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UNIVERSIDADE FEDERAL RURAL DO RIO DE JANEIRO
INSTITUTO DE VETERINÁRIA
CURSO DE PÓS-GRADUAÇÃO EM MEDICINA VETERINÁRIA
ÁREA DE PATOLOGIA E CIÊNCIAS CLÍNICAS
DISSERTAÇÃO
Comparação da avaliação mecânica de compressão
axial em seis modelos de fixadores esqueléticos
externos confeccionados com barras estabilizadoras
de polimetacrilato de metila ou de madeira e parafusos
de aço inoxidável 304
MESTRANDO
Carlos Otávio Jordão Moreira da Rocha
ORIENTADORA
Rosana Pinheiro Botelho
2008
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UNIVERSIDADE FEDERAL RURAL DO RIO DE JANEIRO
INSTITUTO DE VETERINÁRIA
CURSO DE PÓS-GRADUAÇÃO EM MEDICINA VETERINÁRIA
ÁREA DE PATOLOGIA E CIÊNCIAS CLÍNICAS
Comparação da Avaliação Mecânica de Compressão
Axial em Seis Modelos de Fixadores Esqueléticos
Externos Confeccionados com Barras Estabilizadoras
de polimetacrilato de metila ou de Madeira e
Parafusos de Aço Inoxidável 304.
CARLOS OTÁVIO JORDÃO MOREIRA DA ROCHA
Sob a Orientação da Professora
Rosana Pinheiro Botelho
Dissertação aprovada como requisito parcial
para obtenção do grau de Mestre em
Medicina Veterinária. Área de Patologia e
Ciências Clínicas.
Seropédica, RJ
Agosto de 2008
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UNIVERSIDADE FEDERAL RURAL DO RIO DE JANEIRO
INSTITUTO DE VETERINÁRIA
CURSO DE PÓS-GRADUAÇÃO EM MEDICINA VETERINÁRIA
CARLOS OTÁVIO JORDÃO MOREIRA DA ROCHA
Dissertação submetida ao Curso de Pós-Graduação em Medicina Veterinária,
área de Patologia e Ciências Clínicas, como requisito parcial para obtenção do
grau de Mestre em Medicina Veterinária.
DISSERTAÇÃO APROVADA EM 29/08/2008.
_________________________________________
Rosana Pinheiro Botelho (Dra) UFRRJ
Orientadora
__________________________________________
André Lacerda de Abreu Oliveira (Dr) UENF
__________________________________________
Victor Jayme Roget Rodriguez Pita (Dr) IMA/UFRJ
AGRADECIMENTOS
A Deus por iluminar meus caminhos, me fortalecendo e me presenteando com
muita saúde e determinação, permitindo assim a busca pelos meus objetivos.
A minha amada Ana Carla que sempre esteve ao meu lado, me incentivando e
auxiliando na elaboração deste projeto, principalmente nos momentos de
desânimo e aflição.
As minhas queridas filhas Juliah e Luysah, que são as preciosidades da minha
vida, continuidade de minha existência e maior presente de Deus.
A minha orientadora Rosana Pinheiro Botelho, por ser simplesmente o que é,
exemplo de pessoa que desde que conheci sempre se mostrou solícita e
dedicada. Pode ter certeza que Deus reserva coisas maravilhosas para você.
Ao Prof. Vitor Pitta do Instituto de Macromolécula Eloisa Mano da UFRJ pela
grande atenção e ajuda na realização e interpretação das análises mecânicas.
Aos meus amigos e colaboradores da SOS Policlínica Veterinária, que sempre se
desdobraram na minha ausência, tornando possível a minha conquista.
A todas as pessoas que direta ou indiretamente colaboraram para esta obra.
RESUMO
ROCHA, Carlos Otávio Jordão Moreira. Comparação da Avaliação Mecânica de
Compressão Axial em Seis Modelos de Fixadores Esqueléticos Externos
Confeccionados com Barras Estabilizadoras de polimetacrilato de metila ou
de Madeira e Parafusos de Aço Inoxidável 304. Seropédica: UFRRJ, 2008.
63p. (Dissertação, Mestrado em Medicina Veternária, área de Patologia e
Ciências Clínicas.
Com objetivo de testar a resistência e o comportamento biomecânico de
fixadores externos de baixo custo utilizados em medicina veterinária, foram
criados 6 modelos de protótipos do tipo Ia confeccionados a partir de materiais
alternativos, utilizando-se como implantes ortopédicos parafusos de aço
inoxidável 304 porosos e totalmente rosqueados, e como barra estabilizadora a
resina de metacrilato ou hastes de madeira (Pinnus ellioti). Os modelos dos
fixadores testados ainda se diferenciam por apresentarem 2, 3 ou 4 implantes por
segmento fraturado. Com a finalidade de realizar avaliações biomecânicas o mais
próximo possível da situação clínica, optou-se pela escolha de 2 tubos de
policloreto de vinila, comercialmente conhecido como PVC, apresentando 10 cm
de comprimento, 1,27 cm de diâmetro interno e 1,95 cm de diâmetro externo,
afastados 5 cm entre si, representando assim os fragmentos ósseos e o foco de
uma fratura instável. Este tipo de tubo se assemelha a um osso longo por
apresentar um espaço interno que representa a área medular enquanto que as
paredes externas representam as duas corticais ósseas. Para cada modelo de
fixador externo foram criados 5 protótipos, submetidos a testes mecânicos para
avaliação da força de compressão axial. O aparelho para avaliação dos protótipos
foi o Instron modelo 4204, com célula de carga de 5 KN (Quilograma-Newton) e a
velocidade da compressão axial foi de 2 cm/minuto, seguindo as normas ASTM
D695-91. Calculamos as cargas de rigidez, ponto de escoamento e carga de
segurança máxima. A avaliação mecânica foi realizada no Instituto de
Macromoléculas Eloísa Mano na Universidade Federal do Rio de Janeiro.
Concluímos que os modelos com barra estabilizadora em resina necessitou de
uma carga maior do que os modelos de madeira para sofrer deformação plástica.
O modelo com 3 parafusos por segmento de tubo de PVC e barra estabilizadora
de resina mostrou suportar maior peso que os demais, antes de apresentar uma
deformação plástica, sendo indicado para cães com peso corporal de até 26,5 Kg
portadores de fraturas nos membros torácicos e para cães com peso de até 44 Kg
que apresentem fraturas nos membros pélvicos.
Palavras-chave: Fixador externo, madeira, resina acrílica, barra estabilizadora.
ABSTRACT
ROCHA, Carlos Otávio Jordão Moreira. Comparison of the Mechanical
Evaluation of Axial Compression in Six Models of External Skeleton Fixators
Manufactured with Stabilized Bars of Methyl Methacrylate or of Wood and
Stainless Steel Screws 304. Seropédica: UFRRJ, 2008. 63P. (Dissertation,
Master Degree in Veterinary Medicine, Pathology and Clinic Science Field).
With the objective of testing the resistance and the biomechanical behavior
of external fixators of low cost used in veterinary medicine, were created 6
prototypes la type manufactured from alternative materials, using as orthopedic
implants, stainless steel screws 304 porous, and as stabilized bar the
methacrylate resin or wood poles (Pinnus ellioti). The models of the fixators tested
differ because they have 2, 3 or 4 implants per fractured segment. With the
purpose of doing biomechanical evaluations that are closer to the real clinical
situation, were selected 2 tubes of polyvinylchloride, commercially known as PVC,
with 10 cm length, internal diameter of 1,27 cm and external diameter of 1,95, far 5
cm from each other, representing, this way, the bone bands and the focus of an
unstable fracture. This kind of tube is like a long bone because it has an internal
space that represents the medullar area and external walls that represent the two
osseous cortical. To each external fixator model, were created 5 prototypes, which
were submitted to mechanic tests to evaluate the axial compression strength. The
device to evaluate the prototypes was the Instron model 4204, with a charge cell
of 5 KN (Kilogram-Newton) and the speed of the axial compression was 2
cm/minute, according the rules ASTM D695-92. The values of rigidity, drainage
point and maximum security charge were calculated, according to the
methodology used by Willer et al., (1991) and by Falcão (2004). The mechanical
evaluation was done in the Instituto de Macromoléculas Eloísa Mano in the
Universidade Federal do Rio de Janeiro. We concluded that the models with the
stabilized bar made of resin required a larger load than the models made of wood
to suffer a plastic deformation. The model with 3 screws per segment of PVC tube
and a resin stabilized bar showed to tolerate a higher weight than the others,
before showing a plastic deformation, this way it’s indicated to dogs that weight up
to 26,5Kg with fractures in the thoracic limbs and for dogs that weight up to 44Kg
that have fractures in the pelvic limbs.
Keywords: external fixator, wood, acrylic resin, stabilized bar.
LISTAS DE ABREVIAÇÕES, SIGLAS E SÍMBOLOS
% porcento;
º graus;
Kg quilogramas;
mm milímetros;
cm centímetro;
N Newton;
N/mm Newton/milímetro;
PVC policloreto de vinila;
mm/min milímetro por minuto;
Pol/seg polegada por segundo.
Kgf/mm quiilograma-força/milímetro.
Nm/graus Newton-metro/graus.
h horas.
KN quilograma-Newton.
cm/minuto centímetro /minuto.
P estatística.
K/E Kirschner-Ehmer
ÍNDICE DE FIGURAS
Figura 1 - Curva padrão de carga x deslocamento com os
parâmetros de ponto de escoamento, rigidez, carga de segurança
máxima e carga de ruptura. 14
Figura 2 - Fixador externo grupo A modelo I com barra
estabilizadora confeccionada em madeira. A) Foto do protótipo
utilizado no teste de compressão axial. B) Figura do modelo de
montagem do protótipo utilizado no teste de compressão axial,
valores expressos em cm. 22
Figura 3 - Fixador externo grupo A modelo II com barra
estabilizadora confeccionada em madeira. A) Foto do protótipo
utilizado no teste de compressão axial, B) modelo de montagem
do protótipo valores expressos em cm. 22
Figura 4 - Fixador externo grupo A modelo III com barra
estabilizadora confeccionada em madeira. A) Foto do protótipo
utilizado no teste de compressão axial, B) modelo de montagem
do protótipo valores expressos em cm. 23
Figura 5 - Fixador externo grupo B modelo I com barra
estabilizadora confeccionada em resina. A) Foto do protótipo
utilizado no teste de compressão axial, B) modelo de
montagem do protótipo valores expressos em cm. 25
Figura 6 - Fixador externo grupo B modelo II com barra
estabilizadora confeccionada em resina. A) Foto do protótipo
utilizado no teste de compressão axial, B) modelo de montagem
do protótipo valores expressos em cm. 25
Figura 7 - Fixador externo grupo B modelo III com barra
estabilizadora confeccionada em resina. A) Foto do protótipo
utilizado no teste de compressão axial, B) modelo de montagem
do protótipo valores expressos em cm. 26
Figura 8 - Máquina de teste mecânico utilizada nas análises de
compressão axial modelo Instron modelo 4204. 27
Figura 9 e 10 - Adaptador e base de aço inoxidável 316 L. 27
Figura 11 e 12 – Modelos III dos grupos A e B, durante o teste
de compressão axial realizado no aparelho servo-hidráulico
Instron modelo 4204, com célula de carga de 5 KN à velocidade
de 2 cm/mm. 31
Figura 13 - protótipo do grupo A modelo I quebrado durante o teste. 32
Figura 14 - protótipos do grupo A modelo I que sofreram
angulação na interface pino-tubo de PVC. 32
Figura 15 - protótipos do grupo A modelo II que quebraram no
local de inserção do parafuso de fixação das hastes de madeira. 33
Figura 16 - protótipos do grupo A modelo III que quebraram no
local de inserção do parafuso de fixação das hastes de madeira. 33
Figura 17 - protótipos do grupo B modelo I que quebraram
durante o teste. 34
Figura 18 - protótipos do grupo B modelo I que quebraram
durante o teste e na unidade número 4 nota-se angulação na
interface pino-tubo de PVC. 34
Figura 19 - protótipos do grupo B modelo II que quebraram
durante o teste, na unidade 4 houve fratura em dois pontos. 35
Figura 20 - protótipos do grupo B modelo II que quebraram
durante o teste. 36
Figura 21 - protótipos do grupo B modelo III que quebraram
durante o teste. 36
Figura 22 - protótipos do grupo B modelo III que quebraram
durante o teste. 37
Figura 23 – ponto de fratura na barra estabilizadora de resina,
evidenciando a presença de micro bolhas. 38
Figura 24 – ponto de fragilidade nas barras estabilizadoras de madeira. 38
Figura 25 – ponto onde houve deslizamento dos parafusos de
inserção nas hastes de madeira nos protótipos do grupo A modelo
I e angulação na interface pino-tubo de PVC. 39
ÍNDICE DE GRÁFICOS
Gráfico 1 – curva de carga x deslocamento dos 5 protótipos do
grupo A modelo I (barra estabilizadora de madeira com 2
parafusos por segmento de fratura). 40
Gráfico 2- curva de carga x deslocamento dos 5 protótipos do
grupo A modelo II (barra estabilizadora de madeira com 3
parafusos por segmento de fratura). 41
Gráfico 3- curva de carga x deslocamento dos 5 protótipos do
grupo A modelo III (barra estabilizadora de madeira com 4
parafusos por segmento de fratura). 41
Gráfico 4- curva de carga x deslocamento dos 5 protótipos do
grupo B modelo I (barra estabilizadora de resina com 2
parafusos por segmento de fratura). 42
Gráfico 5- curva de carga x deslocamento dos 5 protótipos do
grupo B modelo II (barra estabilizadora de resina com 3
parafusos por segmento de fratura). 42
Gráfico 6- curva de carga x deslocamento dos 5 protótipos do
grupo B modelo III (barra estabilizadora de resina com 4
parafusos por segmento de fratura). 43
ÍNDICE DE TABELAS
Tabela 1 – Valores do ponto de escoamento expresso em
Newton (N) dos cinco protótipos do grupo A (barra estabilizadora
de madeira) e grupo B (barra estabilizadora de resina), com seus
modelos formados por 1, 2 e 3 parafusos por segmento ósseo,
assim como as respectivas médias e desvio padrão. 44
Tabela 2 – Valores da carga máxima de segurança expresso em
Newton (N) dos cinco protótipos do grupo A (barra estabilizadora
de madeira) e grupo B (barra estabilizadora de resina), com seus
modelos formados por 1, 2 e 3 parafusos por segmento ósseo,
assim como as respectivas médias e desvio padrão. 45
Tabela 3 – Valores da rigidez expresso em Newton/milímetros
(N/mm) dos cinco protótipos do grupo A (barra estabilizadora de
madeira) e grupo B (barra estabilizadora de resina), com seus
modelos formados por 1, 2 e 3 parafusos por segmento ósseo,
assim como as respectivas médias e desvio padrão. 46
Tabela 4 – Valores de “p” para Ponto de Escoamento, teste
Mann-Witney, não pareado e não paramétrico. 47
Tabela 5 – Valores de “p” para Carga Máxima de Segurança,
teste Mann-Witney, não pareado e não paramétrico. 49
Tabela 6 – Valores de “p” para Rigidez, teste Mann-Witney, não
pareado e não paramétrico. 50
Tabela 7 – Valores médios do ponto de escoamento convertidos
de Newton (N) para quilogramas (Kg) dos modelos do grupo A
(barra estabilizadora de madeira) e grupo B (barra estabilizadora
de resina). 52
Tabela 8 – Peso corporal máximo de cães em quilogramas (Kg)
suportados por cada modelo de fixador externo dos grupos A
(barra estabilizadora de madeira) e B (barra estabilizadora de
resina). 53
SUMÁRIO
Páginas
1. INTRODUÇÃO 1
2. REVISÃO DE LITERATURA 2
2.1 Componentes dos fixadores externos 3
2.1.1 Implantes 4
2.1.2 Dispositivos de ligação 4
2.1.3 Barras de conexão 5
2.2. Classificação das configurações dos fixadores externos 8
2.2.1. Configuração tipo Ia – unilateral uniplanar 8
2.2.2. Configuração tipo Ib – biplanar 8
2.2.3. Configuração tipo II – bilateral uniplanar 9
2.2.4. Configuração tipo III – bilateral biplanar 9
2.2.5. Configuração tipo anelar 9
2.3. Princípios de utilização dos fixadores externos 9
2.4. Estudo das avaliações biomecânicas 12
2.5. Estudo de protótipos e testes biomecânicos 16
3. MATERIAL E MÉTODO 20
3.1 Modelo Experimental 20
3.2 Avaliação mecânica 26
3.3 Avaliação estatística 28
4. RESULTADOS E DISCUSSÃO 29
5. CONCLUSÕES 55
6. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS 56
1. INTRODUÇÃO
A ortopedia veterinária vem apresentando avanços significativos nos
últimos anos. O uso de fixadores externos como método de estabilização de
fraturas, tem-se popularizado devido à sua versatilidade e facilidade de aplicação.
