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MINISTÉRIO DA DEFESA
EXÉRCITO BRASILEIRO
SECRETARIA DE CIÊNCIA E TECNOLOGIA
INSTITUTO MILITAR DE ENGENHARIA
CURSO DE DOUTORADO EM CIÊNCIA DOS MATERIAIS
EDSON JORGE LIMA MOREIRA
ANÁLISE DA FRATURA DE INSTRUMENTOS ENDODÔNTICOS DE NiTi
RIO DE JANEIRO
2006
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1
INSTITUTO MILITAR DE ENGENHARIA
EDSON JORGE LIMA MOREIRA
ANÁLISE DA FRATURA DE INSTRUMENTOS ENDODÔNTICOS DE NiTi
Tese de Doutorado apresentada ao Curso de
Doutorado em Ciência dos Materiais do Instituto
Militar de Engenharia como requisito parcial para a
obtenção do título de Doutor em Ciência dos
Materiais.
Orientadores: Carlos Nelson Elias DC – IME
Hélio Pereira Lopes LD – UNESA
RIO DE JANEIRO
2006
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2
C2006
INSTITUTO MILITAR DE ENGENHARIA
Praça General Tibúrcio, 80 – Praia Vermelha
Rio de Janeiro - RJ CEP: 22290-270
Este exemplar é de propriedade do Instituto Militar de Engenharia, que poderá
incluí-lo em base de dados, armazenar em computador, microfilmar ou adotar qualquer
forma de arquivamento.
É permitida a menção, reprodução parcial ou integral e a transmissão entre
bibliotecas deste trabalho, sem modificação de seu texto, em qualquer meio que esteja
ou venha a ser fixado, para pesquisa acadêmica, comentários e citações, desde que
sem finalidade comercial e que seja feita a referência bibliográfica completa.
Os conceitos expressos neste trabalho são de responsabilidade do autor e dos
orientadores.
617.6342 Moreira, Edson Jorge Lima
M835a Análise da fratura de instrumen
tos endodônticos de
NiTi/ Edson Jorge Lima Moreira. - Rio de
Janeiro: Instituto Militar de Engenharia, 2006.
149p. : il., graf., tab. :
Tese (doutorado) - Instituto Militar de Engenharia –
Rio de Janeiro, 2006.
1. Endodontia. 2. Fratura de Instrumentos
Endodônticos. 3. NiTi. I. Título. II. Instituto Militar de
Engenharia
CDD 617.6342
3
INSTITUTO MILITAR DE ENGENHARIA
EDSON JORGE LIMA MOREIRA
ANÁLISE DA FRATURA DE INSTRUMENTOS ENDODÔNTICOS DE NiTi
Tese de Doutorado apresentada ao Curso de Doutorado em Ciência dos
Materiais do Instituto Militar de Engenharia como requisito parcial para a obtenção
do título de Doutor em Ciência dos Materiais.
Orientadores: Carlos Nelson Elias, DC – IME
Hélio Pereira Lopes, Livre Docente – UNESA
Aprovada em 04/12/2006 pela seguinte banca examinadora:
___________________________________________________________________
Prof. Carlos Nelson Elias, D.C. – IME
___________________________________________________________________
Prof. Hélio Pereira Lopes, Livre Docente – UNESA
___________________________________________________________________
Prof. José Freitas Siqueira Júnior, D.C. – UNESA
___________________________________________________________________
Prof. Cláudio Rios Maria, D.C. – IME
___________________________________________________________________
Prof. Antônio Márcio Resende do Carmo, D.C. – UFJF
___________________________________________________________________
Prof. Marcelo Mangelli Decnop Batista, D.C. – UGF
Rio de Janeiro
2006
4
Aos meus filhos, Caroline, Paula e Arthur.
À primeira que por não mais estar entre nós,
ilumina nossos caminhos com sua luz que vem do
céu.
