanço para o sucesso clínico das
restaurações metalo-cerâmicas.
Tendo em vista as excelentes propriedades físicas das
ligas de metais não nobres, o custo dos metais preciosos, e a
revelação de que algumas destas ligas continham Berílio (0,84
a 1,89%) os mesmos autores (Moffa et al.
40
,1973) resolveram,
executar um estudo em cooperação com o Instituto Nacional
para a Segurança Ocupacional e Saúde (NIOSH) com o
objetivo de acessar a segurança industrial para a exposição
dos técnicos de laboratórios dentários a ligas com berílio (Be).
E também analisaram a compatibilidade biológica de certas
ligas não nobres através de implantes em coelhos. A
compatibilidade biológica de várias ligas não nobres foi
comparada ao grupo controle (liga nobre, Ceramco “O”,
Jelenko, Estados Unidos). Uma avaliação da resposta
histológica foi feita em 4,15 e 28 dias. Todas as ligas estavam
associadas à reação inflamatória de médio porte que se
apresentaram menos severas quando associadas aos cimentos
de óxido de zinco com eugenol e de silicato. Além disto, não
houve diferença significativa estatisticamente quanto às
reações para o grupo controle, entre as ligas tipo IV não
nobres com berílio (Dentillium) e duas ligas com berílio
indicadas para metalo-cerâmica (Jel-Span e Ultratek).
Concluíram que a presença de berílio em certas ligas dentais
necessitava uma manipulação e ventilação seguras durante o
desgaste e polimento de tais ligas, para minimizar a
possibilidade de toxicidade do berílio. Este estudo demonstrou
que quando a ventilação adequada era empregada, as ligas
com conteúdo de berílio podiam ser utilizadas com segurança.
Baran
7
(1983) fez uma revisão a respeito da composição e
microestrutura, das propriedades mecânicas e químicas, da
manipulação e utilização de dois tipos principais de ligas
metálicas básicas (sistemas NiCr e CoCr) e confirmou que o
diagrama de fase binária para o sistema NiCr mostra
solubilidade sólida extensa de crômio em níquel, como
resultado, as ligas binárias não são endurecidas por
precipitação. E que parte do crômio, aproximadamente 37% do
seu peso, permanece dissolvida em temperatura ambiente na
matriz chamada gama. Observou que esse elemento fornece
resistência à corrosão e algum efeito de endurecimento,
enquanto outros aditivos são usados com o objetivo de
conseguir maior endurecimento ou formação de precipitados.
Afirmou ainda, que a presença destes aditivos na liga,
influencia a fusibilidade, as propriedades mecânicas e o
processo de formação de óxido. Os elementos comumente
presentes na liga atingem uma proporção de 0,1 a 14% e
incluem carbono, boro, alumínio, nióbio, molibdênio,
tungstênio, ferro, manganês, gálio, estanho, titânio, cobalto,
silício, cobre e berílio. A presença de certos componentes nas
ligas pode interferir em suas características de manipulação,
por exemplo, ligas de NiCr com berílio (Be) têm alta fluidez e
baixa temperatura de fusão que são características desejáveis
pois reduzem as reações entre liga e revestimento facilitando
a remoção do molde, a limpeza e o acabamento da fundição.
Além disso, uma temperatura mais baixa de fusão levaria a
uma menor contração da fundição durante o resfriamento. Os
elementos alumínio, tungstênio e molibdênio contribuem para
a resistência. Adições de carbono, boro, silício e alumínio
estimulam a precipitação de carbetos complexos tais como
MC, M
6
C e M
23
C
6,
(onde M é um elemento metálico); silicatos
de níquel e fase gama composta por Ni
3
Al.
6- 8
O boro em grãos
ou em forma de dendritos periféricos reduz marcadamente a
solubilidade do carbono deste modo estabiliza a formação de
carbetos. O silício e o boro são usados como desoxidantes e
ativadores da fluidez para facilitarem a fusibilidade da liga.
Juntamente com gálio e berílio, o boro também é efetivo para
diminuir o ponto de fusão da liga. Elementos raros como
estanho e gálio controlam a oxidação das ligas durante o
processo de queima da porcelana. Este autor encontrou nas
ligas Wiron S (Bego, Alemanha): 69% Ni, 17% Cr, 5% Mo,
0,37% Fe, 0,42% Co, 0,04% C, 3% Mn e na Wiron 77 (Bego,
Alemanha): 68% Ni, 20% Cr, 6,0% Mo, 1,5% Nb, 4% Si, 0,04%
C.
Com relação à microestrutura das ligas de NiCr, este
trabalho comenta que esta é definida durante a solidificação
das ligas e permanece relativamente imune aos tratamentos
térmicos durante o processamento laboratorial. Entretanto, as
ligas devem amolecer após a aplicação da porcelana, embora
as razões porque isso ocorre não são claras. As ligas de NiCr
sofrem menor deformação em altas temperaturas quando
associados à porcelana do que as ligas metálicas nobres.
Ressalta ainda o autor que no resfriamento e solidificação, as
ligas de NiCr possuem uma morfologia dendrítica e por esta
razão seria errado comparar o tamanho do grão destas ligas
com o das ligas nobres. A respeito da manipulação, o autor
previne que as ligas metálicas devem ser manipuladas
adequadamente para manter as suas propriedades físicas e
químicas. Destaca entre as vantagens da fundição por
indução, o monitoramento da temperatura realizado em
compartimento calibrado e observa que o uso de um maçarico
de oxigênio para fundição deve levar problemas adicionais
como o fato de que o carbono advindo da chama poderia
combinar com a liga e alterar as suas propriedades.
Yamamoto
66
(1985) afirmou que a liga a ser utilizada em
prótese metalo-cerâmica deveria ser selecionada a partir da
resistência oferecida pelo metal, quanto mais forte o metal
usado, sua estrutura poderia ser mais fina e menor o seu
volume para que uma aceitável resistência fosse oferecida
pelo sistema. Sob o ponto de vista das propriedades
mecânicas, particularmente o coeficiente elástico das ligas
deveria ser entendido, já que o estresse sofrido por um
determinado material encontra-se dentro do seu limite
elástico. A constante específica para esta relação de
proporção é chamada de coeficiente elástico longitudinal ou
Módulo de Young de elasticidade. O autor esclareceu que a
deformação elástica é inversamente proporcional ao Módulo
de Young. E em geral, os metais não nobres têm o seu Módulo
de Young aproximadamente duas vezes maior do que os
metais nobres.
Olivieri
42
(2000) avaliou o desempenho metalúrgico e
mecânico de três ligas odontológicas a base de NiCr (Wiron
99, Bego, Alemanha), de CoCr (Wironit, Bego, Alemanha) e de
AgPd (Palliag M, Degussa, Alemanha) quando submetidas a
diferentes temperaturas. Para tanto, foram obtidos 20 corpos-
de-prova pela técnica de fundição em duas temperaturas
diferentes, recomendada pelo fabricante e acima da
recomendada pelo fabricante. Os resultados não evidenciaram
diferenças estatisticamente significantes para as respectivas
ligas estudadas utilizando os parâmetros de análises químicas
[Espectrometria de Emissão por Plasma Induzido em argônio
(ICP – AES)] e ensaios mecânicos (tração e dureza Vickers).
A autora fez a análise química, nas três condições estudadas
para a liga de NiCr: CR= como recebido; T1= temperatura
recomendada pelo fabricante (1420ºC) e T2= temperatura
acima da recomendada (1520ºC) e observou que na condição
como recebida, a mesma estava coerente com a composição
fornecida pelo fabricante. Descreveu ainda, que na liga de
NiCr, os elementos Ni, Cr, Mo, C, Nb, e Fe permaneceram
praticamente constantes nas três condições estudadas. Para
os elementos Si e Ce, houve uma redução significativa nas
suas composições nas condições T1 e T2 , quando
comparadas a CR. Aventou a hipótese de que a redução dos
elementos Si e Ce, na respectiva liga, poderia ser devido a
uma ineficiente proteção da atmosfera de argônio durante a
fundição, pois esses elementos são os mais reativos com o
oxigênio a alta temperatura.
Pela análise metalográfica, a autora acima mencionada
verificou para liga de NiCr na condição CR, uma
microestrutura bruta de fusão dendrítica e presença de
porosidades oriundas do processo de solidificação do lingote
durante a sua fabricação. Na condição T1, a microestrutura
mostrou-se de aspecto dendrítico bruto de fusão menos
refinado que em CR com presença de porosidades e
precipitados maiores. Na condição T2, observou uma
microestrutura dendrítica bruta de fusão menos refinada do
que nas outras condições e ainda maior quantidade de
precipitados.
Costa et al
**
(2005) fizeram uma revisão a respeito da
toxicidade de ligas alternativas e estudaram a utilização de
ligas indicadas para copings de próteses metalo-cerâmicas
com o objetivo de verificar qual a liga mais utilizada pelos
laboratórios comerciais de prótese dentária no Estado de São
Paulo (Brasil) para trabalhos metalo-cerâmicos. A pesquisa foi
realizada por um único entrevistador em cinqüenta
laboratórios e todos os contatos foram feitos no mês de abril
de 2004. A questão colocada para o técnico era a seguinte:
“Qual a liga mais utilizada em seu laboratório para a
confecção de coping para coroa metalo-cerâmica?” 86% dos
laboratórios responderam que utilizavam ligas à base de
níquel-crômio, 8% utilizavam cobalto crômio, 2% ouro-
cerâmico, 2% paládio-prata e 2% titânio. Os autores
concluíram que as ligas metálicas mais utilizadas até o
momento da pesquisa, nos trabalhos metalo-cerâmicos dos
laboratórios de prótese, da região pesquisada foram ligas à
base de níquel-crômio. Observaram ainda que a seleção da
liga depende, muito mais da experiência individual, da
habilidade do técnico e custo do que dos conhecimentos em
relação à sua indicação, composição e toxicidade.
*
Ibid., p.24
2.2 Soldagem
Os fatores que podem influenciar diretamente a precisão
do assentamento de uma prótese fixa múltipla estão na
técnica de construção de sua estrutura metálica. Temos duas
possibilidades técnicas, fundição em monobloco ou fundição
em vários segmentos e posterior soldagem. Apesar dos
segmentos estarem assentados com precisão, podemos ainda
observar falhas devido à contração durante o procedimento de
soldagem.
Steinman
55
(1954) estudou a contração produzida pela
soldagem com ligas áuricas, variando as formas de uniões e
as condições de soldagem. Concluiu que quanto menor a
quantidade de solda menor distorção produzia. Para
determinar a extensão da contração desta área, um dispositivo
foi preparado para medir com precisão, alguma alteração
durante a operação brasagem. Portanto, todas as medidas
foram tomadas a partir de um ponto de referência com um
comparador. As barras fundidas em ouro (5mm de largura,
2mm de espessura e 15 mm de comprimento) foram
substituídas por fios em alguns dos testes. A soldagem foi
executada pela técnica do maçarico (ar/gás). Todas as uniões
foram aquecidas rapidamente após o revestimento estar seco,
e a soldagem foi completada o mais rapidamente possível. No
grupo de soldagem, sem inclusão em revestimento, os fios
foram aquecidos até o rubro e a solda preencheu a união por
ação capilar. Todos os deslocamentos que ocorreram devido à
soldagem, reaquecimento e resfriamento foram medidos entre
o fio e o ponto de referência previamente estabelecido com um
microscópio. O autor obteve como resultado que quanto mais
curto o comprimento da união menor a distorção; a forma “E”
mostrou menos distorção e melhor assentamento; a inclusão
em revestimento foi a melhor técnica para reduzir a distorção
desde que o resfriamento ocorresse naturalmente, após ser
completada a operação de soldagem. A imersão em água da
amostra incluída causou maior distorção do que até mesmo a
técnica sem inclusão em revestimento. As mudanças que
ocorreram com o reaquecimento das uniões soldadas incluídas
ou não em revestimento causaram distorções não uniformes e
não previsíveis em todos os casos. O autor concluiu: que
quanto menor quantidade de solda usada menor distorção; que
o resfriamento natural da união soldada produziu menos
distorção do que em água; que o reaquecimento e
resfriamento produziram significantes mudanças e finalizou
observando que quanto melhor assentamento das partes que
foram soldadas, menor foi distorção produzida.
Vieira
61
(1967) definiu a soldagem como um processo pelo
qual, duas peças metálicas podem ser unidas intimamente,
quando em contato íntimo e sob aquecimento a temperaturas
pré-determinadas. E que esta união pode ocorrer à custa do
próprio metal ou de um metal intermediário fundido
denominado solda com uma temperatura de fusão inferior ao
metal a ser soldado. À respeito da nomenclatura, o autor
considerou que soldagem comum é aquela que emprega
soldas de baixa temperatura de fusão (até 400
0
C) já, a
soldagem realizada com solda forte ou brasagem (brazing)
emprega soldas de temperatura de fusão elevada (até 900
0
C)
sendo que isto resulta em propriedades mecânicas elevadas.
Observou ainda este autor, que as soldas fortes são no geral à
base de prata, de cobre, de níquel ou ouro e são utilizadas
para unir componentes de prótese fixas. Quanto à metalurgia
da solda, afirmou que a solda consiste sempre de uma solução
de continuidade nas estruturas soldadas com uma diferença
de composição química. Mesmo quando a soldagem é direta
sem intermediário (autógena), há oxidação ou absorção de
elementos, e uma estrutura metalográfica diversa, com
impurezas na união. Outro aspecto relatado é o fato de que
durante o resfriamento da peça após a soldagem, tensões são
induzidas no ponto de união, do que resultam distorções. A
respeito do aparecimento de porosidades esclarece que esse
fenômeno detectável na união soldada, ocorre principalmente
devido à presença de óxido, o que enfraquece a peça.
Gordon & Smith
24
(1970), afirmaram que a técnica de
soldagem que utiliza o raio laser, apresenta algumas
vantagens tais como: rapidez, economia e uma união precisa
de metais, Estes autores contribuíram com uma análise
histórica dessa evolução de técnicas para soldagem. Estes
mesmos autores se referiram aos trabalhos iniciais (1967),
com soldagem a laser e ligas nobres e observaram uma
relação crítica entre a quantidade de energia e a área do
ponto de soldagem. Com intuito de esclarecer tal relação,
confeccionaram próteses parciais fixas, soldadas a laser para
19 pacientes. As soldagens foram feitas diretamente sobre o
modelo de gesso. Os autores destacaram a necessidade da
sobreposição de pontos de soldagens com o laser para que o
metal fosse seguramente unido em toda a sua extensão. Em
uma avaliação clínica, a soldagem a laser no modelo padrão,
produziu uma menor distorção do que aquela resultante do
método de brasagem.
Smith et al.
52
(1972) utilizaram um aparelho de soldagem
a laser com cristal sólido Nd-YAG, para promover a união
entre corpos-de-prova de quatro diferentes ligas metálicas. As
propriedades mecânicas da união soldada foram
determinadas. Este estudo indicou a viabilidade da soldagem
a laser de ligas odontológicas fundidas, através de testes de
tração, dureza e análise micro estrutural de quatro ligas
metálicas. Segundo os autores, a alta taxa de solidificação e
fusão não alterou, significativamente as propriedades das
ligas soldadas e os valores de dureza das uniões soldadas a
laser, foram semelhantes aos das ligas fundidas em
monobloco. Observaram que as uniões soldadas a laser (ligas
de ouro) apresentaram um aspecto mais uniforme do que as
soldadas por brasagem. Acrescentaram também, que a
microestrutura da união soldada a laser apresentou uma forma
diferente da estrutura apenas fundida, devido à velocidade
grande de fusão e solidificação desse processo de união. Os
autores concluíram que a soldagem a laser é rápida e
conveniente.
Soldagem é definida com um fluxo de metal em um outro
metal para produzir uma união, onde o material solda tem o
ponto de fusão mais baixo do que o metal a ser soldado. O
sucesso mecânico da soldagem de várias unidades dentro da
prótese fixa depende das resistências destas uniões soldadas
Os requisitos essenciais para se obter esse sucesso são
limpeza, aquecimento controlado, fluxo próprio, seleção da
solda apropriada e um espaço de soldagem de 0,25mm
(KORNFELD
30
, 1974) .
Preston & Reisbick
45
(1975) estudaram a fusão a laser
de ligas metálicas dentais nobres e básicas, utilizando uma
unidade de neodímio. Foram executadas oitenta uniões,
variando os níveis de energia (2,5; 3,0; 3,5; e 4,0J), os metais
e a duração do pulso . Dois pontos de diâmetros diferentes
(0,015 e 0,030 polegadas) foram utilizados.e as amostras
foram posicionadas em um dispositivo de alinhamento para
assegurar a orientação das superfícies a serem fundidas
Foram feitas dez repetições para cada união a laser em um
dado nível de energia e duração de pulso, totalizando oitenta
uniões. Níveis de energia maiores do que 4.0 J produziram
volatilização e poros no metal devido ao reflexo da lente
protetora, que era uma limitação na unidade laser. Também
séries de 10 pares de ligas metálicas foram unidas (3,5J e
4ms) e sujeitas à ciclagem térmica sendo comparadas com as
uniões a laser com mesma energia e pulso sem ciclagem
térmica. Neste estudo, uma parte das amostras das ligas
metálicas foi incluída e soldada por brasagem com maçarico
(oxigênio/gás) para representar os procedimentos de rotina
seguidos nos trabalhos metalo-cerâmicos. Após a união todas
as amostras foram submetidas ao teste de tração (velocidade
de 0,05pol/min) até a ruptura. A resistência à tração aumentou
com o aumento de energia para ambos os grupos (4 e 6ms)
com tendência para diminuição do desvio padrão. As
micrografias eletrônicas confirmaram que a penetração foi
incompleta com baixa energia e altos níveis de energia
mostraram uma penetração completa associada a uma
superfície nítida e uniforme (aumento de quarenta vezes).
Glóbulos foram também encontrados ao redor das uniões a
laser de metais diferentes e dentro dos poros das uniões
soldadas por brasagem (aumento de 77 vezes). Os métodos
de brasagem foram comparados aos de uniões a laser
consideradas ótimas e não houve diferença significativa
estatisticamente entre soldagens com maçarico (gás/oxigênio)
e uniões a laser. Os autores concluíram que a união a laser
das ligas metálicas básicas estudadas foi resistente e podem
ser consideradas superiores à brasagem, desde que a técnica
não tenha efeito deletério sobre a resistência do metal.
Segundo os autores, altos valores de energia dos que os
previamente reportados neste trabalho, são necessários para
todos os metais. Finalizaram com a consideração de que
métodos de soldagem convencional para metais nobres
parecem ser iguais ou até superiores às uniões a laser.
Huling & Clark
28
(1977) avaliaram a distorção horizontal
e vertical em 15 próteses fixas (três elementos),
confeccionadas a partir de um modelo padrão de cobalto
crômio, pela técnica de fundição em monobloco e união por
solda a laser e por brasagem. O primeiro pré-molar e o
primeiro molar foram preparados para pilares de prótese fixa,
em um modelo padrão de cobalto crômio (arco superior).
Quinze modelos foram obtidos com hidrocolóide reversível. Os
padrões em cera de três unidades foram incluídos e fundidos
(liga nobre) da mesma maneira como se fossem próteses
individuais. As medidas de distorção após união foram feitas
para cada uma das superfícies, mesio e disto vestibular e
mesio e disto lingual de molares e pré-molares. Todas as
técnicas produziram distorção em algum grau, porém a solda a
laser e a técnica de monobloco produziram menos distorção
do que a brasagem. Concluíram que a soldagem a laser e a
fundição em monobloco foram significantemente superiores à
brasagem em termos de distorção.