A fixação externa assim como as placas ósseas e as hastes bloqueadas
são métodos efetivos no tratamento das fraturas diafisárias por apresentarem
sucesso na neutralização das forças de compressão axial, tensão axial, torção e
flexão, que são produzidas pela sustentação do peso corporal e pela atividade
física da contração muscular. A não neutralização destas forças pode causar
movimentação no foco da fratura, podendo ser um dos principais motivos para
uma não cicatrização óssea ou pela instabilidade do conjunto de fixação.
Segundo a literatura a força de compressão axial é a mais importante a ser
avaliada, devido a sua atuação no foco da fratura.
A maior exigência por parte dos proprietários de animais e a dificuldade
financeira que muitos apresentam, têm sido fatores estimulantes para o
desenvolvimento de modelos ortopédicos alternativos, como por exemplo,
fixadores externos com barra estabilizadora moldada em resina acrílica auto
polimerizável ou barras de madeira, substituindo os modelos tradicionais de
fixação externa de Kirschner-Ehmer, hastes bloqueadas, placas e parafusos
ortopédicos, visando a diminuição do custo do tratamento, possibilitando assim
sua maior utilização.
A necessidade de testes mecânicos dos fixadores externos confeccionados
com materiais alternativos é importante para definir sua efetividade e a
aplicabilidade em ortopedia veterinária, através da avaliação da sua resistência,
podendo então ser indicado para uso clínico, a fim de proporcionar aos animais
fraturados o retorno de sua atividade física e funcional o mais rápido possível.
Este estudo tem como objetivo avaliar o comportamento biomecânico do
fixador externo unilateral e uniplanar tipo Ia confeccionado com implantes de
parafusos em aço inoxidável 304 porosos e totalmente rosqueados, em
substituição a pinos ou parafusos ortopédicos de aço inoxidável 316L, liso, parcial
ou totalmente rosqueados; utilizando-se como barra estabilizadora a resina de
metacrilato ou hastes de madeira em substituição às barras metálicas do fixador
externo de Kirschner-Ehmer, quando submetidos à força de compressão axial.
2. REVISÃO DE LITERATURA
Define-se por fixador externo um grupo de aparelhos, geralmente
metálicos, que permite manter a rigidez ou estabilidade da estrutura óssea, com a
qual se põe em contato através de fios ou pinos de aplicação percutânea,
confeccionados quase sempre com aço (SISK, 1983).
O uso de fixador externo em seres humanos foi descrito pela primeira vez
por Parkhill em 1897 (FRANCH, 1994) na década de 30, Anderson, Hoffmann e
Stader desenvolveram os modelos que são ainda, a base de muitos dispositivos
em uso atualmente (PETTIT, 1992). Ehmer em 1944, modificou um modelo
utilizado em humanos, para uso em medicina veterinária (EGGER, 1998b).
A fixação esquelética externa é um meio de estabilização de fraturas ou
articulações que utiliza pinos de fixação cutâneos que penetram internamente as
corticais ósseas e se conectam externamente para formar uma estrutura ou
ligação rígida (EGGER, 1996).
Um sistema de fixação deve ser bem tolerado pelo paciente (TURNER &
SHIRES, 1995, DAVIDSON & BAUER, 1992), sua aplicação não deve resultar em
um elevado custo e deve permitir a fácil retirada do implante, uma vez
consolidada a fratura (GUEIROS & BORGES, 1999; ESTERMANN, 2005).
Fixadores externos são especialmente úteis nas fraturas expostas, que
apresentam perda de tecido ósseo (instáveis) e com comprometimento dos
tecidos moles adjacentes, sendo indicados também nas fraturas simples,
múltiplas e bilaterais do corpo mandibular, em fraturas com união retardada e
não-união dos segmentos ósseos (DAVIDSON & BAUER, 1992; RUDY &
BODRIEAU, 1992; HULSE & JOHNSON, 1997a; WIGGS & LOBPRISE, 1997;
EGGER, 1998a, EGGER, 1998b; HARARI et al., 1998; MARRETTA, 1998;
BRINKER et al., 1999; GUEIROS & BORGES, 1999; ESTERMANN, 2005).
São vantagens deste tipo de fixação: a facilidade de aplicação, ausência de
implante metálico no local da fratura, o bom acesso no manejo da ferida, boa
compatibilidade para o uso em conjunto com outros métodos de fixação interna,
bem tolerada por cães e gatos, manter o comprimento do membro na presença de
defeitos ósseos segmentares, facilitar a aplicação precoce ou tardia do enxerto,
ser de fácil remoção após a consolidação e de custo razoável (WATERS et al.,
1993; GORSE, 1998; BRINKER et al. 1999).
A utilização de fixadores externos confeccionados com hastes ou barras de
natureza metálica ou de acrílico autopolimerizante é indicado na redução de
fraturas cominutivas ou expostas, em que há maior risco de infecção,
comprometimento vascular e que necessitem de longo tempo de imobilização.
Sua segurança e versatilidade permitem que o método seja empregado nos casos
em que outros métodos não foram eficazes (EGGER, 1991).
Sesic et al. (1998) e Coutinho et al. (1999), utilizaram fixadores externos
confeccionados com barras estabilizadoras de madeira e parafusos corticais
longos auto-atarraxantes para o tratamento de fraturas de ossos longos em cães,
enquanto que Botelho et al. (1999), Botelho et al. (2001) e Botelho et al. (2005b),
utilizaram o mesmo tipo de fixador para estabilização de fraturas mandibulares.
2.1. Componentes dos fixadores externos
Dentre os componentes de um fixador externo de Kirschner-Ehmer, o mais
atualmente utilizado destaca-se os pinos de fixação, as barras de conexão e os
dispositivos de ligação (braçadeiras de conexão, rótulas ou grampos).
Fixadores externos com barras estabilizadoras confeccionadas com resina
auto-polimerizável substituem eficientemente os fixadores de Kirschner-Ehmer,
conferindo ao conjunto boa estabilidade (OKRASINSKI, 1991; ROSS &
MATTHIESEN, 1993; LEWIS & BLOOMBERG, 1994; HARARI et al., 1998;
BRINKER et al. 1999; BOTELHO et al., 2001; GIOSO et al., 2001; HULSE &
JOHNSON, 2002; BOTELHO et al., 2005a; BOTELHO et al., 2005b;
ESTERMANN, 2005).
Sesic et al. (1998), Botelho et al. (1999), Coutinho et al. (1999), Botelho et
al. (2001) e Botelho et al. (2005b) utilizaram aparelhos de fixação externa
configurados com barras estabilizadoras de madeira no tratamento de fraturas.
2.1.1. Implantes
Os pinos são implantes fabricados em aço inoxidável, sendo chamados de
meio pinos quando atravessam a pele e perfuram as duas corticais ósseas,
aqueles que atravessam a pele do lado contralateral de sua inserção são
chamados de pinos completos (EGGER, 1996; EGGER, 1992; MEARS &
BEHRENS, 1983; BRINKER et al., 1999).
Os pinos podem ser lisos, parcialmente ou totalmente rosqueados. Nos
pinos parcialmente rosqueados as roscas podem ser de perfil negativo, isto é,
com diâmetro externo igual ao do pino; ou podem ser de perfil positivo, com
diâmetro externo maior do que o diâmetro da porção lisa (MEARS & BEHRENS,
1983; HULSE & JOHNSON, 2002). Os pinos rosqueados apresentam uma
aderência muito maior com o osso do que os pinos lisos. No entanto, os pinos
rosqueados tradicionais, utilizados em medicina veterinária, são fabricados com
perfil negativo, conseqüentemente estes pinos possuem uma tendência a se
romper ou a se dobrar na junção com a porção lisa do próprio pino quando
parcialmente rosqueados, ou ainda no ponto de união com as braçadeiras
(EGGER, 1996; HULSE & JOHNSON, 2002).
Sesic et al. (1998), Coutinho et al. (1999), Botelho et al. (1999), Botelho et
al. (2001), Botelho et al. (2005a), Botelho et al. (2005b) e Botelho et al. (2005c)
utilizaram parafusos de aço 304 totalmente rosqueados como implantes de
fixadores externos.
Os pinos lisos, por proporcionarem menor interface ao osso, devem ser
inseridos em um ângulo divergente entre si de aproximadamente 30 a 40º,
evitando assim, a migração do implante e o conseqüente afrouxamento do
conjunto (EGGER, 1996).
2.1.2. Dispositivos de ligação
As braçadeiras de conexão, rótulas ou grampos, são peças fabricadas em
aço inoxidável que fixam firmemente os pinos às barras de conexão no aparelho
de Kirschner-Ehmer (EGGER, 1996).
Sesic et al. (1998), Coutinho et al. (1999), Botelho et al. (1999), Botelho et
al. (2001), Botelho et al. (2005a) e Botelho et al. (2005b) utilizaram parafusos,
porcas e arruelas de aço inoxidável 304 para realizar a compressão das barras de
madeira aos parafusos longos de aço 304 totalmente rosqueados utilizados como
implantes de fixação.
2.1.3. Barras de conexão
A barra ou haste de conexão promove a união dos pinos de fixação
anexados aos fragmentos ósseos, resultando na construção de uma armação que
fornece suficiente estabilidade para permitir que o osso cicatrize, enquanto
mantém-se o uso funcional do membro. Estas barras são geralmente
confeccionadas em aço inoxidável (EGGER, 1992).