À segunda que no seu processo de educação me
faz acreditar na idéia de que “mais fortes que as
nossas palavras deve ser a força do nosso
exemplo”.
Ao terceiro que com apenas 89 dias de idade
muito contribuiu na fase final de elaboração desta
tese. Ele me manteve acordado o tempo todo.
Agora chega filho, deixa o papai dormir!
E à minha esposa Michelle. Amiga e companheira.
Mulher especial. Sua paciência e sua tolerância
nos últimos meses foram invejáveis.
“Ainda que eu falasse a língua dos anjos, sem
amor eu nada seria”.
5
AGRADECIMENTOS
Nada acontece por acaso. “Quando a lógica, a ciência e a matemática desistem,
as mãos de Deus explicam”. Obrigado Senhor.
Aos meus orientadores Professores Carlos Nelson Elias e Hélio Pereira Lopes
pela simplicidade, paciência, solicitude e competência com que conduziram a
orientação deste trabalho. O sucesso de um profissional não depende de sorte, e
sim de seu talento, dedicação e paixão pelo que faz. Sorte o profissional tem quando
ele encontra em seu caminho pessoas maravilhosas, extremamente competentes,
livres de vaidades e dispostas incondicionalmente a conjugar o verbo ajudar. Se eu
não alcancei o sucesso até agora, pelo menos eu tive sorte. Muita sorte.
Ao Instituto Militar de Engenharia por me acolher na primeira turma de
cirurgiões-dentista no curso de Doutorado em Ciência dos Materiais. Foi uma honra
fazer parte do corpo discente deste instituto. Tentei iniciar a minha carreira no IME
no vestibular de 1980 e não consegui. Agora, alguns anos depois, parece que estou
conseguindo. Maktub!
À UNIGRANRIO por todas as oportunidades oferecidas, em especial à Diretora
da Escola de Odontologia, Dra. Anadir Cordeiro Herdy pela amizade e constante
incentivo.
Aos meus pais Edson e Indiara, foi com eles que tudo começou.
Aos meus avós-padrinhos Sérgio e Yolanda serei eternamente grato por tudo.
Aos meus queridíssimos irmãos Carlos e Paulo. FAMÍLIA, essa é a palavra.
Ao meu sogro Mikael, primeiro por sua filha especial e depois por todo
entusiasmo com o meu “doctoral”.
6
À minha equipe de professores de pós-graduação, verdadeiros amigos,
Francisco, Ricardo, Henrique, Pablo, Oswaldo, Fabíola, Tibério, Renata e Priscila.
Sem vocês tudo isso teria sido muito mais difícil.
Ao grande amigo Professor Cláudio Varella, parceiro de coordenação, que falta
você está fazendo! Estou seguindo em frente, guardando o seu lugar.
À Associação Odontológica São Cristóvão, meus amigos Dr. Bastazini e Dra.
Heloísa pela confiança.
Ao amigo e irmão Professor Luiz Carlos Moreira, conselheiro e mentor, “se eu
sou o que sei, então, dentro de mim tem uma parte de cada um que me ensinou”.
Ao Professor Ricardo Lessa Bastos por todas as sugestões e experiências
compartilhadas. O livro de Estatística vai sair.
A todos os amigos das turmas de Doutorado e Mestrado em Ciência dos
Materiais do IME pela amizade estabelecida e todo apoio dado durante o curso.
A todos os professores do curso do doutorado do IME pela contribuição para o
meu aprendizado, em especial o Major Pinto por sua conduta exemplar, meu
respeito e minha admiração.
Ao Leonardo, técnico do Laboratório de Ensaios Mecânicos, pela valiosa ajuda.
À DENTSPLY, na pessoa do amigo Dr. Rodrigo Reis, pela cessão dos
instrumentos PROFILE
empregados neste trabalho.
A todos os professores de excelência da UNIGRANRIO pela amizade.
Aos meus alunos, que são os verdadeiros motivos da minha incansável busca.