Willis & Nicholls
63
(1980) avaliaram a distorção de
soldagem afetada pela distância em quarenta coroas unitárias
unidas por vinte soldas. Os espaços de soldagem foram 0.015,
0.30, e 0.45mm. As coroas e as áreas que foram soldadas
eram padronizadas e assentavam sobre dois troqueis
preparados de alumínio (de 15
0
). Um dispositivo para manter a
precisão do espaço de soldagem foi também confeccionado.
As coroas foram fundidas pelo método da cera perdida, com
liga de ouro tipo III. Para a união das coroas, o índice foi feito
com resina de rápida polimerização e o processo de soldagem
foi seguido de maneira convencional (inclusão em
revestimento e soldagem com maçarico). Os valores de
distorção foram obtidos para os eixos de coordenadas x, y e z.
Os autores concluíram que o uso de mínima distância (0,015
mm) sem contato é desejável e que a distorção linear
identificada na fase de soldagem ocorre pela contração da
solda.
Staffanou et al.
54
(1980) determinaram a resistência
máxima à tração de ligas metálicas básicas e nobres, com
soldagem prévia à aplicação de cerâmica e soldagem após a
cerâmica. Utilizaram um espaço de soldagem de 0.3 mm
2
. Os
corpos-de–prova foram obtidos a partir de padrões plásticos
de 0,25mm por 1,0cm fundidos por indução. Durante o
procedimento de soldagem, os autores observaram que os
metais nobres necessitaram aplicação de menor quantidade de
fluxo do que os metais básicos, para que a solda fluísse. Dois
corpos-de-prova de cada um dos seis tipos de combinação de
metais (metal nobre soldado a metal nobre, metal básico a
metal básico, metal semi-nobre a metal semi-nobre, metal
nobre a metal básico, metal semi-nobre a metal básico e metal
semi-nobre a metal nobre) foram polidos e inspecionados por
análise metalográfica em vários aumentos. Seis corpos-de-
prova de cada combinação foram submetidos ao teste de
tração na máquina de ensaios universal (velocidade de
0,02mm/min). Também foram avaliados os módulos de
elasticidade e porcentagens de alongamento dos corpos-de-
prova soldados. Os corpos-de-prova não soldados também
foram submetidos ao teste de tração, para servirem como
controle. Todas as junções, obtidas dos seis tipos de
combinação, mostraram resistência satisfatória para uso
clínico. A união soldada de metal básico a outro básico
mostrou uma camada de óxido duvidosa, entre a solda e o
metal do corpo-de-prova, mas os resultados do teste de tração
mostraram que isto não diminuiu a resistência da união que foi
a mais alta entre todas as combinações. Todos os metais
básicos falharam na união. Esses metais básicos entretanto
são mais fortes do que a própria solda, segundo os autores,
talvez seja por este motivo que as falhas de união na
combinação metal básico e metal básico ocorreram na região
da solda. Os autores ponderaram ainda, que a soldagem de
metais diferentes pode aumentar o risco de corrosão e que
seria impossível prever os efeitos deste processo sobre a
deteriorização das propriedades mecânicas. No grupo em que
a cerâmica foi aplicada previamente à soldagem, falhas em
maior número foram observadas, nas uniões soldadas que
sofreram flexão. No grupo onde a aplicação cerâmica foi
executada após a soldagem, menores defeitos foram
observados nestas uniões.
Hawbolt et al.
2 6
(1983) estudaram a resistência à tração
e o aspecto das uniões soldadas em ligas metálicas básicas
executadas com soldas de baixa e alta fusão. Três ligas foram
escolhidas : a) NiCrBe (níquel, crômio e berílio), b) NiCo
(níquel e cobalto) sem berílio e c) uma liga sem níquel e sem
berílio. Oito cilindros (20mm de comprimento por 2,0mm de
diâmetro) foram soldados de forma a obter seis junções. O
espaço deixado para a soldagem foi de 0,4mm entre as
fundições. Para estudar os efeitos de corrosão, uma haste de
cada combinação metal base/solda foi imersa em uma saliva
artificial por um período de 150 horas e outra de cada
combinação metal base/solda também foi estocada por 150
horas no ar. Após este período, todas as amostras foram
segmentadas ao meio para produzir seis junções soldadas de
cada amostra. Os diâmetros das junções foram medidos antes
de serem submetidas a um extensômetro na máquina de
ensaio universal. A área das superfícies fraturadas foi
calculada juntamente com a resistência e a ductibilidade das
junções e as fraturas examinadas sob um estereomicroscópio.
Não se observou efeito significativo sobre a resistência das
junções, quando da exposição dessas ao meio corrosivo. As
ligas (a) e (c) apresentaram valores mais altos de resistência
de uniões soldadas do que a liga (b). Sendo que as fraturas
das ligas (a) e (c) ocorreram na sua maioria, na solda ou na
interface metal/solda e raramente no metal. Por outro lado,
com a liga (b),
as fraturas ocorreram no metal ou na interface solda/metal. Os
autores obtiveram um número pequeno de uniões defeituosas
nas ligas de NiCrBe, NiCr e NiCo. Entretanto este resultado
deve ter ocorrido devido ao pequeno diâmetro da amostra (2
mm) que teria permitido o pré- aquecimento mais rápido e
menor tempo de soldagem.
Apotheker et al.
5
(1984) compararam a resistência à
flexão (três pontos), de uma liga não preciosa (74-78% níquel,
12-15% de crômio, 4-6% molibdênio e 1.8% berílio) unida por
brasagem e a laser. Pela duplicação, próteses fixas padrão em
cera foram confeccionadas e fundidas com uma liga à base de
NiCr com berílio (Rexillium III, Jeneric, CT), de acordo com as
normas do fabricante. Três dessas foram unidas a laser e as
outras três por brasagem. Observaram porosidades através de
um microscópio, em todas as próteses unidas por brasagem e
nenhuma porosidade foi observada no grupo soldado a laser.
Segundo os autores, a porosidade propicia o acúmulo
bacteriano e a corrosão. As seis próteses soldadas e uma
sétima fundida em monobloco foram submetidas ao teste de
flexão de três pontos. A prótese soldada a laser, mostrou uma
maior resistência à flexão do que as unidas brasagem, porém
a carga máxima até a fratura, mesmo no grupo unido por
brasagem foi superior ao limite humano das forças que
ocorrem intraoralmente.
Segundo Anusavice et al.
4
(1985), o teste de flexão é o
principal tipo de esforço realizado sobre próteses fixas pois
representa mais apropriadamente as condições complexas que
envolvem uma prótese fixa. Afirmaram que as ligas de metal
podem exibir variações, na qualidade e resistência de união,
como resultado de erros durante o processo de soldagem, tais
como: incapacidade do fluxo dissolver o óxido metálico;
procedimentos de aplicação do fluxo impróprios; sobre
aquecimento ou sub aquecimento da união; espaços de
soldagem não ideais ou uma combinação destes erros. Estes
autores estudaram a efetividade da pré-soldagem antes da
aplicação da cerâmica em ligas de NiCr com e sem berílio, em
função do espaço para soldagem. Estes autores desejavam
saber se esta era a causa principal da obtenção de uniões
soldadas com baixa resistência. Oito ligas à base de níquel
foram usadas neste estudo. Barras retangulares (25mm de
comprimento com altura e largura de 5mm) foram fundidas de
acordo com as especificações do fabricante, sendo que quinze
dessas barras foram feitas para cada liga, cinco como
controle, cinco com um espaço de 0,25mm e cinco com espaço
de 0,51mm. A soldagem foi feita com maçarico (gás/oxigênio).
Utilizaram o teste de flexão de três pontos e o estresse médio
causador da flexão foi obtido através de uma fórmula onde 1,5
da carga aplicada foi dividida pela largura, multiplicada pela
espessura do corpo de prova As superfícies fraturadas de
cada grupo foram observadas no Microscópio Eletrônico de
Varredura (MEV). Os autores concluíram que não existia
relação entre o espaço deixado para a soldagem e a
resistência flexural para as ligas estudadas; que a maioria
das falhas ocorria dentro das uniões soldadas e não na
interface solda-liga e que a resistência flexural das ligas de
NiCr com berílio era mais baixa do que para o grupo controle
(sem soldagem) para ambos os espaços de soldagem. Os
autores consideraram como uma causa potencialmente forte
para esse resultado pobre, uma relativa inabilidade do fluxo
dissolver a camada de óxido de berílio quando comparada com
a dissolução facilitada da camada de óxido de níquel e crômio.
Schiffleger et al.
50
(1985) avaliaram a precisão da
fundição em monobloco, de próteses fixas de três, quatro e
cinco elementos com uma liga metálica própria para trabalho
metalo-cerâmicos. Foi usado um modelo de alumínio com
troqueis de aço inoxidável simulando as três extensões de
prótese fixa. Um total de dezoito fundições, seis para cada
tipo foi confeccionado. Discrepâncias marginais e
comprimento das fundições sobre os troqueis foram
comparadas antes e depois do corte das fundições nos
conectores. Concluíram que a razão principal da falta de
assentamento das fundições é a contração e que quanto
menor a extensão da prótese fixa menor distorção.
Verde et al.
59
(1994) avaliaram as soldas de duas ligas
de metais básicos (níquel-crômio e cobalto-crômio) utilizadas
para o sistema metalo-cerâmico. As conexões soldadas foram
comparadas ao grupo controle (fundição em peça única) e
executadas por quatro técnicas diferentes: soldagem pré-
cerâmica com radiação infravermelha; soldagem pré-cerâmica
com maçarico (gás/oxigênio); soldagem após aplicação de
cerâmica (simulação) em forno a vácuo e soldagem após a
aplicação de cerâmica (simulação) em forno sem vácuo. Os
corpos-de-prova cilíndricos (20mm com 3,1mm de diâmetro)
padronizados foram fundidos e aqueles que seriam soldados
foram cortados com um espaço de 0,4mm e unidos com resina
auto polimerízavel,em um dispositivo especial. Foram
executadas as uniões segundo as técnicas acima. Os corpos-
de-prova foram posicionados em uma máquina de ensaios e
submetidos ao teste de tração e a carga máxima até a fratura
anotada. As áreas fraturadas foram examinadas sob um
microscópio (aumento de quarenta vezes). Os dados obtidos
no teste foram analisados estatisticamente e o tipo de fratura
classificada em : coesiva (quando a união fraturada se
limitava somente à solda ou ao metal); adesiva (a fratura
corria na interface liga/solda) e coesiva e adesiva (a fratura
ocorria concomitantemente na interface liga/solda e em
apenas um dos materiais). Neste estudo foram observadas
predominantemente falhas coesivas e algumas mistas
(coesivas e adesivas) e as adesivas só ocorreram com os
corpos-de-prova que falharam. Os autores chegaram as
seguintes conclusões: a técnica de soldagem com
infravermelho das ligas de NiCr e CoCr resultaram em uniões
com resistência à tração comparável à técnica do maçarico, as
junções de NiCr e CoCr na soldagem após cerâmica no forno a
vácuo foram mais fortes do que no forno sem vácuo. A
soldagem da liga de NiCr apresentou resistência à tração
similar à soldagem da liga de CoCr para mesma técnica
apesar de que no grupo controle, a fundição em peça única de
NiCr mostrou-se significativamente mais forte do que a
fundição em peça única da liga de CoCr.
Lee et al.
33
(1997) determinaram a resistência à fadiga
de fundições de ligas metálicas para próteses metalo-
cerâmicas. soldadas a laser. Quinze amostras fundidas em
liga de Ouro-Paládio (Olympia, JF, Jelenko) com 3mm de
diâmetro e 15mm de comprimento . foram divididas em três
grupos com 5 amostras cada, com diferentes espaços entre os
segmentos a serem soldados. O primeiro grupo foi soldado em
íntimo contato (nenhum espaço). O segundo e o terceiro
tinham espaço de soldagem de 0,3mm e 1,0mm de espaço
com espaçador da própria liga (Olympia, JF, Jelenko),
respectivamente. Cada uma das amostras foi submetida ao
teste de fadiga com uma freqüência de 30 Hz e o ciclo máximo
de estresse aplicado foi de 35,000psi (libra por polegada ao
quadrado) e 241,4MPa. Dos três espaços de soldagem usados
neste estudo, o espaço zero (íntimo contato) exibiu a mais alta
resistência à fadiga do que os outros dois grupos com
espaçador. As falhas ocorreram predominantemente no centro
da soldagem.
Dinato et al.
19
(1997) estudaram a resistência à flexão
de três pontos em corpos-de-prova cilíndricos, obtidos a partir
de quatro ligas metálicas (Níquel-Crômio, Prata-Paládio e
duas ligas áuricas). Cinco corpos-de-prova de cada liga foram
fundidos em monobloco, cinco soldados por brasagem e cinco
soldados a laser. O ensaio consistiu em submeter os corpos-
de-prova a uma carga no centro, com as extremidades
apoiadas em dois cilindros separados por uma distância de
20mm, de modo que sofressem a ação e reação da carga em
apenas três pontos. O autor concluiu que para a liga de
NiCrBe, a soldagem a laser e o monobloco apresentaram
resultados estatisticamente semelhantes, e a brasagem, um
resultado inferior e que independentemente do tipo de solda,
esta liga apresentou a melhor resistência à flexão, quando
comparada com as demais.
Wiskott et al.
64
(1997) compararam a soldagem com
infravermelho e soldagem a laser com os métodos de
soldagem convencionais (forno ou maçarico). Observaram a
resistência mecânica, as características das uniões fraturadas
e os elementos de difusão das uniões obtidas para quatro
diferentes técnicas: a) soldagem pré-cerâmica e maçarico; b)
soldagem pós-cerâmica e forno; c) soldagem pré-cerâmica
com aquecimento infravermelho; d) soldagem pós-cerâmica
com aquecimento por infravermelho; e) solda a laser. As
superfícies fraturadas foram observadas no MEV. Com relação
à resistência à tração, a soldagem a laser foi a mais forte,
seguida pelas uniões pré-cerâmicas e pós-cerâmicas que
foram as mais frágeis. Sob condições de fadiga, o
comportamento melhor foi o do grupo de uniões pré –
cerâmicas, em segundo pós –cerâmicas e por último a solda a
laser. O estudo das fraturas revelou vários modos de fraturas
mas nenhum padrão consistente. A análise química
demonstrou menor difusão nas uniões pré-cerâmicas, e áreas
de maior difusão nas uniões pós-cerâmicas. Com base na
resistência à fadiga das uniões, nem as uniões com
aquecimentos infravermelhos, nem as com laser foram mais
fortes do que as convencionais que utilizam maçarico e forno.
Dinato
20
(1999) estudou a resistência à flexão de
sessenta corpos-de-prova cilíndricos (25mm de comprimento e
3mm de diâmetro). Foram utilizadas as seguintes ligas: Co-
span 13,5 (Ni-Cr), Stabilor G (Au-Pd), Deva 4 (Au-Pd) e
Palliag M (Pd-Ag) para fundição destes cilindros. Essas quatro
ligas odontológicas são utilizadas, com muita freqüência, em
prótese parcial fixa e prótese sobre implantes Cinco corpos-
de-prova de cada liga foram fundidos em monobloco, cinco
soldados por brasagem e cinco soldados a laser Nd-YAG.
Dessa forma, obtiveram-se quinze corpos-de-prova para cada
liga metálica, divididos em três grupos. No grupo 1, os corpos-
de-prova foram fundidos em monobloco; no grupo 2, soldados
por brasagem; no grupo 3, soldados a laser. Após a conclusão
dos corpos-de-prova, os três grupos foram submetidos a um
ensaio de resistência flexural, em uma máquina de ensaio
universal (Instron). O ensaio constituiu em submeter os
corpos-de-prova a uma carga ao seu centro, com as suas
extremidades apoiadas em dois cilindros separados por uma
distância de 20mm, de modo que sofressem a ação e reação
da carga em apenas três pontos. A velocidade de aplicação da
carga foi de 0,05mm/min, com uma célula de carga de 500kg.
Os resultados numéricos obtidos foram submetidos à análise
de variância (ANOVA) e ao teste de Tukey, ao nível de 5% de
probabilidade. Em vista dos resultados obtidos, o autor
concluiu que o maior valor numérico da resistência flexural foi
encontrado para a liga Co-span 13,5, seguido do Deva 4, para
os grupos de soldagem a laser e monobloco. O material
Palliag M apresentou valores estatisticamente semelhantes
para os três grupos. A liga Stabilor G apresentou os melhores
resultados no método por brasagem.
Souza et al.
57
(2000) investigaram a microestrutura e a
dureza da liga de NiCr utilizada em próteses odontológicas
soldadas com brasagem e a laser. Dezoito corpos-de-prova,
no formato de placa com 11mm de comprimento, 4mm de
largura e 1,5mm de espessura foram divididos em três grupos
(monobloco, soldados a laser e por brasagem). Para a
brasagem, o espaço deixado para a solda foi de 0,25mm. A
soldagem a laser foi executada em uma máquina apropriada,
foi regulada com uma potência de 5,04KW por 12ms
(milisegundos) e energia de soldagem de 60,48J (Joules)
segundo as recomendações do fabricante. Os autores
verificaram que na brasagem, o metal base e o cordão de
solda apresentaram microestruturas diferentes, e na soldagem
a laser identificaram três regiões: o cordão de solda, a zona
afetada pelo calor (ZAC) e o metal base. O metal base da liga
NiCr e a região da solda por brasagem apresentaram uma
morfologia grosseira com a presença de precipitados e
porosidades e na soldagem a laser uma estrutura refinada.
Estas microestruturas foram condizentes com as energias de
soldagem utilizadas em cada processo (laser, 60,48 J e
brasagem 430,2J). O resultado dos ensaios de tração da solda
a laser foi superior ao obtido para brasagem. Para ambos os
processos de soldagem, a dureza no cordão de solda foi maior
do que o metal base. Na soldagem a laser a dureza na ZAC foi
menor do que no metal base.
Costa et al.
13
(2004) avaliaram a distorção linear de
prótese sobre implantes, em monobloco e fundida em
segmentos seguida pela soldagem a laser e brasagem.
Realizaram este estudo em um modelo de mandíbula com
cinco pilares de implantes paralelos entre si. Setenta e cinco
cilindros de ouro foram instalados com parafusos sobre pilares
com torque de 10N/cm. Quinze estruturas foram enceradas e
fundias em uma liga de ouro que foram divididas: GC –
Adaptação passiva dos cilindros de ouro; GM – Segmentos
soldados por brasagem e, GL – Segmentos soldados a laser.
Observaram-se a adaptação entre o cilindro e o análogo das
estruturas fixadas com parafusos novos por microscópio.A
medição foi realizada na vestibular direita e esquerda, da
mesma forma na lingual da interface cilindro/análogo e os
dados anotados em tabela apropriada. A menor distorção foi
observada no grupo laser e no grupo brasagem, sendo que a
maior distorção foi encontrada para grupo monobloco.
Claro está que a resistência da infra-estrutura das
próteses metalo-cerâmicas, fundidas a partir de uma
determinada liga metálica, é afetada pela composição dessa
liga e também pela técnica de soldagem utilizada. Também, a
união química tem um
importante papel na aderência entre metal e a cerâmica de
cobertura. A formação de óxido sobre a solda não foi descrita.
Há controvérsias se a aplicação de solda ao metal afeta
negativamente a resistência de união entre este e a cerâmica
de cobertura.