O uso de fixadores esqueléticos externos utilizando barras conectantes de
acrílico tornou-se bastante popular em medicina veterinária pelo baixo custo,
versatilidade e facilidade de aplicação (OKRASINSKI, 1991; WILLER et al., 1991,
ROSS & MATTHIESEN, 1993; SHAHAR, 2000), sendo uma opção de tratamento
para cães pertencentes a proprietários com baixo poder aquisitivo. Além disso,
não há necessidade de alinhamento dos pinos como no uso da barra de metal
(LEWIS & BLOOMBERG, 1994; HARARI et al., 1998; BRINKER et al. 1999;
SHAHAR, 2000). Nos Estados Unidos foi desenvolvido um sistema comercial,
com uso de tubos para colocação da resina (HULSE & JOHNSON, 2002). Um
estudo biomecânico mostrou que a barra acrílica de 2 cm de diâmetro foi superior
em cargas de compressão e cisalhamento à barra de aço de 4,8 mm,
tradicionalmente utilizada no sistema Kirschner-Ehmer (K-E) de tamanho médio
(OKRASINSKI, 1991; BRINKER et al., 1999).
Willer et al. (1991) concluíram que as barras de conexão de acrílico,
apresentaram resistência maior ou igual aos modelos de aço inoxidável. Wells et
al. (1997), analisaram 2 tipos de fixadores externos (acrílico e aço inoxidável),
chegando a conclusão que o modelo de resina poderia ser utilizado em pacientes
com até 25 Kg de peso vivo, enquanto Stork et al. (2003), relataram que um
modelo de fixador externo confeccionado com um polímero rígido possui a
capacidade de suportar até 65 Kg.
O metilmetacrilato é criado através da mistura do solvente monômero, um
líquido volátil com o polímero em forma de pó de metilmetacrilato (GIOSO et al.,
2001) criando inicialmente um estágio líquido não diferente de uma massa
composta por farinha e água. Este estágio líquido dura de 2 a 3 minutos sendo
seguido por fase de massa firme e moldável (4 a 5 minutos) se transformando em
massa rígida muito forte dentro de 7 a 10 minutos após a mistura inicial.
Temperatura ambiente muito baixa poderá influenciar aumentando o tempo final
de secagem, com pequenas variações. Durante a polimerização ocorre a
liberação de calor por reação exotérmica nos últimos 2 a 3 minutos do ciclo de
secagem (BRINKER et al.,1999).
As barras de conexão de resina podem ser moldadas, utilizando-se kits
comerciais (pino acrílico de fixação externa – PAFE) ou moldadas
artesanalmente. O sistema PAFE contém pinos de fixação rosqueados lisos e
fortificados, acrílico pré-embalado e tubos acrílicos esterilizados para moldagem
da coluna. A aplicação do kit também contém estrutura de alinhamento temporária
reutilizável (HULSE & JOHNSON, 2002; ESTERMANN, 2005).
Outra alternativa na moldagem da barra de conexão acrílica é o uso de
tubulação de circuitos anestésicos (HULSE & JOHNSON, 2002) com 1,8 cm de
diâmetro, que foram preenchidos pela resina ainda na forma líquida (WELLS et
al., 1997). Brinker et al. (1999) utilizaram em seu estudo tubos de paredes finas
para confeccionar estas barras, com a mesma finalidade, e, em outro estudo,
Falcão (2004) utilizou tubos corrugados de polipropileno cilíndricos utilizados na
construção civil, medindo 2 cm de diâmetro interno.
Willer et al. (1991), prepararam a barra estabilizadora de resina utilizando a
mistura de 2 partes do líquido para 3 partes do pó, enquanto que Brinker et al.
(1999) recomendam a mistura de 3 partes de pó para 1 parte de líquido,
promovendo uma mistura suave para prevenir a formação de bolhas na mistura
final. Com a mesma finalidade Falcão (2004) preparou uma mistura utilizando 2
partes de pó de resina acrílica para 1 parte do monômero líquido.
Segundo Willer et al. (1991) e Brinker et al. (1999), a vantagem da barra
acrílica em relação à metálica, é a possibilidade de curvar-se e moldar-se por
entre os feixes de pinos de fixação, sendo principalmente aplicável em situações
onde pode ser difícil colocar todos os pinos no mesmo plano.
Outras vantagens do sistema de fixação externa com barra acrílica são:
utilizar pinos de qualquer diâmetro e em múltiplos planos (KUZMA &
COCKSHUTT, 1988; LEWIS & BLOOMBERG, 1994; HULSE & JOHNSON,
1997b; HARARI et al., 1998; MARRETTA, 1998; BRINKER et al., 1999), permitir
avaliação da estabilidade da fratura sem que haja desalinhamento do aparelho
implantado e facilitar a avaliação radiográfica da redução e cicatrização da fratura,
por ser radiotransparente (WEIGEL et al. 1981; LEWIS & BLOOMBERG, 1994;
ESTERMANN, 2005) e por ser um material leve, permitindo o rápido retorno das
funções ósseas (LEWIS & BLOOMBERG, 1994; ESTERMANN, 2005).
As desvantagens da resina acrílica auto polimerizável incluem a dificuldade
de manter a redução da fratura no período trans-operatório até que ocorra a
polimerização, a necessidade de proteger os tecidos durante a reação exotérmica
de polimerização e de seccionar a barra acrílica para restauração do alinhamento
da fratura (WEIGEL et al., 1981; LEWIS & BLOOMBERG, 1994; HARARI, 1998;
BRINKER et al., 1999; GUEIROS & BORGES, 1999).
Comparando as barras de conexão feitas de resina acrílica com barras de
aço inoxidável, Shahar (2000) chegou à conclusão que barras de resinas com
9,53 mm de diâmetro apresenta uma resistência similar à barra de aço inoxidável
de 3,2 mm, sendo indicadas para estabilização de fraturas em cães e gatos de
pequeno porte. Seguindo o mesmo raciocínio, para cães de médio e grande porte
uma barra de resina de 15,9 mm corresponde à barra de aço de 4,8 mm; e para
cães gigantes seria necessário uma barra de resina com 31,75 mm para
corresponder a resistência da barra de aço inoxidável com 11,1 mm. Em outro
estudo, Willer et al. (1991) afirmam que o diâmetro mínimo da coluna de resina
deve ser de 19,1 mm para substituir a barra de aço inoxidável do fixador externo
de K-E tamanho médio. Okrasinski (1991) testou resistência de fixadores externos
concluindo que barras de acrílico com 2 cm de diâmetro se mostraram com
resistência superior ao modelo de aço inoxidável.
Visando baratear o custo cirúrgico, Sesic et al. (1998) e Coutinho et al.
(1999) utilizaram fixação externa com barras de madeira e parafusos corticais
longos auto-atarraxantes no tratamento de fraturas de ossos longos em cães, e
Botelho et al. (1999), Botelho et al. (2001) e Botelho et al. (2005b) em mandíbula
de cães. Nestes estudos os autores puderam observar as seguintes vantagens:
possibilidade de utilizar implantes de qualquer diâmetro e em múltiplos planos;
avaliar a estabilidade da fratura sem comprometer a integridade do aparelho;
facilitar a avaliação radiográfica da redução e da cicatrização da fratura, por ser
um material radiotransparente; se tratar de um material leve e de excelente
tolerância pelos cães; fornecer boa estabilidade e rigidez, permitindo o rápido
retorno à função do osso fraturado e de apresentar simplicidade na aplicação
cirúrgica.
2.2. Classificação das configurações dos fixadores externos
Baseados na disposição geométrica da estrutura, Chao et al. (1989),
determinaram seis tipos de configurações espaciais dos fixadores externos:
unilateral, bilateral, triangular, semicircular, circular e quadrilátero.
Por muitos anos os diversos tipos de armações foram descritos e
denominados de várias formas, mas uma uniformidade na nomenclatura se faz
necessária, a fim de facilitar a comunicação e o entendimento. Os termos
unilateral e bilateral referem-se a inserção dos pinos de fixação em uma ou duas
superfícies cutâneas, respectivamente. O termo plano refere-se a formação de
feixes de pinos de fixação (BRINKER et al., 1999).
Brinker et al. (1999) utilizam a terminologia a seguir para identificar os
modelos ou configurações dos fixadores externos.
2.2.1. Configuração tipo Ia – unilateral uniplanar
Constituído de armação simples, utilizando-se implantes percutâneos tipo
meio - pino e as barras de conexão e dispositivos de ligação são colocadas de um
lado do membro. Podem ser ainda constituídos por barra simples ou dupla barra.
2.2.2. Configuração tipo Ib – biplanar
Esta armação é constituída pela combinação de duas armações do tipo Ia
aplicadas em um ângulo de 60 a 90º entre as barras estabilizadoras.
2.2.3. Configuração tipo II – bilateral uniplanar
São utilizados pinos inteiros que atravessam as duas corticais ósseas e a
superfície cutânea contralateral à inserção. Podem ser classificadas como IIa,
quando utiliza-se somente pinos inteiros, ou IIb quando utiliza-se associação de
pinos inteiros com ou meio pinos.
2.2.4. Configuração tipo III – bilateral biplanar
Configuração mais elaborada e conseqüentemente mais onerosa, sendo
mais indicada em situações de extrema instabilidade ou quando é prevista uma
permanência longa do conjunto de fixação.
2.2.5. Configuração tipo anelar
Os fixadores conhecidos como anelares são compostos por hastes
longitudinais e estruturas anelares que podem ser completas (circulares) ou
incompletas (semicirculares). Os segmentos ósseos são fixados por fios
transfixantes de pequeno diâmetro sustentados pelos anéis sob tensão.
2.3. Princípios de utilização dos fixadores externos
A fixação esquelética externa é de fácil utilização, mas princípios básicos
devem ser seguidos melhorando seus resultados e reduzindo os problemas no
pós-operatório (EGGER, 1998a).
Rotbande & Ramos (2000), relatam que a indicação e a aplicação correta
de um sistema de fixação externa dependem de três conceitos básicos:
conhecimento anatômico da região, fisiopatologia da lesão e conhecimento
biomecânico do aparelho de fixação externa. A habilidade do cirurgião e aspectos
econômicos são fatores que também devem ser considerados.
Antes de qualquer pino ser inserido a fratura deve ser reduzida e mantida,
de maneira a não promover tensão da pele pelos pinos. Os pinos devem ser
aplicados através de pequenos orifícios na pele, evitando-se assim a implantação
dos mesmos na linha de incisão, quando a redução for realizada pelo método
aberto. Na inserção dos pinos deve-se evitar massas musculares e grandes áreas
de tecido mole, reduzindo assim a claudicação no pós-operatório, formação de
seroma e eliminação de secreção através do trajeto do pino (EGGER, 1998a).
Um mínimo de dois pinos deve ser inserido em cada fragmento fraturado
(EGGER, 1998a), que são posicionados anatomicamente, e temporariamente
mantidos nesta posição por pinças ósseas ou manualmente. A porção final
externa dos implantes é então conectada a barra metálica do aparelho de K-E ou
coberta pelo metacrilato (TURNER & SHIRES, 1995; ESTERMANN, 2005) ou
pela barra de madeira (SESIC et al., 1998; BOTELHO et al., 1999; BOTELHO et
al., 2001; BOTELHO, 2002).
Pinos lisos devem ser introduzidos em um ângulo divergente de 30 a 40º
entre os pinos inseridos em cada fragmento para impedir a migração dos mesmos
minimizar os riscos de afrouxamento prematuro da estrutura (GUEIROS &
BORGES, 1999). Estes tipos de pinos devem ser inseridos obedecendo a um
ângulo de 70º em relação ao eixo longitudinal do osso, conferindo maior
resistência ao sistema. (ANDERSON et al., 1997; HULSE & JOHNSON, 2002;
BRINKER et al., 1999).
Pinos rosqueados na porção inserida no osso são mais usados em
aparelhos de fixação externa, por promoverem maior estabilidade na interface
osso-pino, imediatamente após a cirurgia e por mantê-la por maior tempo
(DAVIDSON & BAUER, 1992; ANDERSON et al., 1997; EGGER, 1998a; EGGER,
1998b; HARARI et al., 1998), pois oferecem maior aderência ao osso e aumentam
a rigidez do fixador (GUEIROS & BORGES, 1999).
Utiliza-se um mínimo de dois e máximo de quatro pinos proximais e distais
às extremidades fraturadas, segundo GORSE (1998), a colocação de três ou
quatro pinos para cada segmento da fratura maximiza a rigidez da composição
fixador-osso. Entretanto, o uso de mais de quatro pinos proporciona uma rigidez
adicional mínima (LEWIS & BLOOMBERG, 1994) e poderá levar a sobrecarga,
causando microfraturas e reabsorção óssea (EGGER, 1998b; BRINKER et al.,
1999). O diâmetro do pino utilizado deve ser de no máximo 20% do diâmetro do
osso, para aumentar a rigidez sem causar perda substancial da força cortical e
para evitar a fratura iatrogênica (HARARI et al., 1998; HULSE & JOHNSON, 2002;
EGGER, 1992; HULSE & JOHNSON, 2002).
Os pinos rosqueados, particularmente os de perfil positivo (GORSE, 1998),
são mais indicados quando se espera um tempo maior de permanência do fixador
(ANDERSON et al., 1997; HARARI et al., 1998).
Para preservar a interface osso-pino e diminuir a morbidade do paciente,
alguns cuidados devem ser tomados tanto na seleção do pino como no método de
inserção (ANDERSON et al., 1997; HULSE & JOHNSON, 2002). Alguns autores
não recomendam a aplicação dos pinos de forma inteiramente manual por causa
da oscilação na perfuração do orifício no osso (GORSE, 1998; HARARI et al.,
1998).