E a todas as outras pessoas que contribuíram para a realização deste estudo.
7
“Quem pensa ver algo sem falhas / pensa naquilo
que nunca existiu, que não existe e que nunca
existirá”.
Alexander Pope
8
SUMÁRIO
LISTA DE TABELAS...................................................................................... 11
LISTA DE FIGURAS...................................................................................... 13
LISTA DE NOTAÇÕES E ABREVIATURAS.................................................. 17
1 INTRODUÇÃO................................................................................
20
2 REVISÃO DA LITERATURA..........................................................
22
2.1 Ligas com Memória de Forma........................................................
22
2.2 Efeito Memória de Forma................................................................
23
2.3 Superelasticidade............................................................................
25
2.4 Transformações no Estado Sólido..................................................
25
2.4.1 Transformação Martensítica em Ligas com Memória de Forma.....
26
2.5 As Ligas Níquel-Titânio...................................................................
27
2.5.1 Diagrama de Fases do Sistema NiTi.............................................. 28
2.5.2 Transformações de Fases nas Ligas NiTi.......................................
30
2.5.3 Relação entre Estrutura e Propriedades.........................................
31
2.5.4 Deformação das Ligas NiTi.............................................................
32
2.5.5 Fadiga das Ligas NiTi.....................................................................
33
2.5.6 Corrosão das Ligas NiTi..................................................................
35
2.5.7 Aplicação das Ligas NiTi na Endodontia.........................................
36
2.6
Instrumentos Endodônticos de NiTi................................................
37
2.6.1 Processo de Fabricação dos Instrumentos de NiTi........................
38
2.6.2 Instrumentos ProFile
®
(Dentsply/Maillefer).....................................
38
2.6.3 Instrumentos K
3™
(SybronEndo
®
)...................................................
40
2.7 Resistência à Fratura dos Instrumentos de NiTi.............................
41
2.7.1 Mecânica da Fratura.......................................................................
43
2.7.2 Modos de Fratura dos Metais e Ligas Metálicas.............................
45
2.7.2.1 Fratura Transgranular por Clivagem: Fratura Frágil....................... 46
2.7.2.2 Fratura Transgranular por Cisalhamento: Fratura Dúctil................ 47
2.7.2.3 Fratura Intergranular.......................................................................
48
2.7.3 Fratura dos Instrumentos Endodônticos de NiTi.............................
48
9
2.7.3.1 Fratura por Flexão Rotativa............................................................ 50
3 PROPOSIÇÃO................................................................................
57
3.1 Objetivo Geral................................................................................. 57
3.2 Objetivos Específicos......................................................................
57
4 MATERIAL E MÉTODOS............................................................... 58
4.1 Os Canais Simulados......................................................................
58
4.2 Simulação de Emprego dos Instrumentos......................................
61
4.3 O Ensaio de Flexão Rotativa.......................................................... 65
4.4 Ensaio de Microdureza................................................................... 66
4.5
Microscopia Eletrônica de Varredura..............................................
66
4.6 Análise Estatística...........................................................................
67
5 RESULTADOS............................................................................... 69
5.1 Ensaio de Flexão Rotativa.............................................................. 69
5.2 Ensaio de Microdureza.................................................................. 71
5.3 Microscopia Eletrônica de Varredura.............................................. 73
5.4 Análise Estatística...........................................................................
78
5.4.1 Análise de Variância....................................................................... 78
5.4.2 Análise dos Efeitos das Variáveis................................................... 80
5.4.2.1 Efeito do Instrumento...................................................................... 86
5.4.2.2 Efeito do Comprimento do Arco do Canal.......................................
86
5.4.2.3 Efeito da Temperatura da Solução Irrigadora................................. 87
5.4.2.4 Efeito do Número de Ciclos de Esterilização.................................. 87
5.4.3 Análise das Interações entre os Fatores.........................................
88
5.4.3.1 Interação do Instrumento com o Comprimento do Arco................. 88
5.4.3.2 Interação do Instrumento com a Temperatura da Solução
Irrigadora.........................................................................................