2.3 Interface metal/cerâmica
A ciência dos materiais nos ensina que a estrutura
metálica ideal para uma cerâmica deveria possuir as seguintes
propriedades: alto módulo de elasticidade; alta resistência à
deformação permanente; estrutura granular fina que é
importante para estabilidade mecânica da área marginal,
resistência à corrosão e dureza; a liga deveria resistir à
deformação em temperaturas próximas à da queima da
cerâmica; facilidade de fundição e deveria permitir apropriada
união à cerâmica (RILEY
47
, 1977).
Anusavice et al.
3
(1977) estudaram os elementos
controladores da aderência do sistema metalo-cerâmico
através da análise química de dois sistemas de ligas nobres e
cerâmicas. Sessenta e oito porcelanas foram aplicadas para
cada liga. Para tanto, as ligas foram fundidas em placas (8mm
x 8mmm x1mm) de acordo com as recomendações dos
fabricantes, cortadas em quatro partes (4mm x4mm x 1mm),
polidas, limpas (álcool etílico) e secas. Cada amostra recebeu
duas camadas de opaco e sofreram queima em forno a vácuo
(1200 a 1825
0
F). Duas dessas ligas tiveram tratamento pré-
oxidante e um tempo prolongado de queima a 1825
0
F sob
vácuo. Após a queima, as amostras metalo-cerâmicas foram
montadas em um dispositivo para estudo metalográfico de tal
forma que cada interface fosse perpendicular ao plano de
polimento. Nas amostras analisadas sob microscopia
eletrônica de varredura (MEV) com EDX (Energia Dispersiva
de Raio “X”), os autores observaram o acúmulo de átomos de
estanho na zona de interface e que este acúmulo estava
sujeito à média do tempo de oxidação e a variação total dos
tempos de queima. Junto com os átomos de estanho, também
estavam concentrados átomos de silício dentro da mesma
zona. A concentração alta de estanho esteve localizada mais
na camada de opaco da cerâmica do que no metal.
Provavelmente, foi o óxido de estanho (SnO
2
) que permitiu a
continuidade da estrutura eletrônica do metal com a da
cerâmica. Segundo os autores, a presença deste óxido é o
fator principal no controle da adesão metal/cerâmica. A zona
de adesão pode ser posteriormente afetada pela interação de
íons de silício e estanho na forma complexa de SnO
2-
SiO
2
ou
Sn-Si-O, quando a concentração do estanho atingir um nível
suficiente na interface cerâmica - óxido - metal. Os resultados
desse estudo indicaram os fatores importantes no
desenvolvimento das reações, na zona de adesão que são:
efeitos de pré-oxidação da liga, tempo total de queima,
concentrações iniciais de elementos de difusão na porcelana e
no metal, reações de oxidação e redução entre óxido metálico
e a cerâmica, extensão de óxido metálico dissolvido pela zona
de cerâmica e o ambiente utilizado para queima (a vácuo ou
não). Todos esses fatores afetavam as características do
óxido metálico requerido, para a continuidade da estrutura
eletrônica ou adesão química com a cerâmica adjacente. Em
cada sistema de liga utilizado neste estudo, o óxido de
estanho (SnO
2
) foi o principal óxido pois a estrutura cerâmica
mostrou uma concentração mais alta de estanho do que a liga
metálica.
Carter et al.
12
(1979) avaliaram a adesão entre uma liga
metálica de níquel e a porcelana. Fundiram placas com Wiron
S (Bego, Alemanha) por indução e as amostras foram divididas
em três grupos A, B e C e então utilizaram quatro tipos de
tratamento de superfície: acabamento com lixa de papel de
granulação 400; agente de união aplicado em duas camadas;
sendo que entre as aplicações ocorria uma queima
(recomendação do fabricante), pré-oxidação por 5 minutos e
jateamento com óxido de alumínio (granulação 60µm). Após os
tratamentos, uma porcelana foi aplicada nas placas com um
dispositivo especial e fatias microscópicas de espessuras
selecionadas foram cimentadas a um bloco de vidro e
laminadas. Estas lâminas foram usadas em várias
combinações, para se obter a espessura desejada de
porcelana. Leituras de espessura foram feitas para cada
amostra em sete localizações; na medida total de 2,3 mm. O
teste foi realizado em uma máquina de ensaio universal com
um dispositivo para torção que girava no sentido horário, no
qual as amostras foram fixadas. A tensão (mm/Kg) na corrente
era registrada através de uma célula de carga. O primeiro tipo
de falha observado foram trincas propagadas na porcelana e o
segundo tipo quando a corpo-de-prova se desprendia e era
considerado como falha de torque. O parâmetro adesão para
amostra foi então calculado usando uma equação para análise
de estresse para placa. Os piores resultados de adesão foram
encontrados para os grupos com superfície lisa sem agente de
união, pré-oxidação (5min) seguido da pré-oxidação (10min).
O jateamento aumentou nitidamente a adesão onde nenhum
agente de união tinha sido utilizado. Entretanto o agente de
união aumentou a adesão em superfícies lisas para ambos os
tempos de queima (5 e 10 minutos) mas não houve diferença
estatisticamente significativa quando comparado com as
superfícies com jateamento, as quais mostraram a mais alta
adesão sempre quando a camada de óxido era mantida, antes
da aplicação da porcelana. Estes resultados não suportaram a
hipótese que o óxido de crômio tenha um efeito deletério na
adesão quando medido pelo teste de torção. Os autores
concluíram que o óxido da superfície favorece a adesão.
Yamamoto
66
(1985) observou que na interface do
sistema metalo-cerâmico, a relação entre o metal e a cerâmica
devido à diferença de coeficientes de expansão térmica,
existente entre os dois materiais, pode acontecer em três
situações. Quando o Coeficiente de Expansão Térmica (CET)
da cerâmica for maior do que o do metal, isto levará a uma
força de tração na cerâmica e uma força de compressão no
metal, quando o CET for igual na cerâmica e no metal não há
estresse e quando o CET for menor na cerâmica do que no
metal temos a situação ideal que é compressão na cerâmica e
tensão no metal. No sistema metal/cerâmica, o estresse
compressivo é aplicado à cerâmica e a resistência de união é
maior. Afirmou ainda que esta resistência depende da
diferença do CET entre o metal e a cerâmica, dessa forma
deveríamos sempre seguir as combinações metalo-cerâmicas
prescritas pelos fabricantes. Complementa ainda que a
resistência de união metal/cerâmica produzida pelo estresse
compressivo (diferença de CET) leva a adesão por
compressão da cerâmica provocada pela maior contração do
metal.
Barghi et al.
8
(1987) compararam a resistência à fratura
da porcelana aplicada às ligas metálicas básicas e às ligas
nobres. Sessenta incisivos superiores direitos com
enceramento padrão foram divididos em dois grupos com trinta
cada e fundidos em NiCr e CoCr de acordo com as
especificações dos fabricantes e variaram o número de
queimas da cerâmica, em até 10 vezes. E então as coroas
foram submetidas à compressão até a fratura em uma máquina
de ensaios universal (Instron, Estados Unidos) com velocidade
de 0,5mm por minuto. Os resultados mostraram que a
resistência à fratura da porcelana unida aos metais nobres
permaneceu relativamente constante com cinco queimas mas
diminuiu significantemente quando as queimas aumentaram
para dez. Porém dez queimas não afetaram significantemente
a resistência à fratura das porcelanas unidas aos metais
básicos; e as coroas fundidas em ligas básicas tiveram uma
resistência à fratura mais alta quando comparada com as ligas
nobres. Os autores observaram que o aumento no número de
queimas não levou a uma união frágil nas ligas com metais
básicos pela diminuição da camada de óxido.
Uusalo et al.
58
(1987) estudaram a resistência de união
metal/cerâmica através do teste de tração de quatro ligas
áuricas e três ligas não preciosas. Seis a dez amostras de
cada liga fundida de acordo com as instruções dos fabricantes
com uma forma circular de diâmetro de 7,0mm e fixadas a um
anel para o teste de tração, as superfícies foram jateadas e
lavadas em água destilada por 20 minutos. A oxidação foi
feita por aquecimento das amostras a 990
0
C por 10 minutos
sem vácuo. As superfícies a serem testadas receberam uma
camada do agente de união e fundidas sob vácuo em 990
0
C
por 02 minutos. As amostras foram fundidas aos pares com
fina camada de massa entre as superfícies a 990
0
C por 02
minutos , sob vácuo e de acordo com instruções do
fabricante.Para o teste de resistência de união, as amostras
das ligas foram fixadas à máquina teste e a velocidade de
tração foi de 8mm/min. A carga foi aplicada até as amostras
se separarem. Os valores da resistência de união foram
calculados e as superfícies fraturadas foram analisadas e
fotografadas. Para as ligas de ouro a capacidade de se unir à
cerâmica foi em geral boa e as linhas de fratura ocorreram
principalmente do lado da porcelana. Já para as ligas não
preciosas a resistência de união foi mais baixa. Para a liga de
NiCr a linha de fratura ocorreu também principalmente do lado
da porcelana. Nas ligas de Cobalto Crômio, as superfícies
testadas foram mais ou menos expostas após o teste de
torção. A resistência de união e a localização de linha de
fratura tiveram uma correlação em ambas as ligas. Os autores
consideraram que as ligas não preciosas são mais sensíveis
aos procedimentos laboratoriais. A resistência de união
metalo-cerâmica foi considerada adequada em todas as ligas
testadas.
Baran
6
(1988) afirmou, em uma revisão da literatura
sobre a metalurgia de ligas de NiCr para prótese fixa que a
aplicação da porcelana sobre o metal fundido é um
procedimento crítico. Este autor salientou que estudos
anteriores sugeriram que a presença de elementos oxidantes é
necessária com metais nobres para suprir óxidos que
quimicamente reagiriam e formariam a união com a porcelana.
As ligas metálicas básicas contêm muitos elementos
oxidantes. Acrescentou que inicialmente se pensava que as
ligas de NiCr não seriam passíveis de serem utilizadas como
infraestrutura dos sistemas metal cerâmicos devido ao fato de
que o óxido de crômio (Cr
2
O
3
) dissolvia na porcelana. E que
este fato alteraria as características de expansão térmica da
porcelana levando a uma incompatibilidade da utilização da
porcelana com este tipo de liga. Acrescentou que como a
maioria das ligas à base de NiCr une-se de fato com a
porcelana, este efeito do óxido de crômio na porcelana
parece ser demasiadamente simplificado ou equivocado.
Alerta o autor em sua revisão que a formação excessiva de
óxido levaria a uma camada de óxido espessa e facilmente
sujeita às fraturas. Finalizou dizendo que durante a fusão da
porcelana, a liga está sujeita a alterações químicas e
estresses mecânicos
Sabendo que o tratamento térmico de oxidação do metal
é importante para remoção do gás aprisionado, eliminação de
contaminações e formação de uma camada de óxido, W u et al.
69
(1991) estudaram a resistência de união de duas ligas
(NiCr e NiCrBe) e duas ligas CoCr. Este estudo determinou o
efeito da oxidação obtida pelo tratamento térmico sobre a
resistência de união entre porcelana e metal, variando o
tempo e as condições atmosféricas e utilizando agentes de
união. Pesquisaram a difusão de íons na zona de interação
entre porcelana e metais e para tanto foram executados teste
de flexão de três pontos, MEV (microscopia eletrônica de
varredura) e EDX (análise de energia dispersiva de raio “x”).
Observaram que o óxido de Crômio cresceu via difusão do
átomo de Crômio através da camada de óxido, deixando na
interface metal/óxido lacunas de átomos metálicos. O acúmulo
dessas lacunas e os poros resultaram em aderência
insuficiente e eventualmente separação da camada de óxido
do metal. Os agentes de união aumentam a resistência de
união, pois neste estudo os íons de alumínio (Al) advindos do
agente de união, se difundiram através da interface e
suprimiram a difusão do Cr, Ni e Co.Os autores concluíram
que o tratamento térmico de oxidação não tem um efeito
significativo sobre a resistência de união entre a porcelana e o
metal base selecionado e que o berílio contido nas ligas
melhoraram significantemente a resistência de união entre a
porcelana e o metal.
O’Connor et al.
43
(1996)
avaliaram a fusibilidade, o efeito
de mascaramento do opaco e a união da porcelana (testes de
flexão) de dezessete composições de ligas. Para o teste de
fusibilidade, foram feitas cinco amostras para cada liga a
partir de um padrão de polipropileno medindo 7mm x 7mm
contendo no seu interior 49 quadrados completos com 112
segmentos. O padrão foi incluído, fundido e jateado com óxido
de alumínio (60µm) para remoção do revestimento
remanescente e então cada amostra foi examinada para
verificação do número de filamentos que tinham sido fundidos
com sucesso. Para análise do efeito de mascaramento do
opaco, cinco amostras de cada uma das ligas (13mm x 1,0mm
de espessura) foram fundidas e projetadas para serem usadas
também no teste de união da porcelana. Foi feita a aplicação
das camadas de opaco e para avaliação do efeito do opaco,
as amostras foram analisadas com um colorímetro. Foi
aplicada a porcelana de corpo para as mesmas amostras até
uma espessura total de 2,0mm. Essas foram fraturadas em um
dispositivo especialmente projetado para o teste de
deformação com um raio de curvatura constante que pretendia
minimizar os efeitos das diferenças de propriedades físicas
(particularmente do módulo de elasticidade) das diferentes
ligas para acessar a qualidade de união da porcelana. Cada
corpo-de-prova foi deformado em um aparelho de teste
universal com velocidade de 0,25mm/min, até atingir o ponto
de deflexão máximo. Após a fratura, o corpo-de-prova foi
limpo em ultra-som (3 minutos) para remover alguma partícula
desprendida de porcelana. A amostra foi instalada no MEV
para análise e definição de uma área para o EDX. Os autores
desta pesquisa, concluíram que ligas de metais não nobres
fundiram melhor do que as nobres e que as ligas de Níquel
que continham Berílio fundiram melhor e produziram melhor
união à porcelana do que aquelas sem Berílio. Em função do
potencial tóxico do Berílio, a vantagem da adição deste
elemento na liga NiCr deve ser avaliada.
Probster et al
46
(1996), realizaram um estudo utilizando
como grupo controle o sistema metal/cerâmico NiCr (Wiron 88,
Bego, Alemanha) e cerâmica Vita VMK 68, com objetivo de
comparar a resistência de união de três marcas comerciais de
cerâmica de baixa fusão, combinadas com Ti c.p. (Vita
Titanium Ceramics – Vita, Ti Bond-De Trey e Duceratin –
Ducera). Cada um dos quatro grupos possuía 18 amostras, na
forma de tiras metálicas (25x3x0.5mm) sobre as quais foi
aplicada porcelana, abrangendo a parte central das mesmas
(8x3x1mm). Estas amostras foram submetidas a três
condições : seis amostras sofreram ciclagem térmica com
3000 ciclos de 4ºC a 55ºC em água, com imersão de 10s em
cada banho; outras seis amostras foram submetidas a noventa
dias de armazenagem em solução corrosiva padrão com
pH=3,2, e as restantes, não sofreram armazenagem nem
ciclagem térmica. Após estes tratamentos, todas as amostras
forma submetidas ao teste de flexão de três pontos. Neste
teste, os corpos-de-prova foram apoiados pelas extremidades,
com a face onde havia sido aplicada a porcelana voltada para
baixo, utilizando-se dois apoios cilíndricos de 6,3mm de
diâmetro, e que distavam 20mm entre si. Um carregamento foi
então realizado na parte central do corpo-de-prova, através de
um dispositivo cilíndrico de 6,3mm de diâmetro, com uma
velocidade de abaixamento de 0,5mm/min, até que ocorresse
a ruptura da união cerâmica/metal. Os resultados mostraram
que a resistência de união das porcelanas de baixa fusão
girou em torno de 38% a 58% da resistência de união do grupo
controle e que a presença da termociclagem não alterou os
resultados para este grupo .O melhor desempenho em relação
ao controle foi da cerâmica Duceratin, fato que os autores
atribuíram à utilização do adesivo previamente à aplicação da
cerâmica. Este recurso atuaria prevenindo a formação de uma
camada de oxidação durante os ciclos de queima da cerâmica,
contribuindo para melhor resistência da união.
Deger & Caniklioglu
16
(1998) investigaram os efeitos da
aplicação de uma camada de estanho à superfície metálica de
ligas de níquel sobre a resistência de união metal/cerâmica.
Três ligas básicas, uma liga a base de CoCr (Bondi–loy,
Krupp), uma liga à base de NiCr (Wiron 99, Bego), ambas para
metal/cerâmica e uma liga à base de NiCr indicada para
restaurações em metal/resina e a porcelana VMK 68 (Vita)
para metal/cerâmica foram utilizadas neste estudo. A proposta
deste estudo foi determinar: a densidade da difusão do
estanho dentro da liga e no conteúdo do pó cerâmico, e o
efeito da camada e o tratamento térmico da liga sobre a
resistência de união da restauração metal/cerâmica. Para
avaliação da profundidade de difusão do estanho a partir da
fina camada aplicada à superfície do metal, dezoito padrões
em cera foram fundidos, metade em NiCr e a outra metade em
CoCr. Após a fundição, as superfícies metálicas receberam
uma camada fina de estanho (1µm) usando uma unidade
eletroquímica para a deposição de Estanho. As amostras das
duas ligas foram divididas em três condições: 1000
0
C mantida
por 15 minutos, em atmosfera de argônio e resfriada no forno;
1000
0
C mantida por 30 minutos e resfriada no forno; na
terceira condição mantida a 1000
0
C por 60 minutos e também
resfriada no forno. A profundidade da difusão do estanho a
partir da camada do estanho originada do metal foi medida
usando uma análise de Espectrometria de Energia Dispersiva
(EDS). Para testar a resistência de união metal/cerâmica das
três ligas metálicas, as amostras foram divididas em cinco
grupos: a) deposição de estanho; b)deposição de estanho e
difusão; c) deposição de estanho, difusão e pré-oxidação em
vácuo; d)deposição de estanho, difusão e pré-oxidação em
temperatura ambiente e 5-por último, método convencional. A
resistência da união metal/cerâmica foi determinada por um
teste de cisalhamento. A união mais frágil foi observada no
grupo com estanho na superfície e a mais forte união metalo-
cerâmica foi mantida no grupo de difusão do estanho
Concluíram que a difusão desse íon no meio de argônio
conduziu a uma maior união metal-cerâmica.
Deholff & Anusavice
18
(1998) fizeram uma análise dos
sistemas metal/cerâmicos com coeficientes de contração
térmica compatível e incompatível com relação ao estresse
transitório e residual nos sistemas cerâmicos (corpo e opaco).
Cálculos e medidas foram feitos para sete tiras com uma
grande média de incompatibilidade térmica de contração entre
os seus materiais constituintes. Médias de deflexão foram
anotadas a partir da medida do raio de curva durante o
resfriamento a partir de uma temperatura inicial de 700
0
C.
Uma análise de regressão linear com um coeficiente de
correlação de 0,95 foi usada para comparar a medida e
calcular as deflexões residuais. A análise de elemento finito
corretamente previu a deflexão em função da temperatura para
todas as combinações, a melhor compatibilidade entre a média
de estresse residual medida na deflexão e os valores
calculados foram obtidos para a liga de ouro (Au) paládio (Pd),
com uma expansão média para o opaco e uma alta expansão
para o corpo da cerâmica. O mais alto cálculo de estresse
residual de tensão (25 MPA) na superfície do corpo da
porcelana, esteve associado com a espessura de 0,5mm para
a tira da liga de NiCrBe com expansão média para a
porcelana. O menor estresse (deflexão) esteve também
associado a esta combinação. Os resultados deste estudo
indicaram que os sistemas metalo-cerâmicos são indicadores
sensíveis do desenvolvimento do estresse, causado pela
incompatibilidade de contração térmica, entretanto a
magnitude das deflexões residuais não necessariamente
correlaciona com as magnitudes de estresse na cerâmica.