Na aplicação dos fixadores externos pode ocorrer traumatismo térmico nas
estruturas do trajeto dos pinos, devido ao método de inserção empregado. Esta
termonecrose pode levar a osteólise ao redor do pino e à perda prematura do
implante, o que fez com que Lewis & Bloomberg (1994), Anderson et al. (1997),
Egger (1998a), Harari et al. (1998), Gueiros & Borges (1999), Botelho et al. (2001)
e Botelho (2002), Botelho et al. (2005a), Botelho et al. (2005b), Botelho et al.
(2005c) e Estermann (2005) utilizassem perfuratriz de baixa rotação para evitá-la.
Egger (1998b), Gueiros & Borges (1999) e Estermann (2005) citaram que a
barra de conexão do fixador externo deve ser aplicada a determinada distância da
pele, de acordo com o porte do animal e a localização do aparelho, permitindo
espaço para a formação de calo ósseo e edema. Kern et al. (1995), Olmstead et
al. (1995), Hulse & Johnson (1997a), Egger (1998a), Botelho et al., (2001) e
Botelho (2002) ao fixarem fraturas mandibulares, utilizaram distância de 1,5 a 4,0
cm.
Dentre as principais complicações da utilização do aparelho de fixação
externa está o afrouxamento dos pinos no tecido ósseo com perda prematura do
sistema, a drenagem no trajeto do implante, a osteomielite ou a não consolidação
da fratura (HARARI, 1992; LEWIS & BLOOMBERG, 1994; OLMSTEAD et al.,
1995; HULSE & JOHNSON, 1997b; EGGER, 1998a; HARARI et al., 1998;
GUEIROS & BORGES, 1999; ESTERMANN, 2005). Segundo Botelho (2002),
observou-se que 82% dos cães apresentaram drenagem ao redor do implante,
que terminou logo após a retirada do aparelho, em 64% dos animais, não
interferindo no processo de cicatrização óssea.
O padrão da consolidação de fraturas tratadas com fixador esquelético
externo varia de união direta a grande formação de calo por união indireta, sendo
dependente do tipo de fratura e rigidez do fixador (JOHNSON, 1989; JOHNSON,
1998).
Aprimorando-se e adaptando-se técnicas e tipos de materiais utilizados na
confecção de aparelhos de fixação externa para uso veterinário, é possível baixar
o custo cirúrgico ortopédico ao empregarem-se materiais alternativos que
viabilizem a prática ortopédica em clínica de pequenos animais, substituindo o
fixador externo de K-E por fixadores de barras acrílicas (WEIGEL et al., 1981;
NUNAMAKER, 1985; WEIGEL, 1985; KUZMA & COCKSHUTT, 1988; SULLIVAN,
1990; TAYLOR, 1990; WILLER et al., 1991; DAVIDSON & BAUER, 1992; RUDY
& BODRIEAU, 1992; DAVIDSON, 1993; HARVEY & EMILY, 1993; LEWIS &
BLOOMBERG, 1994; OLMSTEAD et al., 1995; EGGER, 1998a; HARARI et al.,
1998; BRINKER et al., 1999; GUEIROS & BORGES, 1999; HULSE & JOHNSON,
2002; ESTERMANN, 2005), ou de madeira (SESIC et al. 1998; COUTINHO et al.
1999; BOTELHO, 2002; BOTELHO et al., 2005b).
Entre as vantagens citadas com relação ao uso de fixadores, uma das mais
significativas em relação ao de resina acrílica - pino refere-se à liberdade tanto no
local de inserção do pino como na possibilidade do uso de pinos de diferentes
diâmetros (OKRASINSKI, 1991; WATERS et al., 1993; LEWIS & BLOOMBERG,
1994; HARARI et al., 1998). Isso é particularmente importante quando a
extremidade distal do foco de fratura é muito curta e faz-se necessária a aplicação
de pinos em ossos adjacentes para se obter estabilidade na montagem.
2.4. Estudo das avaliações biomecânicas
Os ossos longos estão sujeitos a forças fisiológicas e não fisiológicas.
Forças não fisiológica ocorrem em situações como atropelamentos, traumas,
acidentes por projéteis de arma de fogo ou quedas; este tipo de força pode
facilmente exceder a resistência limite do osso, originando uma fratura. As forças
fisiológicas são geradas pela sustentação do peso corporal, pela contração
muscular e pela atividade física associada, sendo transmitida ao osso através das
superfícies articulares juntamente com a atividade muscular. As forças fisiológicas
são uniaxiais (deformação ou compressão) podendo originar momentos de torção
e flexão, geralmente este tipo de força não excede a resistência limite do osso,
não sendo responsáveis por fraturas, exceto em situações patológicas (HULSE &
HYMAN, 1998).
A força fisiológica da sustentação do peso ocorre quando os pés entram
em contato com o solo, ao mesmo instante, o solo responde com reação igual em
sentido oposto, caracterizando a força de reação do solo. A intensidade da força
de reação do solo varia proporcionalmente com a aceleração do corpo e
distribuição do peso corporal no momento do impacto (força = massa x
aceleração). O efeito da força também é influenciado pelo tempo em que o
membro se mantém em contato com o solo, logo a aplicação da carga de impulso
(rápida), terá efeito diferente em comparação com a mesma força aplicada
lentamente. Em cães, durante a marcha ou ambulação lenta, a força de reação do
solo foi medida em aproximadamente 30% do peso corporal para cada membro
torácico e 20% para cada membro pélvico; com o aumento da aceleração e da
aplicação da carga de impulso, durante trotes, galopes ou saltos, esta força pode
aumentar em até 5 vezes ou mais (HULSE & HYMAN, 1998).
Em outro estudo, Rumph et al. (1994) utilizaram 43 cães em uma
plataforma de força com a finalidade de mensurar a força de reação do solo
através do percentual do peso corporal e obtiveram os resultados de 107% do
peso corpóreo para os membros torácicos e 65% para os membros pélvicos.
As montagens dos fixadores unilaterais e uniplanares são mecanicamente
menos estáveis que as montagens bilaterais ou biplanares, mas seu uso continua
sendo freqüente devido à versatilidade, rapidez de instalação e menor custo, além
da pequena variedade de elementos necessários no momento de sua instalação
(MERCADANTE et al., 2005).
Segundo Mercadante et al. (2005) a estabilidade do fixador externo linear
tem relação com o tipo de montagem realizada. A máxima estabilidade do
conjunto é obtida com o maior afastamento dos pinos de inserção entre si no
mesmo fragmento e a colocação de duas barras estabilizadoras. Isto só é
verdade, especialmente quando a avaliação biomecânica da resistência da
montagem, será submetida a forças de compressão axial.
McPherron et al. (1992) e Hulse & Hyman (1998) consideram a força de
compressão axial como a força fisiológica mais importante e atuante na
desestabilização do foco de fratura, gerando momentos de flexão e torção.
Brinker et al. (1985), Wells et al. (1997), Kraus et al. (1998), Stork et al.
(2003) e Falcão (2004) analisaram as forças de compressão axial em seus
estudos. Dewey et al. (1994) submeteram seus protótipos às forças de
compressão axial, flexão antero-posterior e flexão lateral, enquanto que além
destas forças Willer et al. (1991), Bouvy et al. (1993) e Shahar (2000) avaliaram a
força de torção em seus modelos experimentais. Em outros estudos, Mercadante
et al. (2003) e Mercadante et al. (2005) avaliaram somente a força de torção nas
montagens de fixadores externos monolaterais.
Segundo Shahar (2000), os testes com modelos experimentais são
importantes para avaliar a resistência e desempenho dos fixadores externos, no
entanto, existem algumas desvantagens como o elevado custo e um alto
consumo de tempo na preparação dos protótipos, além de apenas conferir
informações sobre a rigidez da fixação, menosprezando a resistência isolada dos
vários componentes do sistema, o que tornaria a avaliação ainda mais onerosa.
O estudo das propriedades mecânicas baseia-se na resposta dos materiais
quando a estes são aplicadas forças externas, provocando alterações reversíveis
ou irreversíveis, e resistirem ou não a fraturas (MANO, 1991).
De acordo com Cook (2000), a intensidade e a direção da força influenciam
no resultado final da análise do material. A interpretação destas forças podem ser
avaliadas através da análise da curva de carga x deslocamento (Figura 1).
Figura 1 – Curva padrão de carga x deslocamento com os parâmetros de ponto
de escoamento, rigidez, carga de segurança máxima e carga de ruptura.
As curvas de carga x deslocamento permitem a avaliação mecânica de um
osso, um implante ou um conjunto de estabilização. As curvas são importantes
por fornecerem informações de como um osso responderá a uma força e a
efetividade do conjunto de estabilização em resistir às forças aplicadas (COOK,
2000).
Willer et al. (1991), em seus estudos analisando as curvas de carga-
deslocamento, consideram importantes a avaliação do cálculo da carga na
ruptura, rigidez, ponto de escoamento e carga máxima de segurança, por
apresentarem relevância clínica.
Segundo Wells et al. (1997), Cook, (2000) e Falcão (2004) a fase inicial de
uma curva de carga x deslocamento é a região elástica onde nenhuma
deformação permanente acontece no material examinado. A rigidez é calculada
mensurando-se a inclinação da curva nesta fase, dividindo a carga pelo
deslocamento. Este tipo de deformação é chamada elástica. A rigidez é a análise
da região elástica da curva, é indicada pela intensidade de carga que um material
possa sustentar com deformação mínima (carga x deslocamento).
Rotbande (1996) e Ramos et al. (1999) em seus estudos biomecânicos
adotaram Kgf/mm (quilograma-força/milímetro) como unidade de medida para
expressar a rigidez. MacPherron et al. (1992) e Metelman et al. (1996) preferiram
adotar unidade de Nm/graus (Newton-metro/graus); enquanto que Brinker et al.
(1985), McPherron et al. (1992), Wells et al. (1997), Stork et al. (2003), Falcão
(2004) e Mercadante et al. (2005) utilizaram N/mm (Newton/milímetro) para
interpretação de seus estudos.
Analisando-se a curva de carga x deslocamento, ao aumentar a
intensidade das cargas aplicadas durante o teste, a fase elástica é ultrapassada
iniciando a fase não elástica ou plástica, provocando deformações permanentes
no conjunto de fixação externa, (WILLER et al., 1991 e COOK, 2000). O ponto de
escoamento é determinado pela carga necessária para criar deformação
permanente ou plástica (METELMAN et al.,1996 e COOK, 2000).
Com a finalidade de determinar o ponto de escoamento, Falcão (2004)
utilizou a mesma metodologia proposta por Willer et al. (1991), onde traçando-se
uma linha reta sobre a linha de crescimento linear (fase elástica) determina-se o
primeiro ponto onde as duas linhas deixam de estar sobrepostas.
Willer et al. (1991); McPherron et al. (1992); Dewey et al. (1994); Cook
(2000) e Falcão (2004) utilizaram a unidade N (Newton) para expressar o ponto
de escoamento. De acordo com Willer et al. (1991), no ponto de escoamento
começam a acontecer movimentações no foco de fratura, prejudicando assim o
processo de cicatrização óssea.
Quando um deslocamento de 1 mm é atingido durante o teste de
compressão axial, determina-se o ponto de carga máxima de segurança, pois a
partir deste ponto a movimentação no foco de fratura é prejudicial ao processo de
cicatrização óssea (WILLER et al., 1991; McPHERRON et al., 1992 e METELMAN
et al., 1996). Para estabelecer este ponto os mesmos autores utilizaram a unidade
de medida expressa em N (Newton).
O ponto final de interpretação da curva de carga x deslocamento é
caracterizado pela fratura ou fracasso (ponto de ruptura) do conjunto de fixação
externa, para isto é necessário que seja aplicada uma carga para ultrapassar a
fase plástica (COOK, 2000).
Falcão (2004) finalizou suas análises biomecânicas de compressão axial
quando os tubos de PVC, que representavam os segmentos ósseos, se tocavam,
não atingindo assim o ponto de ruptura. Segundo o autor esta interpretação não
foi relevante, pois antes deste ponto, já teria ocorrido a falência do conjunto de
fixação e, conseqüentemente, uma intensa movimentação no foco de fratura.
2.5. Estudo de protótipos e testes biomecânicos
Vários estudos foram realizados para avaliação da resistência biomecânica
de fixadores externos. Entre os fatores que afetam a resistência dos dispositivos
de fixação estão: geometria da armação externa (fixador tipo I, II ou III), número
de pinos por fragmento da fratura, tipo de pino (liso ou rosqueado), número de
barras estabilizadoras, distância entre as braçadeiras de conexão, distância da
barra de conexão ao segmento fraturado, tipo de material utilizado na barra
estabilizadora, material dos implantes e a técnica de fixação dos pinos. Alguns
recursos podem ser utilizados com a finalidade de aumentar a estabilidade do
conjunto de fixação, como por exemplo, aumentar o número de pinos por
fragmento fraturado, aumentar o diâmetro dos pinos utilizar pinos de titânio ao
invés de aço inoxidável e reduzir a distância da barra estabilizadora ao osso
(COOK, 2000).
Segundo Egger (1992) e Hulse & Johnson (2002), o diâmetro dos pinos de
fixação deve corresponder a 20% do diâmetro do osso, e que os pinos
rosqueados apresentam uma maior aderência ao osso, mas podem sofrer fraturas
na junção da parte rosqueada com a parte lisa.