92
5.4.3.3 Interação do Instrumento com o Número de Ciclos de
Esterilização....................................................................................
96
5.4.3.4 Interação do Comprimento do Arco do Canal com a Temperatura
da Solução Irrigadora......................................................................
100
10
5.4.3.5 Interação do Comprimento do Arco do Canal com o Número de
Ciclos de Esterilização....................................................................
104
5.4.3.6 Interação da Temperatura da Solução Irrigadora com o Número
de Ciclos de Esterilização...............................................................
108
5.5 Modelo Estatístico para Previsão do Número de Ciclos para a
Fratura.............................................................................................
112
6 DISCUSSÃO...................................................................................
119
6.1 A Metodologia................................................................................. 119
6.1.1 O Aparelho...................................................................................... 119
6.1.2 O Canal Simulado........................................................................... 120
6.1.3 Os Instrumentos e a Velocidade de Rotação..................................
120
6.2 Os Resultados.................................................................................
121
6.2.1 Efeito da Marca do Instrumento Ensaiado...................................... 122
6.2.2 Efeito do Comprimento do Arco do Canal.......................................
124
6.2.3 Efeito da Temperatura da Solução Irrigadora................................. 127
6.2.4 Efeito do Número de Ciclos de Esterilização.................................. 128
6.2.5 Microdureza Vickers........................................................................
130
6.26 Análise no Microscópio Eletrônico de Varredura............................ 131
7 CONCLUSÕES...............................................................................
134
8 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS.............................................. 136
9 APÊNDICE......................................................................................
143
9.1 APÊNDICE 1: TABELAS DE TEMPO E NÚMERO DE CICLOS
PARA A FRATURA E DE MEDIDAS DE MICRODUREZA
VICKERS........................................................................................ 144
11
LISTA DE TABELAS
TAB. 4.1 Distribuição dos grupos de instrumentos e das condições dos
ensaios....................................................................................................
64
TAB. 4.2 Níveis inferior e superior atribuídos às variáveis para o planejamento
de experimentos.....................................................................................
68
TAB. 4.3 Planejamento experimental.................................................................... 68
TAB. 5.1 Média e desvio padrão do tempo e número de ciclos para fratura em
rotação....................................................................................................
70
TAB. 5.2 Média e desvio padrão da microdureza medida nos três pontos dos
dois instrumentos Profile
®
de cada grupo, no intermediário do
instrumento e na haste helicoidal...........................................................
71
TAB. 5.3 Média e desvio padrão da microdureza medida nos três pontos dos
dois instrumentos K
3™
de cada grupo, no intermediário do instrumento
e na haste helicoidal...............................................................................
72
TAB. 5.4 Análise de variância para o número de ciclos para a fratura..................
79
TAB. 5.5 Análise de variância para os valores de microdureza............................ 80
TAB. 5.6 Condições de ensaio e médias do número de ciclos para a fratura (N)
e dos valores de microdureza Vickers (HV)............................................
81
TAB. 5.7 Médias marginais do número de ciclos para a fratura (N) e da
microdureza (HV) para cada fator...........................................................
82
TAB. 5.8 Médias marginais de N e HV para cada interação de dois fatores.........
83
TAB. 5.9 Estimativas dos efeitos das variáveis e das interações entre elas
sobre o número de ciclos para a fratura.................................................
85
TAB. 5.10 Estimativas dos efeitos das variáveis e das interações entre elas
sobre o valor da microdureza.................................................................
85
TAB. 5.11 Coeficientes de regressão e os correspondentes intervalos de
confiança para a estimativa do número de ciclos para a fratura............