Para os autores, não existem padrões internacionais, que
definam a diferença máxima nos coeficientes de contração
térmica que pode existir entre um metal e sua cerâmica de
cobertura sem causar falhas ou trincas da cerâmica durante
seu resfriamento por causa do estresse residual.
Bezzon et al.
9
(2001) avaliaram a fusibilidade, a
resistência de união metal/cerâmica (cisalhamento) e dureza
de três ligas. Duas das quais isentas de berílio (Vera Bond II,
Wiron 99), uma liga experimental E3 com nióbio (Nb) e/ou
molibdênio (Mo) em suas formulação e uma outra liga
experimental E4 com 1.1% e berílio (Be). Para o teste de
fusibilidade , foi utilizado o método de Whitlock que consiste
em verificar o potencial das ligas metálicas para reproduzir
uma malha metálica de nylon usada como padrão de fundição.
Oito amostras de cada material foram incluídas em
revestimento fosfatado e submetidas a fundição por cera
perdida. Os valores de fusibilidade foram obtidos pela
contagem direta do número de espaços cheios na malha
reproduzidos por cada liga. Já o teste de resistência de união
da cerâmica e metal foi determinado pela resistência
necessária para quebrar a união entre a cerâmica e metal de
um anel de cerâmica construído com porcelana IPS (Ivoclar,
Alemanha) sem tratamento de pré-oxidação. Oito corpos-de-
prova foram construídos para cada liga. Os anéis foram
instalados no centro do cilindro para aplicação da força e as
amostras foram submetidas ao teste de tração em uma
máquina de ensaios universal com velocidade 2,0mm/min. O
pico da carga foi registrado e usado para calcular a tensão de
ruptura através de uma fórmula. O teste de dureza foi
realizado, com amostras em forma de moedas as quais foram
submetidas ao acabamento com lixas de papel e polimento
com óxido de alumínio. Seis corpos-de-prova foram obtidos
para cada liga e cinco valores de dureza foram determinados
para cada um , o valor mais alto e mais baixo foram excluídos
e uma média foi realizada e usada com valor de dureza. Os
valores do teste de dureza demonstraram que o Vera bond II
teve a dureza Rockwell 30 significativamente mais alta dos
que as outras ligas. A Análise de Variância (ANOVA) mostrou
diferenças significativas (p=0.5) entre Vera bond II e Wiron 99
(livre de Berílio) e a liga E4 para o teste de fusibilidade. Vera
bond II, Wiron 99 e E4 apresentaram valores de fusibilidade
mais altos do que E3. Não houve diferença estatisticamente
significativa para os testes de resistência à adesão entre
cerâmica e metal. Os autores concluíram que dentro das
limitações deste estudo, a presença do berílio em liga de NiCr
não necessariamente garante a fusibilidade e a resistência de
união cerâmica-metal das ligas testadas.
Galindo et al.
22
(2001) pesquisaram a influência da solda
sobre união metal/cerâmica em quarenta corpos-de-prova
padrões (20mm de comprimento, 6mm de largura e 0.5mm em
espessura) foram divididos em dois grupos, teste e controle.
Os corpos-de-prova do grupo teste foram perfurados no centro
e reparados com solda. Duas camadas de opaco e porcelana
de dentina subseqüentemente foram aplicadas sobre os
mesmos e estes foram submetidos ao teste de flexão de três
pontos. O tipo de falha (adesiva ou coesiva) foi quantificado
pela digitalização de fotografias de ambos os grupos.Três
corpos-de-prova de cada grupo foram analisados ao
Microscópio Eletrônico de Varredura (MEV) acoplado a um
analisador de Espectros por Dispersão de Energia de Raios-X
(EDX) para a observação da estrutura. Médias e desvios
padrão das cargas de falha, espessura das amostras e
superfície da área coberta por porcelana foram calculadas e
os dados foram analisados com o teste t de Student. A carga
média de fratura para os corpos-de-prova do grupo teste foi
significantemente maior do que para o grupo controle
(p=0,0038). Os corpos-de-prova testes também mostraram
mais espessura e quando os dados foram controlados pela
espessura nenhuma diferença foi encontrada. Os autores
observaram nas amostras do grupo controle, por inspeção
visual, após o descolamento da porcelana, uma área cinza na
porcelana e nas amostras testes que a camada de óxido
raramente estava presente na porcelana descolada.
Concluíram que a aplicação da solda não diminuiu a
resistência nesta união pelo teste de flexão de três pontos.
Hegedüs et al
27
(2002) fizeram um estudo micro
estrutural comparativo da zona de difusão entre uma liga de
NiCr e diferentes cerâmicas, testaram a hipótese de que os
detalhes do processo que ocorre na interface podem ser
descritos na estrutura metálica através de um modelo de
difusão química. Para as medidas, seis amostras idênticas
foram fundidas com a liga Wiron 99 (Bego, Alemanha) com as
dimensões de 10x10x2mm. Um lado de cada amostra foi
desgastado e polido com Al
2
O
3
(0,3µm) e sobre esta superfície
foi aplicada o opaco da cerâmica. Para cada primeira amostra,
as recomendações do fabricante foram seguidas, enquanto
que na segunda , o tempo de queima foi aumentado em 10 min
ao contrário dos tempos indicados pelos fabricantes de 1 min
para (Vision, Vita) e 2 min (Carat) para as camadas de opaco
1 e 2 respectivamente. O desenvolvimento das fases da
interface foi comparado em um microscópio de transmissão
eletrônica analítica (CTEM) entre a liga de NiCr (Wiron 99,
Bego, Alemanha) e três diferentes cerâmicas dentais (Carat,
Vita MK95 e Vision). Todos os sistemas foram investigados em
condições normais de queima (sugeridas pelos fabricantes) e
também com aumento do número de queimas. As amostras
foram preparadas com uma espessura mínima de cerca de
0,02 mm e polidas As conclusões foram baseadas na
formação de uma camada de nanocristais de Cr
2
O
3
e inclusões
amorfas de óxido de Silício detectadas no estágio inicial de
queima em todos os sistemas investigados e que no caso das
cerâmicas Carat e Vision, a formação do complexo NiCr e
óxidos de NiCrTi foram também observados. Além disso, os
autores acrescentaram que os principais componentes das
diferentes cerâmicas são similares em peso: 54,4 SiO
2
+ 15,15
Al
2
O
3
+9,9 K
2
O
2
+ 6,58 Na
2
O + 2,59 Ti O
2
+5,16 ZrO
2
+4,9
SnO
2
+0,08 Rb
2
O + 3,24 B
2
O
3
+CO
2
+H
2
O.
Kang et al.
29
(2003) estudaram a influência da solda
sobre a carga necessária para falhas em coroas
metal/cerâmicas, fundidas em liga nobre. Quarenta coroas
padrão foram confeccionadas em um troquel de metal e
fundidas em liga nobre. As amostras foram divididas em dois
grupos: teste (soldadas) e controle (não soldadas). Uma
perfuração de 2mm de diâmetro foi produzida sobre a face
vestibular das amostras do grupo teste, 1,5mm apical da
junção entre as faces oclusal e vestibular.O acabamento das
fundições foi executado com pedras de óxido de alumínio e
jateadas com partículas de óxido de alumínio (50µm) e
pressão de 75 libras por polegada ao quadrado (psi). Duas
camadas de opaco e dentina de porcelana, foram aplicadas
nas amostras. Todas as coroas foram submetidas a uma carga
vertical compressiva (máquina de ensaio universal –
INSTRON) com uma velocidade de 05 mm/min, até a fratura. A
ponta do dispositivo de carga contatou somente a cúspide
vestibular. Em ambos os grupos, teste e controle, dez coroas
foram submetidas à carga com uma ponta de aço inoxidável
(fase I) e dez remanescentes de cada grupo foram submetidas
à carga com uma ponta de aço carbono (fase II). As médias de
cargas de falha foram registradas com cada tipo de ponta e
comparadas pelo teste “t” de student. Após teste, os autores
observaram pelo exame visual que as coroas soldadas
mostraram o opaco aderido à área soldada e geralmente
circunscrito por áreas de metal livres de porcelana.
Concluíram, então que coroas soldadas mostraram uma carga
significantemente mais baixa de falha, quando comparadas
com coroas não soldadas. Portanto a solda deve afetar
negativamente o prognóstico das coroas metalo-cerâmicas.
Costa et al
13
. (2004) propuseram uma metodologia para
estudar influência da soldagem na adesão metal/cerâmica pelo
teste de flexão de três pontos com o objetivo de definir se a
aplicação da solda convencional afetaria a resistência de
união metal/cerâmica. Oito tiras de polietileno padronizadas
(norma ISO 9693:1999 E, para metal/cerâmica) foram fundidas
em NiCr, destas, quatro foram fundidas inteiras (grupo
controle, GC) e quatro em dois segmentos (grupo brasagem,
GB). As barras do grupo GB foram unidas com resina auto-
polimerízavel deixando um espaço para solda de 0.3mm e
soldadas por brasagem. Os cortes foram sempre executados
nos locais terminais (tensão) até onde foi aplicada a cerâmica,
a união soldada ficou 0,15mm recoberta por cerâmica e
0,15mm somente sobre o metal. Os corpos-de-prova dos
grupos GC e GB foram submetidos ao teste de flexão de três
pontos em uma máquina de ensaios universal (EMIC, Brasil),
com célula de carga de 10Kgf e velocidade de 1,0mm/min,
foram observados os locais de falhas e também as cargas
máximas até a fratura foram anotadas. Os dados assim
obtidos foram submetidos ao teste qualitativo Wilcoxon Rank
Test (programa de estatística analítica para computador) com
p=0,057. A falha de união ocorreu sempre no terminal da solda
no grupo GB, e no GC e a carga máxima até a fratura foi
sempre maior para p=0,057. Os autores concluíram que a
metodologia proposta com a utilização das barras padrão Isso
9693: 1999 E, poderia ser usada (grupo GB) e que apesar do
número limitado de corpos-de-prova, observaram que a solda
parecia afetar a união metal/cerãmica.
2.4 Testes mecânicos para avaliação da união metal/cerâmica
Muitos ensaios têm sido usados para determinar a
resistência adesiva entre cerâmicas e metais, entretanto,
parece não existir um teste ideal.
Caputo & Reisbick
11
(1977) propuseram uma modificação
do teste de flexão de quatro pontos na qual a porcelana é
unida ao metal somente na região entre as linhas de aplicação
de força. As vantagens desta modificação são: corpos-de-
prova mais fáceis de fabricar, espessura dos materiais
semelhantes à clínica e testes de fácil execução sendo que as
falhas freqüentemente ocorrem em um local previsível, ou seja
sob a linha de aplicação de força. Para o teste, a camada de
porcelana foi aplicada somente na região central entre os dois
pontos de carga. Neste estudo, as barras metálicas tinham
0,5mm de espessura e 6,0mm de largura com uma camada de
porcelana de 1,0mm. A região total testada foi de 20mm com a
ponta de carga dentro da região central de 8,0mm. As barras
foram fundidas em Ceramco “O” gold e uma liga não nobre
(Gemini II). Após a fundição e aplicação da cerâmica, os
corpos-de-prova foram estocados em condições ambientais
apropriadas por sete dias previamente ao teste e foram
submetidos ao teste de flexão de quatro pontos em uma
máquina de ensaios universal Instron (velocidade 0,05
pol/min). A carga foi aplicada até a falha e os dados foram
estatisticamente analisados Os autores concluíram que há
possibilidade de utilização do teste de flexão para resistência
de união metal/cerâmica; que o aumento de degaseificação a
vácuo não melhora a resistência de união e que a remoção
específica de óxido pode produzir uma melhor união.
Anusavice et al.
2
(1980) avaliaram comparativamente 11
testes de união metal/cerâmica fazendo a análise do estresse
distribuído na interface por elemento finito. Os efeitos da
concentração do estresse foram significantes em dez dos 11
testes. Oito dos 11 testes mostraram uma alta probabilidade
de falha por tensão dentro da porcelana ou na região da
interface. O teste de três ou quatro pontos de flexão teve a
mais severa concentração de estresse que ocorreu nos locais
de término da cerâmica. A separação da cerâmica do metal
sempre se iniciou em um dos terminais de cada corpo-de-
prova e foi propagada em direção ao centro quando a força
aplicada aumentava. Os autores observaram que este padrão
de fratura e propagação para este tipo de teste sempre deve
ser esperado e que a distribuição de estresse para ligas
metálicas básicas (não preciosas) são geralmente de mesma
magnitude quanto para as ligas áuricas.
Dehoff et al.
17
(1982) fizeram uma avaliação da
resistência da união metal/cerâmica pelo teste de flexão de
quatro pontos. Trinta e dois corpos-de-prova foram
confeccionados com dimensões pré-estabelecidas. A
porcelana foi aplicada de forma descontínua entre as linhas de
aplicação de força (25mm) com duas espessuras diferentes
0,5 (GMC-1) e 1,0mm (GMC-2). Todos corpos-de-prova foram
submetidos ao teste de flexão e medidores de tensão (strain
gauges) foram aplicados na porção central da superfície de
dez desses corpos-de-prova antes do teste. Esta posição foi
considerada pelos autores como ideal para análise da tensão
dos materiais e também para análise de elemento finito.
Observaram que a presença desses medidores de tensão não
influenciou as cargas de falha tendo em vista o fato de que
não encontraram diferenças significativas entre os corpos-de-
prova, com ou sem medidor de tensão. Neste estudo, foi
evidenciado, pelos autores que a localização da falha foi
dependente da geometria do corpo-de-prova. O grupo GMC-1
mostrou uma falha inicial na superfície da porcelana entre os
pontos de aplicação de carga, já o grupo GMC-2 falhou sob
uma das linhas e aplicação de força. As médias de estresses
de falhas foram computadas (elemento finito) para os todos os
corpos-de-prova. Os estresses causadores de falha para grupo
GMC-1 foram calculados pela teoria de flexão e pela análise
de elemento finito porém no caso GMC-2, o estresse foi bi-
dimensional composto por estresse de flexão, estresse normal
e estresse de cisalhamento. O estresse normal poderia ter
levado à separação por tensão, o estresse por cisalhamento
falha na interface e estresse de tensão máximo poderia ter
levado a uma falha da camada de opaco da porcelana. As
conclusões deste trabalho foram que a configuração dos
corpos-de-prova para o teste de flexão de quatro pontos ditou
a localização das falhas; quando a falha ocorreu sob a linha
de aplicação de força, o local e o tipo exato da falha foi difícil
de se determinar; a análise de elemento de elemento finito foi
útil para interpretar a quantidade e distribuição de estresse
causador da falha; devido à complexidade de distribuição de
estresse abaixo da linha de força, o teste de flexão de quatro
pontos pode ter fornecido uma informação equivocada com
relação aos efeitos das variáveis sobre a falha na interface e
finalmente a interpretação dos dados de resistência de união
para este teste deveria incluir os efeitos de estresses
residuais induzidos pela diferença de contração térmica.
Daftary & Donovan
15
(1986) estudaram o efeito na
resistência de união metal/cerâmica de quatro tratamentos
prévios à aplicação de cerâmica. Os quatro tratamentos das
ligas metálicas básicas testadas foram: a) degaseificação
convencional (aquecimento de 1250
0
a 1850
0
F sob vácuo) para
limpeza do metal e desenvolvimento da camada de óxido; b)
degaseificação dupla com jateamento com óxido de alumínio
(50 micrometros) e o mesmo ciclo de queima; c) as estruturas
metálicas foram degaseificadas e imersas em uma mistura
ácida (20% ácido nítrico, 75% de ácido sulfúrico e 5% de ácido
fosfórico) por 30 minutos em uma temperatura de 90
0
F + 5
0
F e
d) as amostras foram degaseificadas e também jateadas com
óxido de alumínio (50 micrometros) com a porcelana aplicada
(queima de 1850
0
F), que é 100
0
F mais alta do que a
temperatura recomendada pelo fabricante. Todos os corpos-
de-prova foram submetidos à compressão em uma máquina de
ensaio universal e diferenças estatisticamente significativas
foram encontradas entre os metais mas não entre as
diferentes técnicas de tratamentos prévios.
Para Hammad & Talic
25
(1996), os testes existentes
podem chegar próximo à resistência da união metal cerâmica
com uma aplicação de carga definida. Acreditam que esses
testes podem ser classificados de acordo com a natureza dos
estresses criados tais como: cisalhamento, tensão,
combinação de cisalhamento e tensão, flexão e torção. A
análise do estresse por elemento finito do teste de flexão
demonstrou estresses altos de tensão quando comparados
com os estresses de cisalhamento, criando uma maior
possibilidade de falhas por tensão. Os estresses por tensão
poderiam ser perpendiculares ou paralelos à interface
metal/cerâmica. Para os autores, a importância relativa de
cada componente direcional de estresse de tensão permanece
desconhecida. Acreditam ainda que testes de flexão estão
sujeitos a crítica porque os estresses de tensão máximos são
criados na superfície da porcelana e que a validade deste
teste tem sido questionada porque a fragilidade do metal
testado depende do seu módulo de elasticidade. Uma liga com
elevado módulo de elasticidade resistiria mais criando uma
melhor união metal/cerâmica logo estariam testando o módulo
de elasticidade do metal. Um teste que meça a resistência de
união absoluta parece não ser possível. Este teste poderia ser
aceito se as forças coesivas da cerâmica dos corpos-de-prova
sobrepusessem à resistência de união do metal-cerâmica e os
coeficientes térmicos da cerãmica e metal fossem idênticos
durante o processo de queima da porcelana.
Lenz & Kessel
34
(1998) estudaram os estresses térmicos
em amostras de metal/cerâmica pelo teste de trinca inicial ISO
CD 9693 (teste de flexão de três pontos). Os autores
determinaram os estresses térmicos residuais que ocorrem
devido ao processo de união metal e cerâmica pelo método de
elemento finito (MEF), calcularam o Módulo de Young e
fizeram a análise do cálculo de estresse térmico da liga em
função da diferença de coeficientes de expansão térmica da
liga examinada e temperatura de transição vítrea da
porcelana. Para análise de elemento finito, metade da
amostra, partindo do esquema de flexão de três pontos, nos
moldes determinados pela norma ISO 9693 foi dividida dentro
dos 2800 elementos de tamanho variáveis, correspondendo a
2951 pontos nodais através de uma malha presa, ao longo da
interface na região aonde ocorre a desunião da cerâmica no
experimento. Um programa de computador foi desenvolvido de
forma a permitir uma determinação rápida da resistência de
união. Como todas as amostras metal/cerâmicas sofreram
cargas com estresses desenvolvidos durante a fase de
resfriamento e na fase após a queima por causa da diferença
nos coeficientes de expansão térmica dos dois materiais, os
autores observaram que o cisalhamento térmico e os
estresses normais da interface de união se concentraram no
final da cerâmica, tanto quanto o maior Módulo de Young e
estresses mais altos do metal. Afirmaram ainda que neste
processo de desunião com este teste, os estresses de
cisalhamento e de tensão são mascarados pelo estresse
compressivo térmico e que em restaurações metal/cerâmicas a
diferença nos coeficientes de expansão térmica não deveria
exceder mais do que 50% para se ter uma combinação
compatível. Este trabalho destaca que uma análise numérica
da resistência à flexão da interface metal/cerâmica é baseada
na suposição de que ambos liga metálica e cerâmica, sejam
materiais homogêneos.