O número de pinos aplicados a cada fragmento da fratura contribuirá com o
aumento da rigidez do conjunto de fixação, no entanto mais de 4 pinos por
fragmento ósseo pode levar a sobrecarga e originar microfraturas dificultando o
processo de cicatrização óssea (EGGER, 1998b e BRINKER et al., 1999).
Segundo Cook (2000), deveriam ser implantados 4 pinos em cada fragmento
fraturado quando se utiliza um fixador externo tipo I, e 2 a 4 pinos para fixadores
tipo II e III.
Egger (1983), Willer et al. (1991), Dewey et al. (1994), Norris et al. (2002) e
Stork et al. (2003) utilizaram em seus experimentos bastões de madeira variando
de 1,8 a 2,54 cm de diâmetro e com 8,4 a 15,24 cm de comprimento, simulando
assim, segmentos ósseos para a confecção dos modelos experimentais de
fixadores externos submetidos a testes biomecânicos. Estes mesmos autores em
seus estudos simularam uma fratura instável entre os corpos de prova utilizando
um afastamento de 25 a 50 mm entre os bastões de madeira.
Bouvy et al. (1993) realizaram testes biomecânicos em diversos modelos
de fixadores externos de K–E tipo II, utilizando de 2 a 4 pinos por fragmento tibial
de cães de grande porte (28 a 32 Kg) coletadas até 12 horas após a morte e
conservadas sob congelamento até o dia do teste. No estudo destes autores
avaliou-se compressão axial, torção, flexão antero-posterior e flexão médio lateral
utilizando o modelo MTS Bionics tests machine. Concluíram que talas bilaterais
são significativamente mais resistentes que as unilaterais e que a redução da
distância da barra de conexão aumenta a resistência na compressão axial. Para
simular uma fratura instável estes autores utilizaram 0,5 cm entre os fragmentos
ósseos fraturados.
Brinker et al. (1985), utilizaram tíbias caninas com aproximadamente 19 cm
de comprimento, coletadas de animais com idades entre 1 e 3 anos e mantidas
sobre refrigeração por até 2 meses. Segundo estes autores as tíbias simulam com
maior realidade o uso clínico dos fixadores quando comparadas com bastões de
madeira, pois estes últimos, além de apresentarem resistência diferente do osso,
não apresentam canal medular.
Ramos et al. (1999) avaliaram o comportamento mecânico de oito sistemas
de fixação externa que foram submetidos a testes de compressão axial central e
excêntrica, flexão e cisalhamento. Foram utilizados como corpos de prova dois
tubos de polietileno com 250 mm de comprimento por 30 mm de diâmetro,
apresentando um orifício central longitudinal de 10 mm, na tentativa de simular
um segmento diafisário de um osso longo com seu canal medular. Os tubos foram
estabilizados mantendo um afastamento de 30 mm entre uma fratura instável,
transversa, com perda óssea do terço médio da tíbia. As hastes longitudinais
foram instaladas a 100 mm do corpo de prova e os pinos proximais ao foco de
fratura foram inseridos a 20 mm do mesmo, enquanto que os pinos distais foram
inseridos a 170 mm de distância dos anteriores e a 60 mm da extremidade dos
corpos de prova.
Mercadante et al. (2003) avaliaram 4 montagens de fixador externo
monolateral submetendo-os à testes de torção, desvio axial e lateral. Os corpos
de prova cilíndricos de polipropileno apresentavam 50 cm de comprimento com
um corte central oblíquo de 3 cm entre os fragmentos. Foram implantados 2 pinos
de Schanz de 0,6 cm, o primeiro a 3 cm do corte e o segundo a 10 cm deste. Os
corpos foram divididos em 4 grupos de acordo com o número e tipo de barra
estabilizadora (uma e duas barras lisas e uma e duas barras recartilhadas
(frisadas). O grupo estabilizado com duas barras recartilhadas apresentou maior
resistência à torção. Em outro estudo Mercadante et al. (2005), avaliaram a
resistência mecânica de 3 diferentes pinos de Schanz submetidos a forças de
torção em montagens de fixador externo monolateral, concluindo que pinos com
4,5 mm de diâmetro no segmento rosqueado apresentaram resistência mecânica
à torção estatisticamente superior aos pinos com diâmetro de 3,2 mm.
Metelman et al. (1996) utilizaram em seus estudos dois tubos de policloreto
de vinila (PVC) com 12,7 mm de diâmetro interno, 19,5 mm de diâmetro externo
(6,8 mm de espessura de parede) e 203 mm de comprimento para simular uma
estrutura óssea na confecção dos protótipos.
Falcão (2004) em seu experimento, utilizou corpos de prova formados por
policloreto de vinila com 10 cm de comprimento, 1,27 cm de diâmetro interno e
1,95 cm de diâmetro externo, sendo estabilizados por 2 tipos de fixadores
externos. O modelo I foi elaborado com pinos intramedulares totalmente
rosqueados de aço inoxidável 316 L com 3,5 mm de diâmetro e 15 cm de
comprimento, unidos por uma barra estabilizadora formada por duas hastes de
madeira, enquanto que o modelo II apresentava o mesmo tipo de pinos,
estabilizados por barras confeccionadas com resina acrílica autopolimerizável de
poli (metacrilato de metila) ambos formando uma configuração tipo II e mantendo
entre os tubos uma distância de 5 cm simulando uma fratura instável. Na
montagem destes protótipos foram utilizados 4 pinos intramedulares, sendo 2
pinos inseridos para cada tubo de PVC em um ângulo de 90°. Os pinos de
inserção estavam dispostos 4 cm entre si e os proximais a 2 cm do foco de fratura
e a barra estabilizadora estava disposta a 4,5 cm de distância dos corpos de
prova. Estes modelos foram submetidos a testes de compressão axial no
aparelho Instron modelo 4204.
3. MATERIAL E MÉTODO
3.1 Modelo Experimental
Com a finalidade de realizar avaliações biomecânicas, o mais próximo
possível da situação clínica, optou-se pelo modelo experimental semelhante ao
utilizado por Metelman et al. (1996) e por Falcão (2004) onde tubos de policloreto
de vinila, comercialmente conhecido como PVC
1
representam um osso fraturado.
Este tipo de tubo se assemelha a um osso longo por apresentar um espaço
interno que representa a área medular, enquanto que as paredes externas
representam as corticais ósseas. Cada modelo experimental foi confeccionado
com dois tubos de PVC apresentando 10 cm de comprimento, 1,27 cm de
diâmetro interno e 1,95 cm de diâmetro externo. Cada tubo de PVC
representando, assim, o segmento distal e proximal de um osso fraturado, que
foram estabilizados por fixadores externos tipo Ia, permanecendo um espaço de 5
cm entre os mesmos, simulando-se o foco de uma fratura instável.
Para todos os modelos experimentais foram utilizados parafusos de aço
inoxidável 304
2
totalmente rosqueados e com rosca auto-atarraxante,
apresentando o mesmo diâmetro (4,8 mm) e o mesmo comprimento (9 cm). Para
cada modelo de fixador externo foram criados 5 protótipos que foram submetidos
a testes mecânicos para avaliação da força de compressão axial. O aparelho para
avaliação dos protótipos foi o Instron modelo 4204, com célula de carga de 5 KN
(Kilograma-Newton) e a velocidade da compressão axial foi de 2 cm/minuto,
seguindo as normas ASTM D695 (1992).
O término do teste aconteceu com a quebra do corpo de prova ou com o
contato entre os tubos de PVC utilizados para representar os segmentos ósseos.
Foram calculadas as cargas de rigidez, ponto de escoamento e carga de
segurança máxima, de acordo com a metodologia empregada por Willer et al.
(1991) e por Falcão (2004). A avaliação mecânica foi realizada no Laboratório do
Instituto de Macromoléculas Eloísa Mano na Universidade Federal do Rio de
Janeiro.
1
Tubos de PVC - Tigre.
2
Parafusos de aço inoxidável 304 de 4,8 mm x 9,0 cm – Olibrinox.
Os modelos criados para avaliações biomecânicas se diferenciaram pelo
tipo de barra estabilizadora. No GRUPO A foram confeccionados com 2 hastes
paralelas de madeira (Pinnus ellioti) medindo 1,5 cm de largura, 0,5 cm de
espessura e 25 cm de comprimento. Em cada placa de madeira foram criados
orifícios com o auxílio de broca
3
para madeira com 4,8 mm de diâmetro e
perfuratriz elétrica
4
. As duas placas de madeira foram posicionadas uma de cada
lado dos parafusos implantados nas paredes do PVC e fixadas entre si por
parafusos
5
, arruelas
6
e porcas
7
do mesmo material que os parafusos utilizados
como implantes, porém de conformação diferente. O aperto final das estruturas foi
realizado com auxílio de parafusadeira elétrica, padronizando assim a intensidade
do aperto, e sempre pelo mesmo operador.
GRUPO A MODELO I - Na montagem do fixador externo foram utilizados 4
parafusos de aço inoxidável 304, sendo 2 parafusos inseridos em cada segmento
do tubo de PVC em um ângulo de 90º. Para criar os orifícios para inserção dos
parafusos foram realizados, inicialmente, orifícios lineares em ambas as paredes
do tubo com uma broca metálica
8
de 4,5 mm e perfuratriz elétrica de baixa
rotação. Com auxílio de uma chave de fenda os parafusos foram inseridos nos
tubos de PVC, até o ponto em que as duas paredes laterais do tubo fossem
ultrapassadas, não permitindo que a extremidade do parafuso se projetasse em
demasia para o lado externo do tubo.
Os parafusos proximais à simulação da linha de fratura foram inseridos a
uma distância de 2 cm da mesma, enquanto que os parafusos distais foram
implantados a 4 cm dos anteriores. A distância entre a barra estabilizadora e o
tubo de PVC foi estabelecida em 4,5 cm, medida também utilizada por Falcão
(2004).
Em cada haste de madeira foram criados 6 orifícios a uma distância de 3, 6
e 9 cm a partir de cada extremidade (figura 2).
3
Broca para madeira 4,8 mm - Dormer.
4
Perfuratriz Black & Decker KC 9099 7,2v.
5
Parafuso de aço inoxidável 304 de 4,8 mm x 2,2 cm – Olibrinox.
6
Arruela lisa de aço inoxidável 304 de 4,8 mm - Olibrinox.
7
Porca sextavada de aço inoxidável 304 de 4,8 mm – Olibrinox.
8
Broca metálica Dormer 4,5 mm.
Figura 2- Fixador externo grupo A modelo I com barra estabilizadora
confeccionada em madeira. A) Foto do protótipo utilizado no teste de compressão
axial. B) Figura do modelo de montagem do protótipo utilizado no teste de
compressão axial, valores expressos em cm.
GRUPO A MODELO II - Na montagem do fixador externo foram utilizados
6 parafusos de aço inoxidável 304, sendo 3 parafusos inseridos em cada
segmento do tubo de PVC em um ângulo de 90º, a uma distância de 2, 5 e 8 cm
da linha de fratura.
Em cada haste de madeira foram criados 8 orifícios a uma distância de 1;
3; 6 e 9 cm, a partir de cada extremidade (Figura 3).
Figura 3 - Fixador externo grupo A modelo II com barra estabilizadora
confeccionada em madeira. A) Foto do protótipo utilizado no teste de compressão
axial, B) modelo de montagem do protótipo, valores expressos em cm.
GRUPO A MODELO III - Na montagem do fixador externo foram utilizados
8 parafusos de aço inoxidável 304, sendo 4 parafusos inseridos em cada
segmento do tubo de PVC em um ângulo de 90º, a cada 2 cm, a partir da linha de
fratura.
Em cada haste de madeira foram criados 10 orifícios a uma distância de 1,
3, 5, 7 e 9 cm, a partir de cada extremidade (Figura 4).
Figura 4 - Fixador externo grupo A modelo III com barra estabilizadora
confeccionada em madeira. A) Foto do protótipo utilizado no teste de compressão
axial, B) Figura do modelo de montagem do protótipo valores expressos em cm.
GRUPO B - A barra estabilizadora foi confeccionada a partir de resina
acrílica autopolimerizável
9
(metacrilato de metila). A mistura da parte líquida, um
solvente monômero com a parte sólida, um polímero em forma de pó, foi realizada
na proporção de 1:2, respectivamente. Esta mesma proporção foi utilizada por
Falcão (2004) em seu estudo. Para padronizar a confecção da barra
estabilizadora foi utilizado tubo corrugado de polipropileno cilíndrico
10
com 25 cm
de comprimento e diâmetro interno de 2 cm, que foi submetido a perfurações,
utilizando-se brocas com mesmo diâmetro dos parafusos, e incisões para o
encaixe da cabeça dos parafusos no interior do tubo corrugado. Os tubos foram
ocluídos em uma das extremidades com a utilização de tampão
11
de PVC rígido,
utilizado para vedar encanamentos hidráulicos. Foi aplicada ao redor dos
9
Resina auto polimerizavel – JET
10
Conduite – Tigre.
11
Tampão – Tigre.
parafusos, no seu ponto de inserção com o tubo corrugado, fita adesiva
12
,
prevenindo assim que a mistura de resina ainda na forma líquida extravasasse.
Com a finalidade de manter a estabilização do protótipo durante a fase de
catalisação da resina de metacrilato de metila foram utilizadas, temporariamente,
duas hastes paralelas de madeira (Pinnus ellioti) apresentando 1,5 cm de largura,
0,5 cm de espessura e 25 cm de comprimento, que eram posicionadas uma de
cada lado dos parafusos (implantes) e fixadas entre si por parafusos, arruelas e
porcas do mesmo material que os parafusos utilizados como implantes. Após a
reação exotérmica de catalisação estas hastes de madeira foram removidas,
assim como as fitas adesivas aplicadas preventivamente para evitar o vazamento
da resina ainda na forma líquida.
GRUPO B MODELO I - Na montagem do fixador externo foram utilizados 4
parafusos de aço inoxidável 304, sendo 2 parafusos inseridos em cada segmento
do tubo de PVC em um ângulo de 90º. Para criar os orifícios dos parafusos foram
realizados, inicialmente, orifícios lineares em ambas as paredes do tubo com uma
broca metálica de 4,5 mm, utilizando uma perfuratriz elétrica de baixa rotação.
Com auxílio de uma chave de fenda os parafusos foram inseridos nos tubos de
PVC, até o ponto que as duas paredes laterais do tubo eram ultrapassadas, não
permitindo que a extremidade do parafuso se projetasse em demasia para o lado
externo do tubo.
Os parafusos proximais à linha de fratura foram inseridos a uma distância
de 2 cm da mesma, enquanto que os parafusos distais implantados a 4 cm dos
anteriores. A distância entre a barra estabilizadora e o tubo de PVC foi
estabelecida em 4,5 cm (Figura 5), medida também utilizada por Falcão (2004).
12
Fita crepe – 3M.
Figura 5- Fixador externo grupo B modelo I com barra estabilizadora
confeccionada em resina. A) Foto do protótipo utilizado no teste de compressão
axial, B) Figura do modelo de montagem do protótipo valores expressos em cm.
GRUPO B MODELO II - Na montagem do fixador externo foram utilizados
6 parafusos de aço inoxidável 304, sendo 3 parafusos inseridos em cada
segmento do tubo de PVC em um ângulo de 90º, a uma distância de 2, 5 e 8 cm
da linha de fratura (Figura 6).
Figura 6 - Fixador externo grupo B modelo II com barra estabilizadora
confeccionada em resina. A) Foto do protótipo utilizado no teste de compressão
axial, B) Figura do modelo de montagem do protótipo valores expressos em cm.
GRUPO B MODELO III - Na montagem do fixador externo foram utilizados
8 parafusos de aço inoxidável 304, sendo 4 parafusos inseridos em cada
segmento do tubo de PVC em um ângulo de 90º, a cada 2 cm, a partir da linha de
fratura (Figura 7).
Figura 7 - Fixador externo grupo B modelo III com barra estabilizadora
confeccionada em resina. A) Foto do protótipo utilizado no teste de compressão
axial, B) Figura do modelo de montagem do protótipo valores expressos em cm.
3.2 Avaliação mecânica
Para cada modelo dos grupos A e B foram criados 5 protótipos de
unidades experimentais, que foram submetidas a testes mecânicos para produção
de força de compressão axial 30 dias após a sua confecção. O aparelho Instron
modelo 4204 (Figura 8), com célula de carga de 5 KN, foi utilizado para promover
o teste de compressão dos corpos de prova numa velocidade de 2 cm/minuto,
conforme as normas ASTM D695(1992).
Figura 8 – Máquina de teste mecânico utilizada nas análises de compressão
axial, modelo Instron modelo 4204.
Com a finalidade de evitar que as barras de conexão tocassem a base do
aparelho Instron, interferindo no resultado do teste, foi utilizada uma base de aço
inoxidável 316 L (Figuras 9 e 10) com 5 cm de diâmetro e 2,5 cm de altura, com
encaixe apropriado para a máquina de teste, assim como no trabalho de Falcão
(2004).
Figuras 9 e 10 – Adaptador e base de aço inoxidável 316 L.
As análises terminavam com a quebra do corpo de prova ou quando
acontecia o contato entre os tubos de PVC que representavam os segmentos
ósseos fraturados. Foram calculadas as cargas de rigidez, ponto de escoamento
e carga de segurança máxima. A rigidez foi calculada mensurando-se a inclinação
da curva na fase elástica, dividindo-se a carga pelo seu respectivo deslocamento.
O ponto de escoamento foi calculado traçando-se uma linha reta (tangente) sobre
a linha de crescimento linear (fase elástica), sendo determinado pelo primeiro
ponto onde as duas linhas deixavam de ficar sobrepostas, de acordo com a
metodologia empregada por Willer et al. (1991). A carga máxima de segurança foi
calculada como carga em N capaz de promover o deslocamento de 1 mm no foco
de fratura (WILLER et al., 1991; McPHERRON et al., 1992; METELMAN et al.,
1996; FALCÃO 2004).
As avaliações mecânicas foram realizadas no mesmo dia, em ambiente
controlado com 50% de umidade relativa do ar e a uma temperatura de 22ºC no
Laboratório do Instituto de Macromoléculas Eloísa Mano na Universidade Federal
do Rio de Janeiro.
3.3 Avaliação estatística
Os valores de rigidez, ponto de escoamento e carga máxima de segurança
dos modelos experimentais foram comparados através do teste estatístico Mann-
Whitney (GOMES, 1970), não pareado e não paramétrico, considerando-se o
valor de p<0,05 como significante.
4. RESULTADOS E DISCUSSÃO
Com a finalidade de simular uma situação o mais próximo da realidade
clínica, preconizou-se a utilização do tubo de PVC na confecção dos protótipos
dos modelos experimentais, mimetizando, assim, os segmentos ósseos fraturados
conforme o modelo de Matelman et al. (1996) e Falcão (2004). Os tubos de PVC,
além de fácil aquisição e baixo custo, apresentaram boa resistência, permitindo as
análises mecânicas dos fixadores externos, conferindo uma boa inserção dos
parafusos e sem apresentar deformações ou fraturas durante o teste. Brinker et
al. (1985), McPherron et al. (1992) e Bouvy et al. (1993) utilizaram osso de
cadáver na confecção dos protótipos, enquanto Egger (1983), Willer et al. (1991)
e Dewey et al. (1994) preconizaram a utilização de tarugos de madeira dura na
elaboração de seus modelos experimentais. Gohj et al. (1997) relatam a
dificuldade de padronização do material utilizado quando a opção for osso de
cadáver e afirmam ainda que as propriedades mecânicas da madeira variam com
a temperatura e umidade do ambiente, diante destes relatos optou-se pelo tubo
de PVC, conseguindo-se padronizar os modelos utilizados nos testes deste
estudo.
Para todos os modelos experimentais foram utilizados parafusos de aço
inoxidável 304 totalmente rosqueados e com rosca auto-atarraxante,
apresentando 4,8 mm de diâmetro e 9 cm de comprimento. Este tipo de implante
já havia sido utilizado por Coutinho et al. (1999), Botelho et al. (1999), Botelho et
al. (2001), Botelho et al. (2005b) e Botelho et al. (2005c), com diferentes medidas,
em substituição aos pinos ortopédicos de aço inoxidável 316 L para correção de
fraturas em cães, devido ao baixo custo deste material quando comparado com
os implantes usualmente utilizados.
Apesar de Fossum (2002) relatar que pinos rosqueados apresentam
fragilidade quando comparados com pinos lisos, neste experimento não houve
quebra de nenhum implante, que resistiram até a fase final do teste de
compressão axial. A escolha de parafusos totalmente rosqueados para a
confecção dos modelos de fixador, baseou-se na necessidade deste tipo de
implante para a confecção dos modelos nos quais se utilizou hastes de madeira
como barra estabilizadora e pelo seu custo. Com objetivo de padronizar o
experimento optou-se por estes mesmos implantes na criação dos modelos onde
a resina de metacrilato foi utilizada para a confecção da barra estabilizadora.
As barras de estabilização localizavam-se a 4,5 cm de distância dos tubos
de PVC que representavam os seguimentos ósseos fraturados, distância similar
foi utilizada por Dewey et al. (1997) e Falcão (2004). Esta distância julgamos
suficiente para simular estabilização de fraturas em várias localizações onde
teremos maior ou menor quantidade de tecidos moles. Martinez et al. (1997),
Egger (1998) e Brinker et al. (1999) recomendam que a distância mínima da pele
à barra de estabilização deve ser entre 10 e 13 mm, para que possíveis edemas
de tecidos moles aconteçam sem comprometimento do manejo da ferida cirúrgica.
No caso de utilização de resina de metacrilato de metila esta distância previne
ainda que ocorram possíveis queimaduras no tecido mole durante a reação
exotérmica de catalisação.
De acordo com Egger (1998) e Brinker (1999), que recomendam a
utilização de, no mínimo, 2 pinos por fragmento fraturado na confecção de
fixadores externos, utilizamos 2, 3 e 4 parafusos na elaboração dos protótipos,
inseridos a um ângulo de 90° com o tubo de PVC configurando um fixador externo
unilateral uniplanar modelo Ia.
Assim como Egger (1983), Dewey et al. (1994) e Falcão (2004)
estabeleceu-se 5cm de distância entre os tubos de PVC que representavam os
segmentos ósseos fraturados, com este afastamento conseguiu-se simular uma
fratura instável e permitiu-se que o teste fosse realizado sem que o encontro dos
segmentos interferisse no resultado das análises.
Na elaboração das barras de resina de metacrilato utilizou-se a proporção
de 2 partes do polímero (pó), para 1 parte do monômero (líquido), com esta
proporção conseguiu-se preparar uma mistura homogênea e não houve
dificuldade para preencher os tubos corrugados de polipropileno para formar a
barra estabilizadora. A mesma proporção foi utilizada por Falcão (2004), que
também relatou não encontrar dificuldade na elaboração da barra de acrílico.
A homogeneização da mistura foi realizada lentamente com o auxílio de um
abaixador de língua de madeira, evitando assim a formação de bolhas de ar que
comprometeria a resistência da barra estabilizadora. Em seu experimento, Brinker
et al. (1999) ressaltaram a importância de se evitar a formação de bolhas de ar na
fase de mistura da resina. Stork et al. (2003) realizaram radiografias com a
finalidade de avaliar a presença de bolhas e descartavam barras que
apresentassem bolhas superiores a 2 mm. Falcão (2004) relatou que ao realizar o
teste de compressão axial de fixadores externos de configuração tipo II,
confeccionados com resina acrílica, houve a quebra das barras estabilizadoras no
ponto de inserção dos pinos rosqueados em um protótipo antes que o teste
terminasse, e atribuiu tal fato a possível presença de bolha de ar nesta região.
Assim como no trabalho de Falcão (2004), o teste de compressão axial foi
realizado no aparelho servo-hidráulico Instron modelo 4204, com célula de carga
de 5 KN à velocidade de 2 cm/mim (Figuras 11 e 12), a mesma velocidade de
teste foi utilizada por Dewey et al. (1994) e Egger (1983).
Figuras 11 e 12 – modelos III dos grupos A e B, respectivamente, durante o teste
de compressão axial realizada no aparelho servo-hidráulico Instron modelo 4204,
com célula de carga de 5 KN à velocidade de 2 cm/mim.
Nos protótipos do GRUPO A MODELO I (2 parafusos inseridos em cada
segmento do tubo de PVC e barra estabilizadora de madeira), somente uma
unidade não resistiu até que os tubos de PVC se tocassem quebrando no ponto
onde haviam parafusos, porcas e arruelas que comprimiam as duas hastes de
madeira (Figura 13). Os outros 4 protótipos deste modelo resistiram até o ponto
onde os tubos de PVC se tocaram, encerrando assim o teste. Todas as unidades
deste grupo e modelo apresentaram angulação no ponto de interface parafuso
tubo de PVC, enquanto que na interface parafuso barra de conexão houve
deslizamento dos parafusos entre as barras de madeira (Figura 14).
Figura 13 – protótipo do grupo A modelo I quebrado no ponto onde havia
parafuso, porca e arruela que comprimiam as duas hastes de madeira e
deslizamento dos parafusos de inserção entre as barras de madeira durante o
teste.
Figura 14 - protótipos do grupo A modelo I que sofreram angulação na interface
parafuso tubo de PVC e deslizamento dos mesmos entre as barras de madeira
durante o teste.
Todos os protótipos do GRUPO A MODELO II (3 parafusos inseridos em
cada segmento do tubo de PVC) quebraram no mesmo ponto de fragilidade do
conjunto, ou seja, no local de fixação entre as duas hastes de madeira (Figura
15). Neste grupo houve angulação no ponto de interface parafuso tubo de PVC
em dois protótipos.
Figura 15 - protótipos do grupo A modelo II que quebraram no local de inserção
dos parafusos, porcas e arruelas que comprimiam as duas hastes de madeira e
sofreram deslizamento dos parafusos de inserção entre as barras de madeira
durante o teste.
Todos os protótipos do GRUPO A MODELO III (4 parafusos inseridos em
cada segmento do tubo de PVC) também quebraram no mesmo ponto de
fragilidade do conjunto (Figura 16). Neste grupo nenhum protótipo sofreu
angulação no ponto de interface parafuso tubo de PVC e também não foi
observado deslizamento dos parafusos de fixação entre as barras de madeira.
Figura 16 - protótipos do grupo A modelo III que quebraram no local de inserção
dos parafusos, porcas e arruelas que comprimiam as duas hastes de madeira
durante o teste.