Lenz & Schwarz
35
(1999) fizeram algumas considerações
sobre o teste de flexão em três pontos. Consideraram que
neste teste, todas as combinações metal/cerâmicas são
testadas sob condições similares de carga (carga de
cisalhamento e de tensão de aproximadamente de mesma
magnitude). Se a falha ocorrer dentro da camada de cerâmica
previamente ao seu descolamento, esse teste ainda assim
seria válido pois forneceria um limite mais baixo de carga para
a falha já que os estresses causadores de falhas são
proporcionais à força de flexão. Para os autores o cálculo de
elemento finito somente deveria ser levado em consideração
se o módulo de Young dos componentes da liga dos corpos-
de-prova diferirem consideravelmente. Para que os diferentes
tipos de falhas (adesiva entre a liga e a camada de óxido, ou
entre o óxido metálico e a cerâmica e falha coesiva na
cerâmica) pudessem ser levados em consideração seria
necessário testar todos os corpos-de-prova por cisalhamento e
tensão puros o que requereria dois testes independentes. O
teste de flexão em três pontos tem uma configuração que
apresenta cisalhamento e estresses normais de mesma
magnitude. Parece claro para esses autores que o teste
deveria ser reproduzido de maneira confiável, comentaram que
a concentração de estresse nos locais terminais não foi um
objetivo do teste de flexão em três pontos, mas foi inerente a
ele. Concordaram que o teste de flexão em três pontos não
considera os coeficientes de expansão térmica residuais e que
tais estresses residuais ocorrem em todas as combinações
metal/cerâmicas devido ao seu processo de fabricação.
Yilmaz & Dincer
67
(1999) investigaram a compatibilidade
adesiva entre porcelana e titânio, utilizando ensaios de flexão
de três pontos, aderência de óxidos e expansão térmica
usando como parâmetro um sistema NiCr-porcelana.
Utilizaram porcelana Vita Titan (Vita Titan Keramik, Vita,
Alemanha) que foi combinada com titânio grau 2 (Morita,
Japão) e uma porcelana 68 VMK (Vita, Alemanha). Corpos-de-
prova de titânio puro foram fundidos em uma máquina de
fundição apropriada (Morita, Japão), enquanto que os corpos-
de-prova da liga de NiCr foram fundidos por indução. Quinze
placas (25mmx3mmx0,5mm) foram jateadas com óxido de
Alumínio (250µm) e limpas com ultra- som previamente à
aplicação da cerâmica que foi feita segundo as
recomendações do fabricante. Uma camada de 1,0mm foi
aplicada nos 8,0mm centrais dos corpos-de-prova esses foram
submetidos ao teste de flexão em três pontos. As superfícies
fraturadas foram observadas macroscopicamente. Para o teste
de adesão, quinze corpos-de-prova (13mmx13mmx1,0mm) das
ligas, foram preparados para medição da camada de óxido
aderida após o processo de oxidação. Uma superfície dos
corpos-de-prova foi cimentada em um dispositivo cilíndrico
torneado de Alumínio (9,0mm de diâmetro) sob uma carga de
64N por 10minutos e a também a superfície oposta do corpo-
de-prova também foi cimentada a um segundo cilindro, sob as
mesmas condições. Após vinte e quatro horas todos os
corpos-de-prova foram submetidos ao teste em uma máquina
de tração (2,0mm/min). Os valores de aderência do óxido
foram então determinados. Para o teste de expansão térmica,
discos das ligas de NiCr e Titânio (4,5mm de diâmetro por
28mm de comprimento) foram fundidos para medir a expansão
térmica e as porcelanas foram aplicadas sobre as ligas
fundidas através de um dispositivo. Então, os corpos-de-prova
foram aquecidos em um medidor de dilatação (5
0
/min a partir
de uma temperatura de 600
0
C) e imediatamente foram
resfriados. As curvas de expansão térmica e os coeficientes
de expansão térmica foram determinados. As diferenças dos
valores de expansão térmica, para todas os pares de liga/
cerâmica, foram calculadas para permitirem inferências
sobre os níveis de estresses residuais. Os autores
encontraram resultados, acima da compatibilidade térmica,
proposta para os dois sistemas nos testes de expansão
térmica. Tanto titânio/porcelana quanto NiCr/porcelana
apresentaram estresse térmico compressivo.
Diante da literatura consultada e de pesquisas
realizadas pelo nosso grupo, acreditamos que esse trabalho
possa ser uma contribuição importante para um tema tão
discutido e utilizado na prática protética do cotidiano do
cirurgião-dentista e do técnico de laboratório, então
resolvemos estudar os problemas que envolvem as próteses
metalo-cerâmicas múltiplas.
3 PROPOSIÇÂO
Na revisão da literatura científica, a soldagem se
destaca como sendo um dos fatores que pode afetar
negativamente a resistência de união entre o metal e a
cerâmica de cobertura. O objetivo deste trabalho foi estudar,
por meio do teste de flexão de três pontos, a interface metalo-
cerâmica sob a influência da brasagem e da solda a laser na
presença e ausência da ciclagem térmica.
4 MATERIAL E MÉTODO
Para a execução deste trabalho foi utilizada a liga
comercial à base de NiCr sem berílio (Wiron 99 – Bego,
Bremen, Alemanha) cuja composição e características,
segundo o fabricante estão listadas nos Quadros 1 e 2
respectivamente.
Quadro 1 – Composição da liga metálica utilizada
Liga Ni Cr Nb Si Mo Fe Ce
Wiron 99
Base
22,5%
1,0%
1,0%
9,5%
0,5%
0,5%
Quadro 2 – Características da liga metálica utilizada
Liga metálica
Intervalo
de Fusão
Densidade
Limite
elástico
Dureza
Vickers
Wiron 99
1250-1310
0
C
8,2g/cm
3
330[Mpa]
180
Sobre esta liga foi aplicada a cerâmica recomendada
pelo fabricante Omega 900 (Vita, Alemanha)
Sessenta corpos-de-prova foram assim obtidos e
divididos em seis grupos com dez, conforme demonstrado no
Quadro 3, e submetidos ao teste de flexão em três pontos.
Quadro 3 – Grupos, ciclagem térmica, soldagem e número de
corpos-de-prova
Grupos
Ciclagem
térmica
Soldagem
Corpos-de-prova
GC
não
Sem soldagem
10
GCT
sim
Sem soldagem
10
GB
não
Brasagem
10
GBT
sim
Brasagem
10
GL
não
Soldagem a
laser
10
GLT
sim
Soldagem a
laser
10
TOTAL
60
4.1 Obtenção dos corpos-de-prova
As dimensões da porção metálica dos corpos-de-prova,
simulando a infra-estrutura das próteses metal/cerâmicas para
o teste de flexão de três pontos, foram: 25 mm ± 1
(comprimento), 3mm ± 0,1 (largura) e 0,5mm ± 0,05
(espessura). A cerâmica foi aplicada à porção central com
comprimento total de 8,0mm ± 0,1 e 1,0mm ± 0,1 de
espessura, simetricamente sobre a largura de 3,0mm ± 0,1 de
cada corpo-de-prova, segundo a determinação da norma ISO
9693:1999(E) como mostra a Figura 1
FIGURA 1 Configuração do corpo-de-prova metal/cerâmico
para o teste de flexão em três pontos.
As tiras de polietileno, calcináveis foram cortadas com a
configuração padrão para o teste de flexão de três pontos,
porém com um comprimento maior (27mm), para que após a
fundição e corte dos canais de alimentação pudéssemos
chegar exatamente aos 25mm de comprimento.
1,0
20
mm
F
25mm
F
0,5
8mm
3,0mm
METAL
cerâmic
A
4.1.1 Fundição das barras metálicas
a) colocação dos canais de alimentação: as tiras em
polietileno foram fixadas aos canais de alimentação e
de escape, numa configuração padrão na região do
centro térmico de um anel silicone número 3;
b) inclusão: cinco tiras por vez foram incluídas em
revestimento de precisão, de alta fusão (Bellavest
®
SH, Bego, Alemanha);
c) eliminação do polietileno: após 30 minutos (presa do
revestimento) foi eliminado o polietileno a 300ºC por
50 min (forno modelo 1800 – EDG equipamento, Ltda,
Brasil);
d) pré-aquecimento: a temperatura de pré-aquecimento
foi de 300ºC chegando até 900ºC e o tempo de
manutenção após atingir esta temperatura foi de
30min;
e) fundição: a liga utilizada foi Wiron
®
99 (Bego ,
Alemanha). A quantidade de liga utilizada foi
calculada pelo peso específico e fundida por indução,
como preconiza Baran
6
(1983) na máquina Multihertz
ally digital F.lli (Manfredi Sade, Itália). Após atingir a
temperatura selecionada ou a liquefação da liga
(1250-1310ºC), procedeu-se a fundição propriamente
dita com o uso de cadinho especial para o sistema de
fundição por indução;
f) desinclusão: após a fundição, as barras metálicas
resfriaram até atingir a temperatura ambiente, o
revestimento foi removido de todas as peças
metálicas que foram limpas por ultra-som
(Vitasonic II;Vita) e em água destilada por 05 min
como mostra a Figura 2b;
g) corte dos canais de alimentação: os cortes dos canais
de alimentação foram feitos com discos de óxido de
alumínio de 24mm de diâmetro por 0.6mm de
espessura. As amostras permaneceram em álcool
etílico e foram secas por jato de ar.
FIGURA 2 - Tiras em polietileno calcináveis: a) antes da
fundição b) barras fundidas em NiCr antes do corte
dos canais de alimentação.
b
a
4.1.2 Corte dos segmentos das barras fundidas
Após a fundição, quarenta barras foram seccionadas em
uma máquina de corte com refrigeração a água, especialmente
confeccionada para este fim.
Esta máquina de corte composta por um motor (Elgin,
Brasil), com potência de 90W, tensão elétrica de 110V,
corrente elétrica de 1 Å em baixa rotação (1000rpm e
freqüência de 50 Hz) é acionada por um pedal.
Uma moto bomba de circulação de água (Sarlo Better ®,
Brasil) foi associada à máquina de modo a permitir a
refrigeração durante o corte (ponta para refrigeração). Uma
alavanca permitia movimentar o disco, que estava preso a um
mandril, na direção vertical. Um dispositivo para manter a
barra em posição (durante o corte) foi acoplado a um
calibrador que possibilitou a padronização da espessura dos
cortes executados em direção perpendicular à barra (Figura
3). Esse calibrador foi adaptado a partir de um Micrômetro
mecânico (0 a 25 mm e leitura de 0,01mm) que é composto
por tambor com graduação circular 1/100 do mm e uma
bainha que tem a escala de milímetros e meios milímetros.
Esta bainha está associada a um fixador com uma haste que
fez o encosto regulador adaptado ao dispositivo que mantinha
a barra em posição. O funcionamento do micrômetro é
baseado no princípio do gradual deslocamento de um
parafuso, no sentido longitudinal, quando o mesmo gira em
uma porca. A perfeição do contacto das superfícies da barra a
medir com as faces da haste e do encosto é garantida por
meio de fricção.
FIGURA 3 – Máquina de corte e seus componentes.
Os cortes dos segmentos das barras foram executados
em um dos limites terminais de aplicação da cerâmica nos
corpos-de-prova com um disco diamantado densamente
sinterizado com espessura de 0,25mm (DFS – Dental
Forschung Schleicher, Alemanha), conforme Figura 4.
FIGURA 4 - Corte dos segmentos: a) Barra em posição, b)
Barra sendo cortada
pedal
Ponta para
refrigeração
motor
Bomba
d’água
Alavanca
Micrômetro
Disco
DISCO
BARRA
DISCO
Barra
Para os grupos GB e GBT (brasagem), um espaço de
0,3mm entre as secções das barras, foi deixado como indica
Staffanou
49
, 1980. Portanto, após o corte ficamos com um
segmento de 16,35mm e um outro com 8,35 mm isto
possibilitou que a solda atingisse 0,15mm da porção onde a
cerâmica foi aplicada e 0,15mm do terminal metálico livre de
cerâmica totalizando 25 mm. (Figura 5)
FIGURA 5 – Esquema de corte dos segmentos (GB e GBT).
Para os grupos laser (GL e GLT) nenhum espaço foi
deixado como preconiza Lee
33
et al (1997), os segmentos
destes grupos tinham as medidas de 16,35mm e 8,65mm,
assim a mesma margem com cerâmica e sem cerâmica
(0,15mm) a partir do ponto central aonde o laser foi aplicado
(Figura 6).
FIGURA 6 – Esquema do corte dos segmentos (GL e GLT).
16, 35mm
0,0mm
8,00 mm
8,65 mm
8,5 mm
cerâmica
cerâmica
16,35mm
0,3mm
7,85 mm
8,35 mm
8,5mm
8,0mm
7,85mm
4.1.3 União das barras metálicas para os grupos de brasagem
(GB e GBT)
a) preparo prévio à soldagem convencional: os
segmentos obtidos de cada padrão metálico deste
grupo foram polidos com borrachas abrasivas
Komet (código: 9614900220) e limpos com ultra-
som por 2 min (Vitasonic II;Vita, Alemanha);
b) posicionamento dos segmentos: os dois segmentos
da barra, foram posicionados em um dispositivo de
alinhamento destacado da máquina de corte
(Figura 7).
Este dispositivo serviu para assegurar a
orientação das superfícies a serem unidas e a
manutenção do espaço preciso (0,3mm) de
soldagem;
FIGURA 7 Dispositivo para união dos segmentos.
Micrômetro
c) fixação dos segmentos: foi feita a indexação dos
dois segmentos da barra metálica com resina auto
polimerízavel (Duralay II Reliance dental MFG, Co.
Worth IL, Estados Unidos) e pincel utilizando-se a
técnica de Nealon (pó e líquido) antes do
procedimento de soldagem como ilustra a Figura 8;
d) inclusão em revestimento: após a polimerização
da resina, os padrões foram incluídos em
revestimento Bellavest SH (Bego, Alemanha) para
soldagem (Figura 9);
e) eliminação da resina de união: após a
cristalização do revestimento, o cilindro foi levado
ao forno para a eliminação da resina (Figura 9b);
f) aplicação do fluxo: o revestimento foi retirado do
forno e mantido sobre uma bancada à temperatura
ambiente aguardando até que o fluxo (Minoxyd –
Flux, Bego , Alemanha) pudesse ser aplicado;
g) soldagem: cada um dos conjuntos revestimento
barra foi levado novamente ao forno e a
temperatura foi elevada a 400
0
C para soldagem
propriamente dita. Um maçarico de GLP (gás
liquefeito de petróleo), e oxigênio foi utilizado com
o cone interno de sua chama regulado entre 2,0 a
3,0cm e mantido a uma distância de
aproximadamente 6cm da estrutura a ser soldada.
Os segmentos a serem soldados foram aquecidos
até apresentarem uma coloração vermelha
brilhante. Neste momento, foi introduzida a solda
(Wiron solder, Bego, Alemanha), cuja composição
e características se encontram nos Quadros 4 e 5,
de tal forma que esta tocasse as duas superfícies
a serem soldadas ao mesmo tempo;
h) finalização: a chama foi afastada ligeiramente após
a solda ter escorrido permitindo a sua
solidificação. Terminada a soldagem, a superfície
do metal foi limpa com água pelo ultra-som (2
minutos) e planificada com auxílio de uma pedra
abrasiva de óxido de alumínio nova.
Todas as estruturas metálicas deste grupo GB e GBT
foram soldadas em condições idênticas.
FIGURA 8 – Fixação dos segmentos com resina.
1
2
3
4
FIGURA 9- Inclusão em revestimento:a) Barras metálicas
incluídas no revestimento; b) resina de união
eliminada.
FIGURA 10-Soldagem dos segmentos: a) e b) aplicação da
solda; (c) chama afastada ligeiramente para
permitir a solidificação; (d) Barras metálicas
soldadas.
a
aa
b
b
c
d
Quadro 4 – Composição da solda utilizada
Wiron solder
Composição em % por peso
Ni 66
Cr 19
Mo 5.5
Fe 5.0
Si 3.5
B 1
Quadro 5- Características da solda
Solda
Intervalo
fusão
Temperatura
soldagem
Fluxo
Wiron solder
1020 –1150
0
C
1165
0
C
Minoxyd
(Bego)
4.1.3 União das barras metálicas para o grupo laser que foi
dividido em dois, com e sem termociclagem (GL e GLT)
A união foi feita no aparelho de soldagem a laser (EV 7000
LW - Itália) (Figura 11).
FIGURA 11- Máquina de solda a laser.
Esta máquina utiliza como cristal Nd:YAG O protocolo
recomendado pelo fabricante foi seguido para a soldagem dos
segmentos dos padrões metálicos, na seguinte seqüência:
a) jateamento da área de soldagem com óxido de
alumínio (50µm);
b) instalação das barras no dispositivo: os padrões
metálicos foram instalados em um dispositivo
confeccionado com a finalidade manter as partes em
íntimo contato e desta foram transferidos para o
interior da máquina de soldagem (Figura 12);
FIGURA 12 – Dispositivo para soldagem a laser
Aberto Fechado
c) a união foi feita no aparelho a laser com cobertura de
gás protetor (Argônio), a válvula do gás foi mantida
cerca de 5,0mm da parte a ser soldada e o raio laser
com uma inclinação de 15°;
d) técnica de soldagem a laser: segurando com as mãos
(há uma luva de borracha no interior da câmara de
soldagem) e observando pela ocular (Stemi 2000-C),
controla-se com os toques nos pedais a quantidade de
pulsos emitidos para a realização da união. A
soldagem foi iniciada com poucos pontos alternando
os locais de exposição ao raio laser na parte superior
e inferior da barra metálica de formato laminar;
e) complementação da soldagem a laser: os mesmos
números de disparos (oito) de raio foram utilizados em
ambos os lados e houve sobreposição destes pontos
em cerca de ¾,como preconiza Gordon & Smith
26
(1970). A união com solda a laser gerou uma
concavidade, e uma complementação foi feita com o
próprio raio laser e uma quantidade da mesma liga
metálica, para manter a padronização da espessura do
corpo-de-prova (Figura 13)
FIGURA 13 –Complementação da soldagem a laser: a) barras
antes e após a soldagem a laser; b) após
acréscimo de metal.
O laser tem comprimento de onda igual a 1064nm,
(nanômetros) emite raios infravermelhos e produziu na zona a
ser soldada, uma concentração forte de calor, realizando,
assim a fusão local do metal. A potência de soldagem do
aparelho a laser foi regulada e determinada por dois
parâmetros: tensão e duração do impulso do raio laser. Estes
parâmetros foram ajustados para a liga utilizada de NiCr, com
duração de impulso de 4 ms , potência de 7,00KW e a corrente
elétrica foi de 140 Å, com diâmetro do ponto de solda 0,4mm e
a tensão elétrica de 300V.
A tensão regula a profundidade de soldagem e a duração
de impulso regula o diâmetro do ponto de solda e quanto
maior esta, maior o diâmetro do ponto de solda. Todos os
padrões metálicos deste grupo foram soldados dentro dos
protocolos acima descritos.