Todos os protótipos do GRUPO B MODELO I (2 parafusos inseridos em
cada segmento do tubo de PVC e barra estabilizadora formada por resina de
metacrilato), quebraram antes que os tubos de PVC se tocassem, em três
unidades deste modelo a fratura aconteceu no ponto de inserção entre parafuso e
barra estabilizadora (Figura 17) e houve angulação dos parafusos no ponto de
interface parafuso tubo de PVC em um protótipo. Uma unidade deste grupo além
de sofrer uma fratura no ponto de interface parafuso barra de conexão, sofreu
outra fratura na região média, correspondente a região de instabilidade da fratura
(Figura 18).
Figura 17 - protótipos do grupo B modelo I que apresentaram quebra da barra de
resina durante o teste.
Figura 18 - protótipos do grupo B modelo I que apresentaram quebra da barra de
resina durante o teste e na unidade número 4 nota-se angulação na interface
parafuso tubo de PVC.
Todos os protótipos do GRUPO B MODELO II (3 parafusos inseridos em
cada segmento do tubo de PVC), quebraram antes que os tubos de PVC se
tocassem, sendo que em 3 unidades deste modelo a fratura aconteceu no ponto
de inserção entre parafuso e barra estabilizadora (Figura 19). Uma unidade deste
grupo, além de sofrer uma fratura no ponto de interface parafuso barra de
conexão, sofreu outra fratura na região média, correspondente a região de
instabilidade da fratura (Figura 19), e outras duas unidades fraturaram somente
na região média (Figura 20). Em nenhum modelo houve angulação dos parafusos
nos pontos de interface parafuso tubo de PVC e parafuso barra estabilizadora.
Figura 19 - protótipos do grupo B modelo II que apresentaram quebra da barra de
resina durante o teste, na unidade 4 houve fratura em dois pontos.
Os protótipos do GRUPO B MODELO III (4 parafusos inseridos em cada
segmento do tubo de PVC), quebraram antes que os tubos de PVC se tocassem,
e todos sofreram fratura na região média da barra estabilizadora (Figuras 21 e
22), em nenhuma unidade houve angulação dos parafusos nos pontos de
interface parafuso tubo de PVC e parafuso barra estabilizadora.
Figura 20 - protótipos do grupo B modelo II que apresentaram quebra da barra de
resina durante o teste.
Figura 21 - protótipos do grupo B modelo III que apresentaram quebra da barra
de resina durante o teste.
Figura 22 - protótipos do grupo B modelo III que apresentaram quebra da barra
de resina durante o teste.
Neste experimento, durante o teste de compressão axial, todos os
protótipos elaborados com resina acrílica quebraram antes que os tubos de PVC
se tocassem. Atribuímos tal fato à hipótese de uma maior resistência dos
parafusos de inserção, que eram formados por parafusos de aço 304 totalmente
rosqueados de diâmetro de 4,8mm, diferindo do experimento de Falcão (2004)
onde foram utilizados pinos rosqueados de aço 316L com diâmetro de 3,5mm,
permitindo que os tubos de PVC utilizados como segmentos ósseos se tocassem.
Observamos um maior número de angulações dos parafusos de inserção
nos protótipos formados por 2 parafusos por segmento de tubo de PVC, este fato
é justificado, pois quanto menor o número de parafusos maior a carga em cada
um destes implantes, estando de acordo com os resultados obtidos por GORSE
(1998), que ao colocar 3 ou 4 pinos por segmento da fratura, maximizou a rigidez
da composição fixador osso. Entretanto, o uso de mais de 4 pinos proporciona
uma rigidez adicional mínima (LEWIS & BLOOMBERG, 1994) podendo levar a
sobrecarga, causar microfraturas e reabsorção óssea (EGGER, 1998b; BRINKER
et al., 1999). Segundo Cook (2000) deveriam ser implantados 4 pinos em cada
fragmento fraturado quando se utiliza um fixador externo tipo I, e 2 a 4 pinos para
fixadores tipo II e III.
Nos locais onde as barras estabilizadoras formadas por resina de
metacrilato quebraram, havia micro bolhas, mas não se observou nenhuma bolha
de ar superior a 2 mm que pudesse comprometer a resistência deste material
(Figura 23). Esta preocupação foi relatada por Brinker et al. (1999), Shahar (2000)
e Stork et al. (2003).
Figura 23 – ponto de fratura na barra estabilizadora de resina, evidenciando a
presença de micro bolhas.
A maioria dos fixadores formados com barra estabilizadora de madeira
quebraram no ponto onde havia parafusos, porcas e arruelas que comprimiam as
duas hastes de madeira, com a função de comprimir os parafusos de inserção.
Tal fato pode ter ocorrido devido à menor resistência das hastes de madeira nos
pontos onde foram perfuradas (Figura 24).
Figura 24 – quebra no ponto de fragilidade das barras estabilizadoras de
madeira, no modelo III do grupo A.
Observamos que houve deslizamento de alguns parafusos entre as hastes
de madeira (Figura 25); este fato ocorreu justamente nos modelos que
apresentavam 2 pinos por segmento de PVC e pode ser justificado pela baixa
densidade da madeira, que permitiu a impressão da rosca dos parafusos de aço
304 durante o teste, visto que o aperto final do conjunto de estabilização foi
padronizado com o uso de parafusadeira elétrica e sempre pelo mesmo operador.
Figura 25 – Ponto onde houve deslizamento dos parafusos de inserção nas
hastes de madeira nos protótipos do grupo A modelo I e angulação na interface
parafuso tubo de PVC.
Assim como relatado por Falcão (2004), o teste de compressão axial foi
realizado no aparelho servo-hidráulico Instron modelo 4204, com célula de carga
de 5 KN à velocidade de 2 cm/mim; a mesma velocidade de teste foi utilizada por
Dewey et al. (1994) e Egger (1983). Outras velocidades de teste de compressão
axial em fixadores externos foram utilizadas por Brinker et al. (1985), Willer et al.
(1991), Chhabra et al. (1997), Gohj et al. (1997), Kraus et al. (1998) e Norris et al.
2002) e variavam de 1 mm/min até 0,01 pol./seg.
Para interpretação dos resultados obtidos com os testes de compressão
axial dos fixadores externos, realizamos o estudo do ponto de escoamento
(Quadro 1), da carga máxima de segurança (Quadro 2) cálculo da rigidez (Quadro
3), a partir da curva de carga e deslocamento (Gráficos 1 a 6). No estudo
realizado por Falcão (2004) foram adotadas as mesmas referências como base
para a análise dos resultados. Willer et al. (1991) utilizaram a carga na ruptura
para interpretação dos seus resultados, além da rigidez, ponto de escoamento e
da carga máxima de segurança. Estando de acordo com os resultados de Falcão
(2004), julgamos irrelevante continuar com a análise até a carga final de ruptura,
pois muito antes de ocorrer à ruptura a estabilidade e o alinhamento no foco da
fratura já estariam prejudicados.
Gráfico 1 - curva de carga x deslocamento dos 5 protótipos do grupo A modelo I
(barra estabilizadora de madeira com 2 parafusos por segmento de fratura).
Analisando o gráfico 1 observamos que somente um protótipo não resistiu
até o fim do teste, sofrendo quebra do conjunto, os demais protótipos deste grupo
resistiram até a fase final do teste quando os tubos de PVC se tocaram.
Gráfico 2 - curva de carga x deslocamento dos 5 protótipos do grupo A modelo II
(barra estabilizadora de madeira com 3 parafusos por segmento de fratura).
Gráfico 3 - curva de carga x deslocamento dos 5 protótipos do grupo A modelo III
(barra estabilizadora de madeira com 4 parafusos por segmento de fratura).
Gráfico 4 - curva de carga x deslocamento dos 5 protótipos do grupo B modelo I
(barra estabilizadora de resina com 2 parafusos por segmento de fratura).
Gráfico 5 - curva de carga x deslocamento dos 5 protótipos do grupo B modelo II
(barra estabilizadora de resina com 3 parafusos por segmento de fratura).
Gráfico 6 - curva de carga x deslocamento dos 5 protótipos do grupo B modelo III
(barra estabilizadora de resina com 4 parafusos por segmento de fratura).
Segundo Willer et al. (1991) o ponto de escoamento determina a carga
necessária para criar uma deformação permanente no fixador externo,
apresentando assim, uma importância clínica, pois é neste momento que ocorre
um deslocamento da fratura prejudicando o processo de cicatrização. Matelman
et al. (1996) relatam que, a partir deste ponto, o corpo de prova começa a sofrer
deformação plástica.
Tabela 1 – Valores do ponto de escoamento expressos em Newton (N) dos 5
protótipos do grupo A (barra estabilizadora de madeira) e grupo B (barra
estabilizadora de resina), com seus modelos formados por 2, 3 e 4 parafusos por
segmento do tubo de PVC, assim como as respectivas médias e desvio padrão.
Protótipos
Ponto de Escoamento
(N)
Grupo A Grupo B
Modelo I
Modelo II
Modelo III
Modelo I
Modelo II
Modelo III
1 36,25 120,00 83,49 190,74 128,06 286,99
2 24,57 142,29 91,01 173,96 332,90 280,55
3 22,42 60,27 159,20 142,42 240,41 218,39
4 38,53 115,04 88,19 169,80 341,36 252,09
5 15,98 120,14 124,84 166,85 369,28 79,60
Média 27,55 111,54 109,34 168,75 282,40 223,52
Desvio padrão
9,55 30,54 32,31 17,38 98,94 84,90
Segundo Willer et al. (1991), McPherron et al. (1992) e Metelman et al.
(1996) a carga máxima de segurança expressa em N é capaz de promover um
deslocamento de 1 mm na compressão axial. Sua importância clínica está
relacionada ao fato deste deslocamento ser prejudicial ao processo de
cicatrização óssea.
Tabela 2 – Valores da carga máxima de segurança expressos em Newton (N) dos
5 protótipos do grupo A (barra estabilizadora de madeira) e grupo B (barra
estabilizadora de resina), com seus modelos formados por 2, 3 e 4 parafusos por
segmento do tubo de PVC, assim como as respectivas médias e desvio padrão.
Protótipos
Carga Máxima de Segurança
(N)
Grupo A Grupo B
Modelo I
Modelo II
Modelo III
Modelo I
Modelo II
Modelo III
1 28,33 31,95 46,45 24,30 31,01 33,83
2 26,05 40,68 7,92* 29,54 30,74 38,66
3 25,37 28,73 34,64 23,09 33,33 35,58
4 30,74 30,07 29,94 33,43 30,34 36,11
5 21,08 34,23 40,68 27,25 33,03 24,70
Média 26,31 33,13 37,92 27,52 32,09 33,77
Desvio padrão
3,60 4,69 7,18 4,15 2,08 5,36
*No grupo A modelo III o protótipo 2, não foi incluído no cálculo estatístico, para
determinação da carga máxima de segurança, devido seu valor não estar
uniforme com este grupo.
A rigidez é calculada mensurando-se a inclinação da curva, ou seja,
dividindo a carga pelo deslocamento durante a fase elástica linear (WELLS et al.,
1997). Segundo Willer et al. (1991) a rigidez é importante, pois determina o
quanto o aparelho resiste à carga para não ocorrer a deformação permanente.
Tabela 3 – Valores da rigidez expressos em Newton/milímetros (N/mm) dos 5
protótipos do grupo A (barra estabilizadora de madeira) e grupo B (barra
estabilizadora de resina), com seus modelos formados por 2, 3 e 4 parafusos por
segmento do tubo de PVC, assim como as respectivas médias e desvio padrão.
Protótipos
Rigidez
(N/mm)
Grupo A Grupo B
Modelo I
Modelo II
Modelo III
Modelo I
Modelo II
Modelo III
1 19,18 22,38 36,12 20,55 27,43 25,65
2 17,86 27,67 32,34 22,94 23,52 28,28
3 26,33 21,06 24,29 17,68 27,02 26,87
4 20,98 21,57 22,24 24,79 22,91 30,29
5 15,62 24,17 30,71 20,96 25,29 27,20
Média 19,99 23,37 29,14 21,38 25,23 27,65
Desvio padrão
4,04 2,67 5,75 2,67 2,02 1,74
Os valores do ponto de escoamento (Tabela 4), carga máxima de
segurança (Tabela 5) e rigidez (Tabela 6) dos modelos experimentais foram
comparados isoladamente através do teste estatístico Mann-Whitney (GOMES,
1970), não pareado e não paramétrico e considerando o valor de p<0,05 como
significante.
Tabela 4 – Valores de “p” para comparação entre os pontos de escoamento, de
aparelhos de fixação externa sob análise de compressão axial, teste Mann-
Whitney, não pareado e não paramétrico.
Ponto de
Escoamento
Grupo A
Grupo B
Modelo
I
Modelo
II
Modelo
III
Modelo
I
Modelo
II
Modelo
III
Grupo
A
Modelo I - - - - - -
Modelo II 0,0079* - - - - -
Modelo III 0,0079* 1,0000 - - - -
Grupo
B
Modelo I 0,0079* 0,0079* 0,0159* - - -
Modelo II 0,0079* 0,0159* 0,0159* 0,1508 - -
Modelo III 0,0079* 0,0952 0,1508 0,1508 0,3095 -
* Valores significantes de p < 0,05.
De acordo com os resultados expressos nas tabelas 1 e 4, observamos
que o modelo I do grupo A (barra fixadora de madeira com 2 parafusos por
segmento da fratura), apresentou um ponto de escoamento com o valor médio de
27,55 N e analisando os valores de “p” constatamos que este modelo mostrou-se
estatisticamente inferior aos demais, necessitando de uma carga menor para
apresentar uma deformação plástica.