As barras obtidas foram observadas sob microscópio
óptico com aumento de 12,5 vezes e foco de 160 mm para
observações de imperfeições e as barras defeituosas foram
descartadas.
a b
4.1.4 Aplicação da cerâmica para obtenção dos corpos-
de-prova
Antes da aplicação da cerâmica de cobertura, as barras
foram limpas com solução de Acetato de Etila (CNG, Brasil),
lavadas em água corrente e permaneceram em água destilada
e ultra-som por 2 minutos (Vitasonic II – Vita, Alemanha):
a) jateamento das barras metálicas: as barras metálicas
foram instaladas no mesmo dispositivo utilizado para
soldar a laser (Figura 14) que foi empregado para
garantir que as barras não corressem o risco de entortar
devido à pressão (2 bar) de jateamento. Foram areadas
com óxido de alumínio com granulação de 125µm (N
Martins Paraná, Brasil) em jateador pneumático (Multijet
III – EDG, Brasil);
FIGURA 14 - Dispositivo para jateamento.
Protetor
plástico
b)aplicação e queima da cerâmica: todas as barras
metálicas receberam a camada da porcelana
aplicada na região inferior e central do metal
(8,0mm), região de carga, com auxílio de um
dispositivo criado para este fim que delimitou a
área onde a porcelana seria aplicada (Figura 15a e
15b). Este dispositivo é composto de uma base
rebaixada e um degrau onde a barra metálica foi
instalada, com 1mm de altura em relação ao nível
da base. Duas partes metálicas corriam sobre a
base e quando se encontravam por sobre a barra
metálica formavam uma janela (8x3x1mm) para
aplicação da cerâmica, sobre a mesma já
posicionada no interior do rebaixo;
FIGURA 15 – Aplicação da cerâmica: a) dispositivo e a barra
em posição; b) cerâmica aplicada.
b
barra
b
b
a
cerâmica
A parte metálica do corpo de prova tem uma espessura
de 0,5mm e 3,0mm de largura e foi unida à primeira camada
de porcelana com uma espessura de 1,0mm de porcelana. A
medida total testada foi de 20mm com a carga central em
8,0mm. (Figura 1). Os tratamentos das superfícies foram os
indicados pelos fabricantes.
A aplicação da cerâmica (Omega 900, Vita, Alemanha)
foi feita com pincel número 12 (Le Franck & Bourgeois Co,.
Marginot , França), umedecido com liquido Vita Omega
modelling Fluid (Vita, Alemanha) e esgotado em lenço de
papel absorvente. Primeiro com 0,1mm de espessura da
cerâmica indicada (opaco) e em seguida 0,9mm de espessura
para o corpo (Figura 16 a, b e c). A cerâmica dentina foi
aplicada em duas camadas para que pudéssemos atingir a
espessura indicada para o teste sofrendo no total três
queimas. Estas dimensões foram conferidas com paquímetro
digital com precisão de 0,01mm &.0005”(Starrett 727, Brasil) e
quando necessário retificadas.
O forno (Vacumat
®
40, Vita,Alemanha) foi calibrado com
os programas indicados em tabela específica para cerâmica
Vita Omega 900 (Anexo A) respeitando estritamente as
instruções do fabricante da liga de NiCr (Bego, Alemanha).
FIGURA 16- Aplicação da cerâmica: a) opaco; b) cerâmica e
(c) queima da cerâmica.
Antes do ensaio mecânico, quando necessário, as barras
foram planificadas através do atrito com uma pedra abrasiva
nova e plana de óxido alumínio.
4.2 Termociclagem dos corpos-de-prova
Metade dos corpos-de-prova sofreu ciclagem térmica
simulando a condição bucal por um período de dois anos, com
banho termo cíclico em aparelho da marca Ética, (Brasil) com
3000 ciclos, (5° C ± 2 e 55 ° C ± 2) com banhos de 30s com
intervalos de 10s (Figura 17).
a
b
c
FIGURA 17 - Máquina para ciclagem térmica
4.3 Ensaio de flexão
Todos os corpos-de-prova ficaram estocados em estufa a
37
0
C em soro fisiológico até o momento do teste
O ensaio de flexão de três pontos consistiu em dobrar
um corpo-de-prova de eixo retilíneo e secção retangular
assentado em dois apoios afastados a uma distância
especificada (20 mm), por intermédio de uma ponta que
aplicou um esforço de flexão no centro até que ocorresse a
falha na interface metal/cerâmica que foi observada na zona
de tração ou seja na extremidade do corpo–de-prova.
Para a realização do ensaio, os corpos-de-prova foram
escolhidos aleatoriamente dentro do grupo a que pertenciam,
e avaliados um a um. Para tanto, cada corpo-de-prova
foi apoiado pelas extremidades mediante uso de um
dispositivo de sustentação que apresentava dois apoios.
Esses corpos-de-prova foram posicionados sobre os apoios,
com a face revestida de cerâmica voltada para baixo. Em
seguida, um carregamento foi realizado na porção central do
corpo-de-prova, através da utilização de uma ponta, conforme
Figura 18.
Neste experimento, cada amostra foi sujeita ao teste de
flexão de três pontos em máquina de ensaios universal
(EMIC), com célula de carga de 10Kgf com uma velocidade de
1,5 ±0.5mm/min conectada a um microcomputador cujo
programa forneceu os valores de carga máxima até a falha em
Kgf que foram convertidos em Newtons (N) Os dados assim
obtidos foram anotados em tabela apropriada e posteriormente
submetidos à análise estatística.
Nos grupos de soldagem convencional (GB e GBT) e a
laser (GL e GLT), o lado onde foi executada a união no corpo-
de-prova sempre foi alternado no posicionamento sobre o
suporte. E se anotava se a falha havia ocorrido no terminal da
união (soldagem e laser ) ou no terminal oposto.
FIGURA 18- Máquina de ensaios universal (EMIC) e o teste de
flexão de três pontos.
4.4 Análise dos dados
O experimento, cuja unidade experimental é a barra metálica
recoberta na sua porção central com cerâmica, seguiu um esquema
fatorial tipo 2 x 3, com dez repetições. As variáveis experimentais foram:
Termociclagem (2 níveis: presença e ausência) e Tratamento (03 níveis:
controle; laser e brasagem). A variável resposta (ou dependente)
correspondeu à força máxima de falha obtida no ensaio de flexão entre a
Corpo
-
de
-
prova
Ponta
interface metal/cerâmica de cada uma das seis condições experimentais.
Para a análise dos sessenta dados obtidos utilizamos o programa
computacional STATISTIC (versão 5.5, StatSoft Inc., 2000). Efetuou-se a
estatística descritiva (média e desvio padrão) e inferencial, mediante o
teste paramétrico ANOVA, 2 fatores, efeito fixo. O nível de significância
adotado foi o valor convencional de 5%.
4.5 Análise em Microscopia Eletrônica de Varredura (MEV e
EDX)
Um corpo-de-prova de cada um dos grupos (GC, GB e
GL), após terem sido submetidos ao teste, foram embutidos
em resina transparente autopolimerizável incolor (JET) e
cortados ao longo dos 25 mm para que pudéssemos observar
a região da solda, do metal base e da cerâmica de cobertura.
Dessa forma, cada interface estava perpendicular ao plano de
polimento. O acabamento foi executado com lixas d’água
(Waterproof,paper, Norton, Brasil) seguindo a seqüência de
granulação grossa até a mais fina (n°180 até 1500) sob
refrigeração com água. Posteriormente o polimento foi feito
com roda de feltro de algodão e pasta com alumina
(granulação de 1 e 0,3 µm) com intuito de obter uma
superfície plana e polida. Para que as melhores imagens
fossem obtidas os corpos-de-prova tiveram suas superfícies
limpas, secas isentas de contaminações orgânicas .
Os corpos-de-prova por serem não condutores
necessitaram da deposição da película do material condutor,
que neste caso, foi feito na máquina de pulverização sob
argônio e ar (Noran, Japão) a qual vaporizou uma camada de
ouro (Au) com espessura de 25 a 30 nm .
Além destes observou-se também ao MEV um corpo-de-
prova do grupo brasagem (GB) e solda a laser (GL) com a
cerâmica destacada no plano horizontal, sem acabamento ou
polimento.
Todos os cinco corpos-de-prova foram levados ao MEV
acoplado a um analisador de espectros por dispersão de
energia de Raios “X” (EDX) para a observação da interface
metal/cerâmica no local da falha.
5 RESULTADO
5.1 Ensaio de flexão e termociclagem
Os ensaios de flexão em três pontos foram realizados
nos corpos-de-prova dos grupos GC, GCT,GB, GBT, GL e
GLT.
Uma análise da influência dos dois tipos de técnicas
de soldagem em relação ao controle e da presença ou
ausência da termociclagem, sobre a força máxima
causadora da falha na interface metal/cerâmica foi
realizada.
Este trabalho constituiu seis condições experimentais
a serem estudadas. Os dados obtidos nessas condições
estão apresentados no Apêndice A. A estatística descritiva
dos mesmos é apresentada na tabela 1, mostrada a seguir.
Tabela 1- Médias (±desvio padrão) dos dados de força
máxima de falha (N), obtidas no ensaio de flexão (3
pontos) sob três diferentes técnicas e duas
condições de termociclagem (presença e
ausência).
Técnicas
Ciclagem
Controle Laser Brasagem
linha
(m±dp)
Sem 14,81±1,70
10,04±0,99
10,56±1,64
11,81±2,60
Com 13,28±2,28
9,70±1,45 10,53±1,11
11,17±2,25
coluna
(m±dp)
14,05±2,11
9,87±1,22
10,55±1,3
* n = 10
Verificou-se, com as informações acima, que as condições
experimentais apresentaram mesma dispersão; valores
próximos de desvio padrão.
Quando se aplicou o teste ANOVA para estudar a influência
das variáveis: técnicas e termociclagem, o efeito conjunto
dessas duas variáveis não foi estatisticamente significante. O
teste indicou efeito significante apenas para o efeito principal:
técnicas. (Tabela 2).
Tabela 2. ANOVA para os dados de força máxima de falha (em
N) obtidos no ensaio de flexão (3 pontos).
Efeito
gl
SQ
QM
F
p
Técnicas
2
201,06
100,53
39,86
0,001*
Ciclagem 1 6,05 6,05 2,40 0,127
Interação 2 6,29 3,15 1,25 0,295
Resíduo 54 136,19 2,52
Total 59 349,59
*p<0,05
Pelo teste ANOVA, não se pôde rejeitar a hipótese de
interação entre as variáveis. O efeito interação,
estatisticamente não significante, quer indicar que a alteração
de força de falha obtida devido à ação da termociclagem (da
situação de ausência para a de presença) no grupo Controle é
a mesma alteração encontrada para as técnicas de Brasagem
e de Laser (Figura 19). Porém, observa-se, pelo gráfico de
médias, que há uma redução (14,82 – 13,28 = 1,54 N) para o
controle; enquanto há uma menor redução da força de ruptura
para o Laser (10,04 – 9,70 = 0,34 N) e valores próximos para
a soldagem convencional (brasagem) (10,56 – 10,53 = 0,03
N).
FIGURA 19 -.Efeito Ciclagem. Gráfico de médias dos valores de
força máxima de ruptura, referente às seis condições
experimentais estabelecidas pelas variáveis:
Ciclagem e Técnica.
Quanto ao efeito dos diferentes tipos de Técnicas sobre
a força máxima de falha na interface metal/cerâmica dos
corpos-de-prova, por meio do teste de comparação múltipla de
Tukey (5%), pode-se verificar que as técnicas Laser
(9,87±1,22 N) e Brasagem (10,55±1,37 N) não diferem entre
si, porém, ambas diferem da técnica Controle (14,05±2,11 N),
como mostra a Figura 20.
FIGURA 20 - Efeito Técnica. Gráfico de médias dos valores de
força máxima de ruptura, referente às seis
condições experimentais estabelecidas pelas
variáveis: Ciclagem e Técnica.
Quando se comparam as médias das seis condições
experimentais, por meio do teste de Tukey (5%), verifica-se
que, para o grupo Controle, a condição Sem ciclagem
(14,82±1,70 N) não difere estatisticamente da condição Com
ciclagem (13,28±2,28 N); enquanto diferem das quatro outras
condições experimentais, que, entre si, não diferem
estatisticamente (Tabela 03).
Tabela 03 -. Resultado da comparação de médias das seis
condições experimentais, com e sem ciclagem
térmica.
Técnica
Ciclagem
Média (N)
Grupos
Homogêneos
Controle
Sem 14,82 A
Controle
Com 13,28 A
Brasagem
Sem 10,56 B
Brasagem
Com 10,53 B
Laser
Sem 10,04 B
Laser
Com 9,70 B
5.2 Micro análise da interface nos três grupos (monobloco,
brasagem e laser) em MEV.
O termo micro análise origina-se da capacidade de
realização de análises químicas elementares em volumes
muito pequenos, da ordem de um micrometro cúbico. Uma das
principais técnicas utilizadas para micro análises é a
Espectrometria por Dispersão de Raios – X (EDX). A
característica básica dessa técnica está nos detectores para a
medida de intensidade de Raios –X.
5.2.1 MEV e espectroscopia por dispersão de Raios-X (EDX)
A vantagem da técnica está no fato de que a análise é
realizada a partir de um volume muito pequeno de material.
A composição elementar pode ser determinada até limites
da ordem de 0,01% (100ppm), o que corresponde a um
limite de detecção , em termos de massa ,da ordem de 10
-1 6
a 10
-15
g. Para elementos com número atômico maior do que
dez, é fato que a menor quantidade possível de ser
detectada está entre 10 e 100 ppm.
Neste trabalho de pesquisa foram realizadas
observações ao microscópio eletrônico de varredura (MEV,
JEOL ,JSM – T330A, Japão) acoplado a um analisador de
espectros por dispersão de energia de Raios “X” (EDX) para
a observação da interface metal/cerâmica dos corpos-de-
prova dos três grupos (monobloco, brasagem e a laser).
Seguem abaixo as fotografias, obtidas pela microscopia
eletrônica de varredura.
A Figura 21 corresponde a um corpo-de-prova do grupo
controle (GC) que evidencia a falha de união entre o metal,
camada de óxido e a cerâmica.
FIGURA 21 – MEV (1000x) do corpo-de-prova do GC (corte
sagital)
Metal
Camada
Cerâmica
Podemos observar através do MEV do corpo-de-prova do
grupo controle, no local de falha ou seja onde houve o
desprendimento da cerâmica, o metal e alguns fragmentos de
cerâmica ainda aderidos (Figura 22).
FIGURA 22-MEV (2000x) do corpo-de-prova do GC no local
da falha
Metal
Fragmentos de cerâmica
Camada de óxido
Com um corpo-de-prova (GC) aonde havia se
desprendido a cerâmica, foi feita uma análise por MEV
(2000X) da superfície metálica horizontal, parte terminal
sem a camada de óxido e parte com camada de óxido,
talvez sugerindo que a falha tivesse ocorrido inicialmente
entre a camada de óxido e o metal na região terminal, uma
vez que há um aspecto acinzentado na porcelana. (Figura
23)
FIGURA 23- Corpo-de-prova com a cerâmica desprendida
(GC): a) MEV do metal sem e parte com camada de óxido;
b) corpo-de-prova evidenciando o local da MEV.
A partir de um corpo-de-prova em que também ocorreu
o desprendimento total da cerâmica de cobertura, fizemos
uma análise com MEV (1000x) para observarmos a união
(brasagem) no plano horizontal da barra metálica (Figura
24).
a
b
Metal sem camada de óxido
Metal + Camada de óxido
FIGURA 24 –Superfície horizontal na região de brasagem sem
a cerâmica (GB).
A mesma região foi observada no MEV, com um
aumento maior (2000x) e notou-se uma mudança estrutural
do metal na região da solda (Figura 25).
FIGURA 25- MEV grupo brasagem (GB)
Cordão de solda
Na Figura 26 , podemos observar (plano sagital) um corpo-de-
prova (GB) e a interface (metal/óxido/cerâmica).
FIGURA 26 - MEV (1000x) GB (metal/óxido/cerâmica): a)
metal; b) óxido; c) cerâmica.
A face horizontal de um corpo-de-prova do grupo de
soldagem a laser (GL), sem a cobertura cerâmica, que havia
se desprendido após o teste, também foi fotografada (MEV,
2000x). Observamos o ponto de fusão circular, ao redor a
zona afetada pelo calor (zac) e a presença de falhas (poros)
como mostra a Figura 27.
Falha
a
b
c
FIGURA 27 – Grupo solda a laser (GL)
No mesmo corpo-de-prova (GL) foi feita imagem do metal
soldado a laser na região terminal da cerâmica, com um
aumento de 2500x (Figura 28).
FIGURA 28 – Grupo GL, terminal da cerâmica.
ZAC
Falha
Os gráficos de EDX (Figuras 30 a 34) ilustraram a
proporção dos elementos químicos encontrados nos grupos
controle (região da porcelana na interface, região da
interface metal porcelana e região do metal); brasagem
(região da interface metal porcelana) e no grupo laser
(região da interface metal porcelana).
Na Figura 29 podemos verificar um pico alto para o
elemento químico silício (Si) seguido pelo alumínio (Al) e
potássio (K) compatível com a região do corpo-de-prova
(cerâmica) do grupo controle (GC)
FIGURA 29 – EDX da região da cerâmica (GC)
O
Na
Al
Si
K
K
Ba
Ba
Ce
Na Figura 30 notamos um equilíbrio entre a quantidade
dos elementos químicos, silício e níquel seguidos por um
pico um pouco menor do elemento crômio (Cr) o que
evidencia a região da interface metal/cerâmica no grupo
controle (GC).
FIGURA 30 - EDX da interface metal/cerâmica (GC).
Já na Figura 31, na área metálica do corpo-prova
(GC) pode-se observar uma quantidade de crômio (Cr) muito
semelhante à quantidade de níquel (Ni), alumínio (Al) ,
silício (Si), molibdênio (Mo) e também oxigênio (O), este
último em quantidade mínima.
O
Al
Si
Mo
K
Ba
Ba
Cr
Cr
Ni
Ni
FIGURA 31- EDX da região do metal (GC).
O EDX do grupo brasagem (GB) foi feito na interface
metal/cerâmica, o que notamos foi o aparecimento do
elemento químico ferro (Fe) (Figura 32).
FIGURA 32 – EDX da Interface metal/cerâmica (GB).
O
Ni
Al
Si
Mo
K
K
Cr
Cr
Ni
Ni
Mo
Mo
K
Cr
Ba
Cr
Cr
Fe
Ni
Ni
O EDX da Figura 33 ilustra os elementos químicos
encontrados na interface metal/cerâmica do grupo solda a
laser (GL), observamos um pico maior de silício (Si) e um
outro pico notado do elemento alumínio (Al).
FIGURA 33 - EDX da interface metal/porcelana (GL).
O
Na
Al
Si
Mo
K
Cr
Ba
Ba
Cr
Ni
Ni
6 DISCUSSÃO
Segui ndo a m esma linha de raci ocínio da revi são da
literatura pela com plexi dade dos aspectos que
env olvem a prót es e m etal/ cerâm ica, tam bém aqui
dec idm os fazer as nos ssas considerações s eparando os
assuntos em:
6. 1 L igas m etáli cas à b ase de ní quel e cr ôm io
É extrem amente i mportante o c onhec im ent o das
car acter íst icas e relações estrutura -propriedade, bem
com o das técnicas de processam ento das ligas
met álicas são cri tério s importante s par a a seleção
adequada da liga m etálica para prót es es m etalo-
cer âm ic as.
As ligas básicas à base de níquel,apresentam
melhores propriedades mecânicas em relaç ão às ligas
nobres t ais com o: dureza, ri gidez, resistência à
def ormação permanente e r esist ência de união
met al/c erâmic a (MOFFA
3 9
, em 1973).B aran
7
, em 1983,
estudando as propriedades m ecânic as das li gas de
ní quel-crômio observou que e st as s ofrem menor
def ormação em altas t emperaturas quando associadas à
porcelana do que às ligas nobr es.
As l igas de ní quel – c rômi o podem ter c omo
elemento adicional o beríl io que fornece alt a f luidez e
bai xa t emperatura de f usão par a estas ligas. E stas
car acter íst icas são desejáveis pois reduzem as reações
ent re liga e reves timento facilitando a remoção do
molde, a limpeza e o acabam ento da f undição. Al ém
diss o, um a tem peratura mais baixa de f usão lev aria a
uma menor contração da fundição durant e o
res friam ento (BAR AN
7
, 1983)
Selecionam os para esta pesquisa a liga à base de
ní quel-crômio por ser este ti po de li ga utilizada em
cer ca de 80% dos trabalhos m etalo-cerâmicos,
realizados nos laboratóri os comerciais de prótese em
nos sa região (S ão Paulo, B rasil ), conforme C ost a et al
*
.
A liga W iron 99 (bego, Alem anha) que f oi utilizada ,
não continha Beríl io em sua com posição pois devido à
to xic idade deste elemento químico, seriam neces sários
cui dados especiais na manipulaç ão.
A liga W iron 99 é com posta pel os seguint es
elementos químicos: níquel como base; crômio, nióbio,
silício, molibdênio, ferro e césio. Segundo Baran
7
, 1983 a
presença do crômio oferece resistência à corrosão e tem um
feito de endurecimento; o silício é desoxidante e ativa a
fluidez favorecendo a fusão e o molibdênio contribui para a
resistência da liga.
Olivieri
42
(2000), através de uma técnica de micro
análise por Espectrometria de Emissão de Plasma induzido
em Argônio (ICP – AES), num Espectrômetro de Emissão
*
Ibid., p. 24
Atômica (Atom Scan 25)
*
observou a liga Wiron 99 , na
condição CR (como recebida) e após a fusão na temperatura
recomendada pelo fabricante (T1). Os elementos químicos
Ni, Cr, Mo, Ce, Nb, e Fe permaneceram praticamente
constantes, na condição como recebida e após fusão na
temperatura recomendada pelo fabricante (T1). Para os
elementos Si e Ce, houve uma redução significativa nas
suas composições nas condições T1 quando comparadas a
CR.
Através do MEV e da análise com micro sonda EDX
(espectrometria por dispersão de Raios X) nesta pesquisa,
observou-se na área metálica, do corpo-de-prova do grupo
controle, quase igual quantidade dos elementos Ni, e Cr,
picos de Al, Si, Mo e O em quantidade mínima (Figura 31).
Após a fundição não identificamos traço do elemento
químico Cério (Ce) que também no trabalho de Olivieri
40
(2000) tinha sofrido redução.
Na análise da composição química da liga de NiCr, este
autor utilizou a espectrometria de emissão por plasma (ICP
– MS) induzido por argônio que segundo o mesmo é uma
técnica analítica para determinação dos elementos químicos
de uma amostra, com nível de detecção da parte por bilhão
(0,001%).
Na presente pesquisa, foi utilizada a técnica de EDX,
que produz análises rápidas mas não possui grande
resolução e precisão (ELIAS & LOPES
21
, 2001). A vantagem
desta técnica está no fato de que análise é realizada a
partir de um volume muito pequeno de material, a
composição elementar pode ser determinada até limites de
detecção da ordem de 0,01% (100ppm). Para elementos
com número atômico maior do que dez, é fato que a menor
quantidade possível de ser detectada está entre 10 e
100ppm. Todos os elementos químicos, presentes na liga de
NiCr, aqui utilizada, apresentam números atômicos maior
que 10: Ni (28), Cr (24), Nb (41), Si (14), Mb (42), Fe (26),
Ce (58).
Logicamente o EDX não pode ser comparado
diretamente à Espectrometria de Emissão por Plasma, como
foi explicado acima, esse último apresenta um nível de
detecção 100 vezes maior.
Além disto, não podemos excluir o fato de que o EDX,
aqui foi realizado a partir de um corpo-de-prova metalo-
cerâmico. Esse corpo-de-prova composto por parte metálica
fundida (temperatura recomendada pelo fabricante da liga)
recebeu uma camada de opaco e uma de cerâmica de corpo.
Sabemos que este processo leva a uma difusão de íons e
que para a aplicação da cerâmica de cobertura foram feitas
duas queimas. Esses dois fatos poderiam também explicar
as diferenças de elementos químicos presentes nas duas
pesquisas.
Neste trabalho, a funidção das barras metálicas foi
realizada por indução, visto que essa técnica permite o
monitoramento da temperatura realizado por ser realizado
em compartimento calibrado. Baran
7
(1983) sugeriu que a
técnica que sua um maçarico de oxigênio para fundição
deve levar em conta problemas adicionais como o fato do
carbono advindo da chama combinar com a liga e alterar as
suas propriedades.
6.2 Soldagem
Na s oldagem , duas ou m ais peças m etálicas são unidas
para formar uma peça única. Tanto metais s imi lares
com o dissim ilares podem ser soldados. A li gaç ão de
uni ão é metal úrgic a sem pre envolvendo al gum a dif usão
(CALLISTER
1 0
, 2002).
Exi ste uma variedade de métodos de s oldagem.
Em prótese dentária utilizamos a soldagem convencional
(solda forte ou brasagem) que ocorre em uma liga metálica
fundida com temperatura de fusão maior do que 400
0
C
(VIEIRA
61
, 1967), com maçarico (gás/oxigênio), radiação
infravermelha e soldagem por raio laser.
A região adjacente à junção da soldagem, que pode
experimentar alterações micro-estruturais e de suas
propriedades; é conhecida por zona termicamente afetada
(ZTA) ou zona afetada pelo calor (ZAC). Dentre as possíveis
alterações, pode se incluir tensões residuais após o
resfriamento.
Durante a soldagem convencional, um material (solda)
é interposto entre as peças a serem unidas, e é aquecido
até que estas se fundam. Com a solidificação, a solda forma
uma junção entre as ditas peças. (Kornfeld
30
, 1974).
Com relação à distorção advinda do procedimento de
soldagem, Steinaman
55
, 1954, verificou que quanto m enor o
com primento das peças fundidas, a serem soldadas,
menor a distor ção e concordou com W illis & Nicholls
6 3
(1980) que af irmaram que a distorção dimi nui com o
espaço de s oldagem e que um espaç o mí nim o (0, 15mm)
sem contato é desejável, com uma menor quantidade de
sol da, levando a uma menor disto rção que leva a um
melhor assentamento. Steinaman
55
(1954) observou
distorções não uniformes e não previsíveis com o
reaquecimento das uniões soldadas, incluídas em
revestimento ou não.
Vieira
61
(1967) concorda com os autores acima, que
sempre haverá distorção e acrescenta que há uma solução
de continuidade nas estruturas soldadas, há oxidação ou
absorção de elementos, gerando mudança de composição
química mesmo que a solda seja direta sem material
intermediário (autógena). Quanto à estrutura metalográfica,
esta também se modifica e surgem impurezas advindas do
processo de brasagem. Na observação dos corpos-de-prova
desta pesquisa pelo MEV, observamos l ocais prováveis
de cont aminação e mudança da es trutura metalógraf ica
na região onde ocorreu a brasagem (F iguras 24 e 25).
.Konef eld
3 0
(1974) coloca como requisitos para uma
uni ão adequada, a lim peza, aquecimento controlado,
fl uxo próprio, s eleção adequada do m ateri al solda e um
espaço de soldagem de 0, 25 mm.
Staf fa nou
5 4
(1980) indica um espaç o de 0,3 mm ,
que foi o m esmo utilizado na present e pesquisa, entre
os segmentos das barras m etálicas que f oram s oldadas
com maçaric o ( ar/gás), apesar de A nusavice et al.
4
(1985) não encontrarem c or relação entr e o espaço de
sol dagem (0,25 e 0,51mm) e a resis tência f lexural.
Staff anou
5 4
(1980) observ ou que a soldagem de m etal
bás ic o com met al básico garantiu a junç ão mais
res istente à tração e verificou f alha na junç ão do metal
com a solda as quais justificou pelo fato do metal básico
ser mais forte do que a própria solda.
Hawbolt et al.
26
(1983) observaram valores maiores de
resistência à tração em ligas de NiCrBe do que para a liga
de NiCo com soldas de alta fusão. Para as ligas de NiCrBe,
as falhas ocorreram dentro da solda ou na interface, nunca
no metal. Também Anusavice et al.
4
(1985) encontrou falha
em seus corpos-de-prova de NiCrBe e NiCr dentro da solda,
porém não na interface. Já Verde et al.
59
(1994) através de
teste de tração obtiveram resultado semelhante para a
soldagem com infravermelho e para brasagem, das ligas de
NiCr e CoCr e observaram falhas predominantemente
coesivas portanto nunca na interface metal/solda.
Anusavice et al.
4
(1985) obtiveram menor resistência à
flexão para as ligas de NiCr com berílio, em relação à
mesma liga sem berílio, soldadas pela técnica do maçarico.
Justifica tal resultado pela inabilidade do fluxo dissolver a
camada de óxido de berílio, quando comparada à facilidade
da dissolução pelo fluxo, da camada de óxido de Níquel e
de Crômio. Os corpos de prova utilizados pelos autores
eram barras retangulares (25mm de comprimento com altura
e largura de 5,0mm) e o cálculo da resistência à flexão foi
obtido através de uma fórmula, onde 1,5 da carga aplicada
era dividida pela largura e multiplicada pela espessura do
corpo-de-prova. Na presente pesquisa, o cálculo da
resistência não foi feito, pois após a soldagem não há mais
a uniformidade da microestrutura do corpo-de-prova. O teste
de flexão foi realizado em corpos-de-prova metalo-
cerâmicos, cuja parte metálica tinha sido soldada em um
dos terminais, por este motivo não calculamos a resistência
à flexão, a estatística foi realizada somente com os valores
de força necessários para o início da falha.
Além da brasagem,a solda a laser tem sido muito
estudada e esta ocorre quando um raio laser intenso e com
elevada focalização é usado como fonte de calor, que
derrete o metal original e, mediante solidificação, uma
junção fundida é produzida e freqüentemente não necessita
da utilização de um material intermediário. Este processo
elimina a distorção mecânica das peças; é rápido; preciso; o
tamanho da zona afetada pelo calor é mínimo; é possível se
conseguir soldas sem porosidades e com resistência
semelhantes ou até superiores a do metal base (SOUZA et
al.
57
,2000) .
Gordon & Smith
24
(1970), Smith et al
52
(1995)
concordam com Souza et al
57
(2000) que uma das
vantagens da solda a laser é a rapidez do procedimento.
Com relação à distorção, Gordon & Smith
24
(1970),
Huling & Clark
28
(1977), Costa et al.
13
(2004) encontraram
menores valores de distorção para soldagem a laser de
ligas áuricas do quando empregaram a brasagem. Huling &
Clark
28
(1977) encontraram menores valores de distorção
para o monobloco em comparação com técnica de
brasagem. Costa et al.
13
(2004) encontraram maior
distorção no grupo monobloco quando comparado à
brasagem. Estes resultados diferentes podem ser
explicados pelo número de segmentos soldados, os
primeiros autores trabalharam com três elementos, já os
últimos com cinco segmentos, pois de acordo com
Schiffleger et al.
50
(1985) quanto menor a extensão da
prótese fixa menor distorção quanto fundida em monobloco.
Preston & Reisbick
45
(1975), Wiskott et al.
64
(1997) e
Souza et al
57
. (2000) consideraram através do teste de
tração que a solda a laser foi superior a brasagem quando
eles utilizaram metais básicos.
Com relação à resistência à flexão em três pontos,
Apotheker at al.
5
(1984), Dinato et al.
19
(1997) e Dinato
20
(1999) obtiveram maior resistência flexural para as ligas de
NiCrBe, quando soldadas a laser do que quando soldadas
por brasagem.
Sabendo que a cerâmica se desprende em conseqüência
da deformação do metal da infraestrutura, podemos fazer
um paralelo com o atual trabalho onde o teste de flexão foi
aplicado em corpos-de-prova metalo-cerâmicos. Obtivemos
um resultado diferente daquele dos autores acima, não
houve diferença estatisticamente significante entre os
grupos soldados a laser e soldados brasagem. Esse fato,
talvez tenha ocorrido porque os corpos-de-prova, além de
terem uma espessura muito fina (0,5mm), após a soldagem
sofreram a aplicação da cerâmica de cobertura. Além disso,
as barras metálicas foram fundidas em NiCr sem berílio e
como pudermos verificar na literatura, o óxido desse
elemento é mais difícil de ser dissolvido pelo fluxo no
momento da soldagem, ao contrário dos óxidos de Níquel e
Crômio que facilitam tal processo. Provavelmente por esse
motivo, os corpos-de-prova da liga de NiCr sem berílio,
soldados por brasagem necessitaram uma força maior para
que a falha se iniciasse. Anusavice et al.
4
(1985) obtiveram
menor resistência à flexão em três pontos, para as ligas de
NiCr com berílio em relação à mesma liga sem berílio,
soldadas por brasagem.
Lee et al
33
(1999) estudaram o espaço para a soldagem
a laser pela resistência à fadiga e encontraram que o
espaço zero (íntimo contato) foi o que propiciou a mais alta
resistência à fadiga da liga de ouro e paládio testada. As
falhas ocorreram no centro da união. Na presente pesquisa,
utilizamos o espaço preconizado (zero) por esses autores
entre os segmentos das barras metálicas que foram
soldados a laser para a confecção de nossos corpos-de-
prova. Wiskott et al
64
(1997) observaram que com fadiga, as
uniões a laser das ligas metálicas se mostraram inferiores a
brasagem quando observadas pelo teste de tração.
Com relação aos valores de dureza, Smith et al.
52
(1975)
encontraram valores semelhantes para a solda laser e para
fundição em monobloco em ligas nobres.
Para Souza et al.
57
(2000),ambos os processos de
soldagem (laser e brasagem) produziram uma dureza no
cordão solda maior do que no metal base e na soldagem a
laser a dureza na zona afetada pelo calor (zac) foi também
menor do que no metal base.
Para Preston & Reisbick
45
(1975), os valores de dureza
aumentaram com o aumento da energia de soldagem a
laser, tanto para ligas básicas quanto para as ligas nobres,
uma vez que com baixa energia notou que a penetração não
tinha sido completada. Gordon & Smith
24
(1970),
acrescentaram que existe relação crítica entre a energia de
soldagem a laser e área dos pontos de soldagem, sendo
imprescindível sobreposição dos mesmos na técnica. Esta
norma técnica foi seguida durante a soldagem a laser das
barras metálicas que compõe os corpos-de-prova nesta
pesquisa.
Smith et al.
52
(1972) e Preston & Reisbick
45
(1975)
observaram a região onde foi realizada a união pela solda a
laser constataram uma aparência mais uniforme do que às
áreas que foram submetidas a brasagem, em ligas nobres.
Preston & Reisbick
45
(1975) observou glóbulos ao redor das
uniões a laser de metais diferentes e dentro dos poros de
uniões soldadas por brasagem (aumento de 77 vezes).
Segundo Smith et al
52
(1972),a microestrutura da junção
soldada a laser apresentou um aspecto de fundição devido
às velocidades grandes de fusão e solidificação ocorridas
nesta área.
Já Apotheker at al.
5
(1984) observaram porosidades no
grupo soldado a laser. Também com relação ao grupo laser
da presente pesquisa, observamos através do MEV, um
defeito . na microestrutura do metal (Figura 27) o que pode
ser explicado através da própria técnica. A aplicação dos
pontos de soldagem a laser deve circunscrever a estrutura a
ser soldada em 360º com pontos sobrepostos (50 a 60%),
isto pode levar a área interior sem união. Nestes casos, a
energia do laser não penetra no centro dos segmentos a
serem soldados. Além disso, durante o processo de
resfriamento após a união, a fenda solidificada no ponto de
união pode levar a micrométrica separação e isto
possivelmente poderá induzir a falha precoce do metal
quando a interface estiver sujeita a tensão.
Smith et al
52
(1972) recomendaram usar um pulso curto
com baixa potência quando da soldagem a laser. Uma alta
energia induziria mais frequentemente a aumento da
porosidade na união, as quais podem ser atribuídas a
entrada de ar na área de soldagem ou a contaminações.
Souza et al.
57
(2000) diferenciaram no exame da
microestrutura dos corpos-de-prova unidos por brasagem:
metal base e cordão de solda. Já na região da solda a laser,
cordão de solda, ZAC (zona afetada pelo calor) e metal
base. Também através do MEV dos corpos-de-prova do
grupo de solda a laser (GL) deste trabalho, observamos a
ZAC (Figura 27), porém não observamos a sobreposição
dos pontos de solda devido ao acréscimo de metal que foi
realizado sobre a estrutura.
O raio laser é uma energia focal que funde os metais na
união. Esta porção fundida tem tipicamente forma
arredondada sobre a superfície e penetra dentro do metal.
Não somente é interessante conhecer o desenho da união
como também a região do metal vizinho à área de fusão.
Esta região, como não mostra sinais de aumento de
temperatura é denominada zona afetada pelo calor (zac). O
resfriamento se inicia imediatamente em seguida a fusão do
metal pelo laser. Sabendo que o metal fundido contrai
durante o seu resfriamento, um estresse residual de tensão
é desenvolvido o qual pode levar a trincas micrométricas. O
centro da área circular de fusão é o último a solidificar, as
regiões marginais se tornam mais susceptíveis a alto
estresse residual.
Foi observada por Souza et al.
52
(2000), uma morfologia
grosseira, com porosidades e precipitados na região da
brasagem e na região do laser, uma estrutura mais refinada.
Diferentemente dos autores pré-citados, as nossas
observações foram feitas apenas no MEV sem qualquer
preparo, mesmo assim pudemos notar a diferença do
aspecto da brasagem (Figuras 24 e 25) e solda a laser
(Figuras 27 e 28).
A microscopia eletrônica serve para análise da
morfologia superficial de uma estrutura. Um aspecto
importante referente à superfície dos materiais metálicos,
está relacionado a sua composição química superficial, uma
vez que uma liga não possui necessariamente a composição
na superfície igual à volumétrica. Portanto, é importante a
identificação dos átomos presentes na superfície e como
eles estão arranjados. Este conhecimento pode ser
realizado com o emprego dos microscópios de varredura
auxiliados por técnicas de micro análises.
Embora o trabalho de Lee et al
33
(1997) tenha mostrado
mais falhas por fadiga, na área central de soldagem, talvez
sejam nas margens que se iniciem as trincas sob fadiga.
Existem dois momentos em que se pode aplicar a
cerâmica durante a confecção das próteses dentárias fixas
múltiplas metalo-cerâmicas que são a aplicação da
cerâmica após a soldagem (soldagem pré - cerâmica e a
aplicação da cerâmica antes do procedimento de soldagem
(soldagem pós-cerâmica), Wiskott et al.
64
(1997) descreveu
que com relação à resistência à tração, a soldagem a laser
foi a mais forte seguida pela soldagem pré-cerâmica e pós-
cerâmica, porém a análise química demonstrou menor
difusão nas uniões pré-cerâmicas e maior difusão iônica,
nas uniões pós-cerâmicas.. Neste trabalho optamos pela
soldagem pré-cerâmica por ser um procedimento mais
simples tecnicamente.
Anusavice et al.