O modelo I e II do grupo B (barra estabilizadora de resina com 2 e 3
parafusos por segmento da fratura) apresentaram um ponto de escoamento com
o valor médio de 168,75 N e 282,40 N, respectivamente, e analisando os valores
de “p” constatamos que estes dois modelos mostraram-se estatisticamente
superiores quando comparados com os modelos I, II e III do grupo A,
necessitando portanto de uma carga maior para apresentar uma deformação
plástica.
Quando comparamos os resultados do ponto de escoamento, obtidos entre
os modelos do grupo B (barra fixadora de resina), podemos afirmar que ao
acrescentar 1 ou 2 parafusos por fragmento fraturado na confecção dos
protótipos, não obtivemos aumento estatístico significativo.
Falcão (2004) em seu experimento avaliando a compressão axial de
fixadores externos tipo II, confeccionados com barras estabilizadoras formadas
por hastes de madeira ou resina acrílica e pinos rosqueados de aço 316 L, obteve
valores médios do ponto de escoamento de 172,0 N para os modelos de madeira
e 550,4 N para os modelos de resina. Valores estes não atingidos pelos nossos
protótipos quando comparamos o mesmo tipo de barra estabilizadora, mas se
observarmos o valor médio do ponto de escoamento dos modelos I do grupo B
(barra estabilizadora de resina com 2 parafusos por segmento fraturado) do nosso
experimento, obtivemos o valor de 168,75 N, se aproximando muito dos modelos
com barra estabilizadora de madeira elaborados por Falcão (2004), apesar dos
nossos fixadores serem do tipo Ia.
Quando analisamos os modelos II e III do grupo B (3 e 4 parafusos por
segmento fraturado e barra de resina) do nosso experimento, constatamos que
estes modelos apresentaram valores médios do ponto de escoamento de 282,40
N e 223,52 N, respectivamente, mostrando-se superiores aos modelos com barra
estabilizadora de madeira do experimento de Falcão (2004), mesmo
apresentando uma configuração mais simples.
Tabela 5 – Valores de “p” para comparação entre a carga máxima de segurança,
de aparelhos de fixação externa sob análise de compressão axial, teste Mann-
Whitney, não pareado e não paramétrico.
Carga Máxima de
Segurança
Grupo A
Grupo B
Modelo
I
Modelo
II
Modelo
III
Modelo
I
Modelo
II
Modelo
III
Grupo
A
Modelo I - - - - - -
Modelo II 0,0317* - - - - -
Modelo III 0,0317* 0,2857 - - - -
Grupo
B
Modelo I 0,8413 0,0952 0,0317* - - -
Modelo II 0,0159* 1,0000 0,4127 0,0952 - -
Modelo III 0,0952 0,6905 0,5556 0,0556 0,2222 -
* Valores significantes de p < 0,05.
De acordo com os resultados expressos nas tabelas 2 e 5, comprovamos
modelo I do grupo A (barra fixadora de madeira com 2 parafusos por segmento da
fratura), apresentou uma carga máxima de segurança com o valor médio de 26,31
N. Analisando os valores de “p” constatamos que este modelo mostrou-se menos
significante que os modelos II e III do mesmo grupo, com valores de 33,13 N e
37,92 N, respectivamente, necessitando de uma carga menor para apresentar um
deslocamento de 1 mm junto ao foco de fratura. Este mesmo modelo mostrou-se
ainda menos significante que o modelo II do grupo B (barra fixadora de resina
com 3 parafusos por segmento de fratura) que apresentou média de 32,09 N.
O modelo III do grupo A (barra fixadora de madeira com 4 parafusos por
segmento da fratura) apresentou um valor médio de carga máxima de segurança
de 37,92 N, mostrando-se estatisticamente mais significante do que modelo I do
grupo B (barra fixadora de resina com 2 parafusos por segmento da fratura), com
27,52 N.
Quando comparamos o modelo I dos grupos A e B, 26,31 N e 27,52 N,
respectivamente, constatamos que apesar de apresentarem diferentes tipos de
barras estabilizadoras, não houve diferença estatística significativa entre ambos.
Os resultados obtidos por Falcão (2004), em relação à carga máxima de
segurança, também revelaram não haver diferença estatística entre os modelos
confeccionados com barra estabilizadora de resina (56,3 N) em relação aos com
barra estabilizadora de madeira (46,1 N).
Tabela 6 – Valores de “p” para comparação entre a rigidez de aparelhos de
fixação externa sob análise de compressão axial, teste Mann-Witney, não
pareado e não paramétrico.
Rigidez
Grupo A
Grupo B
Modelo
I
Modelo
II
Modelo
III
Modelo
I
Modelo
II
Modelo
III
Grupo
A
Modelo I - - - - - -
Modelo II 0,0952 - - - - -
Modelo III 0,0317* 0,0952 - - - -
Grupo
B
Modelo I 0,6905 0,3095 0,0556 - - -
Modelo II 0,0556 0,3095 0,4206 0,0556 - -
Modelo III 0,0159* 0,0556 0,6905 0,0079* 0,1508 -
* Valores significantes de p < 0,05.
De acordo com os resultados expressos nas tabelas 3 e 6, e interpretando
a rigidez dos protótipos em nosso experimento, podemos afirmar que o modelo III
dos grupos A (barra fixadora de madeira com 4 parafusos por segmento da
fratura) e B (barra fixadora de resina com 4 parafusos por segmento da fratura)
apresentaram os valores médios de 29,14 N/mm e 27,65 N/mm, respectivamente,
mostrando-se estatisticamente superiores ao modelo I do grupo A (barra fixadora
de madeira com 2 parafusos por segmento da fratura), que apresentou uma
rigidez de 19,99 N/mm.
O modelo III do grupo B mostrou-se estatisticamente superior ao modelo I
do mesmo grupo (barra fixadora de resina com dois parafusos por segmento da
fratura), que apresentou uma rigidez de 21,38 N/mm, concordando com a
afirmativa de Gorse (1998), de que a inserção de 3 ou 4 implantes para cada
segmento da fratura maximiza a rigidez da composição fixador osso.
Não houve aumento significativo na rigidez quando comparado o modelo II
do grupo B (barra fixadora de resina com 3 parafusos por segmento da fratura)
com o modelo I do mesmo grupo, podemos então afirmar que neste grupo o
acréscimo de 1 parafuso por segmento da fratura não apresentou aumento
significativo na rigidez do conjunto.
Os resultados obtidos por Falcão (2004) em relação à rigidez revelaram
haver diferença estatística significativa entre os fixadores externos tipo II,
confeccionados com barra estabilizadora de resina (503 N/mm) em relação aos
aparelhos com barra estabilizadora de madeira (283 N/mm). No entanto, em
nosso experimento, quando comparamos modelos com o mesmo número de
implantes por segmento de fratura e diferentes tipos de barras estabilizadoras,
constatamos não haver diferença estatística significativa nos seus valores.
Os tipos de forças aplicadas nos testes mecânicos diferem das situações
fisiológicas encontradas nos pacientes portadores de fraturas, onde estes
exercem forças de intensidades e direções variadas sobre os aparelhos de
fixação, por um maior período de tempo. Para atender à necessidade de nossos
pacientes, que apresentam diferentes raças e variados pesos corporais, deve-se
aplicar os resultados das avaliações mecânicas na escolha do número de
implantes e barra estabilizadora mais apropriados para cada situação clínica.
Visando uma aplicação prática na cirurgia ortopédica vemos a necessidade
de converter os resultados obtidos nos testes mecânicos com fixadores externos
(in vitro) em unidades que traduzam um melhor entendimento para escolhermos o
aparelho de fixação externa mais eficaz ao tratarmos as diversas fraturas nos
diferentes ossos longos na rotina veterinária.
O ponto de escoamento avalia uma situação limite onde o aparelho de
fixador externo começa a apresentar uma deformação plástica assumindo uma
deformação irreversível, comprometendo assim a estabilidade do sistema de
imobilização. Analisando esta situação, consideramos ser importante a avaliação
do ponto de escoamento para análise dos nossos resultados. Na tabela 7 estão
expressos os valores médios do ponto de escoamento convertidos de Newton (N)
para quilogramas (Kg) encontrados em nosso experimento.
Tabela 7 – Valores médios do ponto de escoamento em Newton (N) e em
quilogramas (Kg) dos modelos do grupo A (barra estabilizadora de madeira) e
grupo B (barra estabilizadora de resina) suportados por cada modelo de fixador
externo.
Ponto de Escoamento
Grupo A Grupo B
Modelo I
Modelo II
Modelo III
Modelo I
Modelo II
Modelo III
Newton
(N)
27,55 111,54 109,34 168,75 282,40 223,52
Quilogramas
(KG)
2,81 11,38 11,15 17,21 28,80 22,80
Rumph et al. (1994) realizaram estudos com placas de força utilizando
cães sadios e relataram que os apêndices torácicos, produzem uma força de até
107% do seu peso corporal sobre o solo, enquanto que nos apêndices pélvicos
este valor pode atingir 65%.
Utilizando estes percentuais e os valores do ponto de escoamento
convertidos em Kg (Tabela 7), estabeleceram-se indicações para uso clínico dos
modelos de nosso experimento para os membros torácicos e pélvicos de animais
com diferentes pesos corporais (Tabela 8).
Tabela 8 – Peso corporal máximo de cães em quilogramas (Kg) suportados por
cada modelo de fixador externo dos grupos A (barra estabilizadora de madeira) e
B (barra estabilizadora de resina).
Peso corporal de cães
(Kg)
Grupo A Grupo B
Modelo I
Modelo II
Modelo III
Modelo I
Modelo II
Modelo III
Membros
torácicos
2,5 10,5 10 16 26,5 21
Membros
pélvicos
4 17,5 17 26 44 35
Analisando os resultados da tabela acima, constatamos que os modelos II
do grupo B mostrou suportar maior peso que os demais, antes de apresentar
uma deformação plástica, sendo indicado para cães com peso corporal de até
26,5 Kg portadores de fraturas nos membros torácicos e para cães com peso de
até 44 Kg que apresentem fraturas nos membros pélvicos.
Quando comparamos os aparelhos de fixação externa estudados em nosso
trabalho, podemos ressaltar algumas características de cada modelo. Os
aparelhos com barra estabilizadora de resina apresentam uma confecção mais
simples, permitindo o uso de parafusos de inserção com diferentes diâmetros e
modelos variados na elaboração do mesmo aparelho (WELLS et al., 1997;
SHAHAR, 2000), mas no entanto existe o risco de toxidez (KASSIS et al., 1984;
apud STORK et al., 2003) e de lesões térmicas aos tecidos moles durante a fase
de catalisação da resina (MARTINEZ et al. 1997). Os aparelhos com barra
estabilizadora de madeira permitem reajuste, realinhamento da fratura e remoção
do aparelho pelo simples afrouxamento de parafusos e porcas que fixam as duas
hastes de madeira, sem o risco de promover fraturas iatrogênicas durante a fase
de cicatrização (BOTELHO et al., 2001).
O custo dos aparelhos testados para os modelos confeccionados com
barra estabilizadora de madeira foi de: R$ 10,02; R$ 13,86 e R$ 17,70, com 2, 3 e
4 parafusos por segmento da fratura, respectivamente, enquanto que para os
aparelhos confeccionados com barra estabilizadora de resina obtivemos o valor
de R$ 15,10; R$ 16,80 e R$ 18,50 para os modelos com 2, 3 e 4 parafusos por
segmento da fratura, respectivamente. Valores muito inferiores quando
comparados com aparelhos utilizados usualmente na ortopedia veterinária e
encontrados comercialmente
13
com valor de aproximadamente R$ 190,00 (cento e
noventa reais), valor pelo menos 10 vezes maior que os modelos testados neste
experimento.
13
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5. CONCLUSÕES
• O tubo de policloreto de vinila (PVC) é eficaz na simulação e na
confecção de modelos de osso canino, permitindo as análises mecânicas
de compressão axial.
• O modelo I do grupo A (barra estabilizadora de madeira com 2
parafusos por segmento da fratura), mostrou ser menos resistente que os
demais modelos, necessitando de uma carga menor para apresentar
deformação plástica.
• As barras estabilizadoras confeccionadas em madeira apresentaram
fragilidade no local de inserção dos parafusos que fixavam e comprimiam
as duas hastes. Uma sugestão para confecção de novos protótipos é
aumentar a espessura das hastes de madeira, tornando-as mais
resistentes.
• O deslizamento dos parafusos nas barras de estabilização dos
aparelhos confeccionados com madeira (modelo I) promoveu uma
diminuição no valor do ponto de escoamento à compressão axial.
• Quando comparamos o modelo I dos grupos A e B, constatamos
que apesar de apresentarem diferentes tipos de barras estabilizadoras, não
houve diferença estatística significativa entre ambos, em relação à rigidez e
carga máxima de segurança.
• Quando comparamos os resultados do ponto de escoamento,
obtidos entre os modelos do grupo B (barra fixadora de resina), podemos
afirmar que ao acrescentar 1 ou 2 parafusos por fragmento fraturado na
confecção dos protótipos, não obtivemos aumento estatístico significativo.
• Para animais pesados, os aparelhos de resina acrílica se mostraram
mais eficazes do que os aparelhos de madeira, quando aplica-se cargas
elevadas sobre o membro fraturado.
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