3
(1977) estudando a união de cerâmicas
às ligas nobres, variaram as condições de pré-tratamento
das superfícies metálicas e observaram na interface um
acúmulo de íons de silício e estanho, sendo que este último
se encontrava mais na região do opaco da cerâmica. O íon
silício estava presente em mais alta concentração na
cerâmica do que no metal. Este dado também foi encontrado
no EDX desta pesquisa para o grupo controle (GC) como
ilustram as Figuras 29 (região da cerâmica com pico maior
de silício) e 30 (menor pico de silício). Carter et al.
12
(1979)
e Deger & Caniklioglu
16
(1998) também observaram maior
quantidade de estanho na porcelana do que na liga metálica
de NiCr. Anusavice et al.
3
(1977), Carter et al.
12
(1979) e
Baran et al.
6
(1988) concordam que o óxido de crômio não
tem efeito deletério na adesão metal/cerâmica. Poderia se
pensar que o óxido de crômio dissolvido na cerâmica
alteraria seu coeficiente de expansão térmica levando a
incompatibilidade para o sistema metal básico/cerâmica. Wu
et al.
65
(1991) observaram em seu trabalho, um crescimento
de óxido de crômio via difusão do átomo de crômio através
da camada de óxido, deixando na interface metal/óxido
lacunas de átomos metálicos sendo que o acumulo dessas,
resultaram em adesão deficiente e eventual separação da
camada de óxido do metal.
Hegedüs et al.
27
(2002) observaram uma fina camada de
óxido de crômio sobre a superfície do NiCr em ligas com
alto conteúdo de crômio e em ligas com baixo conteúdo
desse elemento detectaram Ni-O e Ni Cr
2
O.
Yamamoto
66
(1985) afirma que o coeficiente de
expansão térmica (CET) deve ser menor na cerâmica do que
no metal para termos compressão na cerâmica e tensão no
metal. A resistência de união metal/cerâmica é produzida
pelo estresse compressivo (diferença de CET) e que leva à
compressão térmica da cerâmica pela contração do metal.
Deholff & Anusavice
17
(1998) afirmaram que os sistemas
metalo-cerâmicos são indicadores sensíveis do
desenvolvimento do estresse, causado pela
incompatibilidade de contração térmica.
Uusalo
58
(1987) encontrou uma resistência de união com
a cerâmica (teste de torção) mais baixa para as ligas de
NiCr do que para as ligas nobres, com linhas de fraturas
para as duas ligas, nas cerâmicas.
Wu et al.
65
(1991) observaram que os íons de alumínio
presentes nos agentes de união difundiram através da
interface e suprimiram a difusão do níquel, crômio e cobalto.
Juntamente com O’ Connor et al.
46
(1996) ,estes autores
confirmaram que as ligas de NiCr com berílio se unem
melhor à cerâmica.
Para Bezzon et al.
9
(2001) a presença de berílio na liga
metálica não garante a fusibilidade do metal. Através do
teste de cisalhamento não encontraram diferenças
significativas para união metal/cerâmica em ligas com e
sem o elemento químico berílio.
Com relação ao número de queimas da porcelana,
Barghi et al.
8
(1987) observaram que em até cinco queimas
a resistência de união (compressão até a fratura) do corpo-
de-prova metal/cerâmico não se alterava, com ligas nobres.
Porém com 10 queimas, esta resistência era reduzida para
as ligas nobres e não levava a uma união frágil para ligas
básicas apesar de reduzir sua camada de óxido. Na
presente pesquisa, fizemos apenas três queimas para a
aplicação da cerâmica e o tempo de queima foi
recomendado pelo fabricante. Hegedüs et al.
27
(2002)
aumentou o tempo de queima para cerâmicas sobre ligas de
Nicr e observou a precipitação de uma fase de óxido
complexa, que inibia o crescimento dos óxidos de silício,
óxido de potássio, óxido de alumínio e óxido de titânio. Na
fase inicial da queima apareciam óxidos de crômio e de
silício.
Galindo et al.
22
(2001) consideraram que a aplicação
da solda (reparo da perfuração central do corpo-de-prova)
não diminuiu a resistência de união metal/cerâmica pelo
teste de flexão de três pontos. Este dado contrasta com o
resultado de Kang et al.
29
(2003) que obtiveram cargas
menores (compressão) para falhas de união metal/cerâmica
em corpos-de-prova soldados e concluíram que a solda deve
afetar o prognóstico das coroas metalo-cerâmicas. Costa et
al
13
(2004) através do teste de flexão de três pontos
(ISO9693) com corpos-de-prova soldados em um dos
terminais de aplicação da linha de força, observaram que o
descolamento sempre se iniciava no terminal soldado e que
a carga para a falha nos corpos-de-prova soldados, era
inferior à carga de falha dos corpos-de-prova do grupo
controle (monobloco).
Nesta pesquisa, obtivemos uma força de falha
significantemente menor para os grupos soldados por
brasagem (GB) e por solda a laser (GL), levando nos a
acreditar que a solda parece realmente afetar a união
metal/cerâmica. A crítica que se pode fazer ao trabalho de
Galindo et al.
22
(2001) está no fato de que a soldagem não
ter sido completa e sim simulada e que foi executada no
centro do corpo-de-prova padrão para o teste. É inerente ao
teste de flexão de três pontos, que a falha se inicie em um
dos terminais, se esse terminal não apresentar solda,
poderia se supor que o corpo-de-prova se tornaria mais
resistente do que a sua parte central, e assim a falha
poderia se iniciar com a carga usual, não afetada pela
solda.
Ao exame visual, estes autores observaram na
cerâmica desprendida dos corpos-de-prova (grupo controle),
uma área acinzentada evidenciando que a camada de óxido
permaneceu aderida após a falha e esta seria caracterizada
como falha adesiva entre óxido e metal. Na presente
pesquisa, observamos também no grupo controle (sem
soldagem) o mesmo tipo de falha em um corpo-de-prova
cuja cerâmica havia se desprendido (Figura 23).
6.3 Ciclagem térmica e teste mecânico
A diferença dos coeficientes de expansão térmica entre
o substrato metálico e a porcelana é fator importante na
união metal/cerâmica. A discrepância entre os coeficientes
gera tensões na interface porcelana/metal, durante a
dilatação ou contração dos materiais no meio oral, em
função da ingestão de alimentos e líquidos em temperaturas
contrastantes. Para observarmos essa compatibilidade do
sistema metal/cerâmicos quanto aos coeficientes de
expansão térmica, a termociclagem tem sido utilizada,
simulando as condições bucais.
Probster et al.
46
(1996) através do teste de flexão de três
pontos, concluíram que a ciclagem térmica não alterou os
resultados de resistência de união metal/cerâmica, para o
grupo controle de sua pesquisa, que era uma liga de NiCr e
cerâmica VMK (Vita, Alemanha).
Neste trabalho, metade dos corpos-de-prova foi
submetida à ciclagem térmica, sendo os resultados,
semelhantes estatisticamente com a parte que não foi
submetida a esse procedimento. Os resultados com relação
a variável ciclagem térmica do grupo controle, fundição em
monobloco (GC) não mostraram diferenças significativas
dentro do próprio grupo, o que está de acordo com os
resultados obtidos por Probster et al.
46
(1996). Estes
resultados confirmaram a compatibilidade de coeficientes de
expansão térmica entre os substratos metálicos e as
porcelanas, para todos os grupos. Apesar do resultado não
ser estatisticamente significante, observou-se que nos
grupos laser e brasagem, os valores numéricos foram
menos discrepantes entre os grupos termociclados e não
termociclados. Talvez pelo fato de que o processo pelo qual
o metal tem que ser submetido para união de seus
segmentos (brasagem e laser) seja mais prejudicial à
interface metal/cerâmica do que a própria variação térmica
da ciclagem.
Além da variação térmica, observamos tensões no meio
bucal, que raramente são puramente de tração,
compressivas ou cisalhantes, sempre há carregamento
complexo que gera estado de tensão com a presença das
três tensões. A mastigação gera nos elementos dentários,
forças de cisalhamento e compressivas para cortar e triturar
os alimentos. Sempre que o corpo-de-prova estiver em
condições de carregamento haverá deformação, a qual
varia com o tipo de tensão aplicada.
O corpo-de-prova submetido a um carregamento, reage
comum força com a mesma magnitude e sentido oposto.
Esta reação é induzida pelas forçcas de atração e de
repulsão dos átomos que procuram manter a distância
interatômica de equilíbrio (ELIAS & LOPES
21
, 2001)
Na maioria das vezes, a forma do corpo-de-prova a ser
ensaiado é diferente daquela da prótese dentária, mas com
os resultados obtidos nos ensaios mecânicos é possível
estimar o desempenho dessa..
Anusavice et al.
2
(1980) estudaram por elemento finito,
onze tipos de testes para a união metal/cerâmica e
obtiveram que para o teste de flexão de três e de quatro
pontos, a concentração de estresse mais severa ocorria no
terminal da cerâmica e que a separação da cerâmica se
iniciava em um dos terminais e caminhava para o centro do
corpo-de-prova onde a força era maior. O resultado deste
trabalho direcionou a escolha do local de corte e soldagem
dos segmentos, para o terminal da cerâmica, dos corpos-de-
prova do presente trabalho. Este procedimento foi realizado
apenas em um dos terminais, uma vez que a soldagem
simultânea e padronizada, nos dois terminais, mostrou ser
tecnicamente impraticável.
Acrescentaram Dehoff et al.
17
(1982) que a geometria e
a configuração do corpo-de-prova para o teste de quatro
pontos ditou a localização da falha e que o tipo dessa era
difícil de decifrar. A respeito da distribuição do estresse
abaixo da linha de força, esses mesmos autores juntamente
com Hammad & Talic
25
(1996) consideraram esta
distribuição complexa envolvendo cisalhamento, tensão e
estresse de tensão máxima. Os estresses para força de
tensão máxima são criados na superfície da porcelana (a
fragilidade do metal depende do seu módulo de
elasticidade). Como uma liga com elevado módulo de
elasticidade, provavelmente resistiria mais, criando melhor
união metal/cerâmica, logo, estaríamos testando o módulo
de elasticidade do metal segundo Hammad & Talic
25
(1996).
Estes mesmos autores observaram que parece ser
impossível um teste que meça a resistência de união
absoluta, só seria possível se as forças coesivas da
cerâmica do corpo-de-prova sobrepusessem à resistência de
união metal/cerâmica e os coeficientes de expansão térmica
(CTE) fossem idênticos durante o processo de queima. A
esse respeito, Lenz & Kessel
34
(1998) fizeram uma análise,
do estresse térmico da liga em função da diferença de CET
da liga e a temperatura vítrea da cerâmica e preveniram que
a diferença de CET não deveria exceder 50% para se ter
uma combinação compatível entre os dois materiais e que
uma análise numérica da resistência à flexão da interface
metal/cerâmica, é baseada na suposição de que ambos, liga
metálica e cerâmica fossem homogêneos.
Para Lenz & Schwarz
35
(1999),quando a falha ocorresse
na cerâmica previamente a seu descolamento, esse teste
ainda assim seria válido, pois forneceria um limite mais
baixo da carga para falha já que os estresses causadores
de falhas são proporcionais à força.
Yilmaz & Dincer
67
(1999) estudaram a união
metal/cerâmica através de teste de tração, teste de
expansão térmica para ter uma inferência, para os níveis de
estresses residuais e observaram estresse térmico
compressivo em sistemas de NiCr/porcelana e Ti/porcelana
obtiveram resultados acima da compatibilidade térmica para
os dois sistemas.
Já, que o teste de flexão é o principal tipo de esforço
realizado sobre próteses fixas, pois representa mais
apropriadamente as condições complexas que envolvem
uma prótese fixa (Anusavice et al.
4
, 1985), optou-se por
utilizá-lo neste experimento. Apesar de Lenz & Schwarz
34
(1999) afirmarem que o teste de flexão de três pontos não
considera os coeficientes de expansão térmicos (CET)
residuais, sabe-se, porém que tais estresses residuais
ocorrem em todas as combinações metal/cerâmicas devido
ao seu processo de confecção.
7 CONCLUSÃO
Baseado nas observações realizadas neste estudo, é válido
concluir que:
a) não houve diferença estatisticamente significativa
para a força necessária para falha de união
metal/cerâmica entre os grupos brasagem e laser
(GB, GBT,GL,GLT);
b) a força necessária para a falha de união
metal/cerâmica apresentada pelo grupo controle (GC
e GCT) foi significantemente superior à dos demais
grupos;
c) não houve diferença estatisticamente significativa
entre a força necessária para que ocorresse a falha
na interface metal/cerâmica entre todos os grupos
que foram submetidos à ciclagem térmica (GBT,GLT
e GCT) e os que não foram submetidos à ciclagem
térmica (GB,GL e GC) quando avaliados pelo teste
de flexão de três pontos. [Norma ISO 9693: 1999
(E)].
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Anexo A – Tabla del cocción del Vita Vacumat
®
40 (Alemanha)
Quadro 6 – Valores da relação temperatura e tempo das
programações a serem utilizadas para cocção da cerâmica
Vita Omega 900.
VIT A
OMEG A
900
Nú mero
pr o grama
Pr é-
se ca d o
ºC
mi n
mi n
ºC/ min
Temp eratur a
aproxima d a
mi n
Vá cuo
mi n
Oxi dação
40 * * * * * * *
Co c c ión
Opaco
Was h
42
600
2, 0
4, 0
75
90 0
2, 0
4,0
Co c c ión
Opaco
Pa sta
Was h
54
500
6,0
6,0
50
900
3,0
5,0
Co c c ión
Opaco
43
600
2,0
4,0
75
900
1,0
4,0
Co c c ión
Opaco
Pa sta
55
500
6,0
6,0
50
900
2,0
6,0
Co c c ión
De ntina
44
600
6,0
6,0
50
900
1,0
6,0
Pr imeir a
Corr eção
45
600
6,0
6,0
48
890
1,0
6,0
Seg u nda
Corr eção
46
600
6,0
6,0
48
890
1,0
6,0
Co c c ión
Corr eti va
Co m C or
_
500
4,0
6,0
34
800
_
_
Co c c ión
de
Gla seado
7
600
_
3,0
110
930
_
_
Co c c ión
Gla seado
Flu id
Ak gent
8
600
4,0
3,0
110
930
_
_
Co c c ión
Po l v o d e
Gla seado
9
600
4,0
3,0
1,0
900
_
_
Co c c ión
Po l v o d e
Ho mbros
10
600
6,0
6,0
67
940
6,0
6,0
• Seguir as orientações dos f abri cantes da liga metálica
utili zada.
Apêndice A – Valores de Forças encontradas nos grupos
(Controle, laser e soldagem convencional) sem e com
termociclagem.
Quadro 7 – Valores originais das forças (N) obtidas pelo
teste de Flexão em três pontos para o grupo controle (GC).
1
CP Força em Kgf Força em N Espessura
01 1,43 14,014 1,45
02 1,73 16,954 1,66
03 1,51 14,798 1,45
04 1,66 16,268 1,66
05 1,54 15,092 1,45
06 1,40 13,720 1,60 (MEV)
07 1,50 14,700 1,45
08 1,72 16,850 1,45
09 1,14 11,172 1,45
10 1,49 14,600 1,45
Quadro 8 – Valores originais das forças (N) obtidas pelo teste de Flexão
em três pontos para o grupo controle com termociclagem
(GCT)
CP Força em Kgf Força em N Espessura
01 1,09 10,682 1,51
02 1,70 16,660 1,66 (MEV)
03 1,43 14,014 1,66
04 1,16 11,368 1,59
05 1,14 11,172 1,51
06 1,09 10,682 1,52
07 1,55 15,190 1,60
08 1,60 15,680 1,61
09 1,53 14,994 1,62
10 1,26 12,398 1,51
Quadro 9 – Valores originais das forças (N) obtidas pelo teste de
Flexão em três pontos para o grupo laser (GL)
CP Força em Kgf Força em N Espessura
01 1,01 9,898 1,59
02 0,78 7,644 1,49
03 1,11 10,878 1,45
04 1,04 10,192 1,66
05 0,97 9,506 1,45 (MEV)
06 1,13 11,074 1,66
07 1,11 10,878 1,60
08 0,99 9,702 1,58
09 1,04 10,192 1,57
10 1,07 10,486 1,50
Quadro 10 – Valores originais das forças (N) obtidas pelo teste de Flexão
em três pontos para o grupo laser com termociclagem (GLT).
CP Força em Kgf Força em N Espessura
01 0,89 8,7220 1,53 (MEV)
02 1,12 10,976 1,45
03 0,96 9,4080 1,45 (MEV)
04 0,80 7,8400 1,45
05 1,20 11,760 1,45
06 0,85 8,3300 1,45
07 1,23 12,054 1,45
08 0,88 8,6240 1,55
09 0,97 9,5060 1,46
10 1,00 9,8000 1,54
Quadro 11– Valores originais das forças (N) obtidas pelo teste
de Flexão em três pontos para o grupo brasagem
(GB).
CP Força em Kgf Força em N Espessura
01 1,27 12,446 1,57
02 0,74 7,2520 1,54
03 1,20 11,76 1,45
04 1,16 11,368 1,45
05 1,10 10,780 1,45
06 1,06 10,388 1,45
07 0,86 8,4280 1,62
08 1,23 12,054 1,47
09 1,15 11,270 1,55
10 1,01 9,8980 1,60 (MEV)
Quadro 12– Valores originais das forças (N) obtidas pelo teste de Flexão
em três pontos para o grupo brasagem com termociclagem
(GBT).
CP Força em Kgf Força em N Espessura
01 0,98 9,6040 1,45
02 1,00 9,8000 1,45
03 0,93 9,1140 1,45
04 1,22 11,956 1,47
05 1,12 10,976 1,53
06 1,05 10,290 1,46
07 0,97 9,5060 1,45
08 1,27 12,446 1,50
09 1,05 10,290 1,56
10 1,16 11,368 1,55
COSTA, E.M.V. Effect of laser welding and brazing on metal-
porcelain bond strength in porcelain fused to NiCr alloy castings.
2005. 158f. Tese para 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
This study evaluated the influence o f solderi ng o n the metal-
ceramic bond strength. Metallic bars (NiCr) achieved (60
structures) in the dimensions established for the test.(ISO
9693:1999 (E) and were divided into 6 groups. The metallic bars
received the layer of ceramics (1,0mm) on the central and lower
areas of the metal (8,0mm) at the area of load. The total dimension
tested was 20mm, with central load in 8,0 mm. Surface treatments
were those indicated by the manufactures. Application of ceramics
was conducted in two steps, namely 0,1mm of opaque ceramic,
follo wed by 0,9mmm of bulk cera mic s. Before mechanical testing,
half of the specimens underwent thermo cycling. Each specimen
was submitted to t he three-point bendin g test in an universal
testing mach ine, with a load cell of 10 Kg and crosshead speed of
1,5±0,5mm/min, connected to a computer that indicat ed the
maximum load up to failure. Data were printed in a proper table for
a further statistical analysis (ANOVA) and Tukey test. No
significant difference was observed concerning the maximum load
up to failure metal/ceramic to the groups BG (9,87±e LG ( 10,55
±1,37N) , but the maximum load in the interface of the groups CG
(14,05±2,11 N) was the highest of all th e groups. With or without
thermo cycling, there were no significant differences a mong all
studied groups, aft er accomp lishment of the three-point bending
test one structur e of each group was analyze d und er scanning
electro microscope (SEM) and to a spectrum analyzer by X- ray
energy dispersion (EDX).
KEYWORDS: Metal ceramic alloys; porcelain-fused-to-metal (PFM);
materials testing; chromium alloys; nickel alloy; dental soldering.
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