113
TAB. 5.12 Valores médios observados (N) com os respectivos desvios padrão
(DP) e os valores esperados (NE) com os intervalos de confiança (IC)
associados para o número de ciclos para a fratura em cada condição
ensaiada.................................................................................................
115
TAB. 9.1 Tempo (T) em segundos e número de ciclos (N) para ocorrer a fratura
12
dos instrumentos Profile
®
ensaiados no canal de 90º, na temperatura
de 10º C e submetidos a 1, 2 e 3 ciclos de esterilização (CE)...............
144
TAB. 9.2 Tempo (T) em segundos e número de ciclos (N) para ocorrer a fratura
dos instrumentos Profile
®
ensaiados no canal de 90º, na temperatura
de 25º C e submetidos a 1, 2 e 3 ciclos de esterilização (CE)...............
144
TAB. 9.3 Tempo (T) em segundos e número de ciclos (N) para ocorrer a fratura
dos instrumentos Profile
®
ensaiados no canal de 135º, na temperatura
de 10º C e submetidos a 1, 2 e 3 ciclos de esterilização (CE)...............
145
TAB. 9.4 Tempo (T) em segundos e número de ciclos (N) para ocorrer a fratura
dos instrumentos Profile
®
ensaiados no canal de 135º, na temperatura
de 25º C e submetidos a 1, 2 e 3 ciclos de esterilização (CE)...............
145
TAB. 9.5 Tempo (T) em segundos e número de ciclos (N) para ocorrer a fratura
dos instrumentos K
3™
ensaiados no canal de 90º, na temperatura de
10º C e submetidos a 1, 2 e 3 ciclos de esterilização (CE)....................
146
TAB. 9.6 Tempo (T) em segundos e número de ciclos (N) para ocorrer a fratura
dos instrumentos K
3™
ensaiados no canal de 90º, na temperatura de
25º C e submetidos a 1, 2 e 3 ciclos de esterilização (CE)....................
146
TAB. 9.7 Tempo (T) em segundos e número de ciclos (N) para ocorrer a fratura
dos instrumentos K
3™
ensaiados no canal de 135º, na temperatura de
10º C e submetidos a 1, 2 e 3 ciclos de esterilização (CE)....................
147
TAB. 9.8 Tempo (T) em segundos e número de ciclos (N) para ocorrer a fratura
dos instrumentos K
3™
ensaiados no canal de 135º, na temperatura de
25º C e submetidos a 1, 2 e 3 ciclos de esterilização (CE)...................
147
TAB. 9.9 Medidas da microdureza Vickers dos instrumentos Profile®................. 148
TAB. 9.10 Medidas da microdureza Vickers dos instrumentos K
3™
........................ 149
13
LISTA DE FIGURAS
FIG. 2.1 Diagrama de fases do sistema NiTi (Retirado de OTSUKA & REN,
2005)......................................................................................................
29
FIG. 2.2 Instrumento Profile
®
. Haste helicoidal junto à ponta (A) e junto ao
intermediário (B). Retirado de LOPES, ELIAS & SIQUEIRA JR. (2004).......
39
FIG. 2.3 Instrumento Profile
®
. (A) Seção reta transversal, em (B) evidenciando
o núcleo do instrumento. Retirado de LOPES, ELIAS & SIQUEIRA JR.
(2004).....................................................................................................
40
FIG. 2.4 Instrumento K
3™
. Haste helicoidal junto à ponta (A) e junto ao
intermediário (B). Retirado de LOPES, ELIAS & SIQUEIRA JR. (2004).......
40
FIG. 2.5 Instrumento K
3™
. (A) Seção reta transversal, em (B) evidenciando o
núcleo do instrumento. Retirado de LOPES, ELIAS & SIQUEIRA JR.
(2004).....................................................................................................
41
FIG. 4.1 Esboços dos canais empregados no experimento................................ 59
FIG. 4.2 Canais simulados de tubos de aço inoxidável com arco
correspondente a 90º (A) e a 135º (B). Detalhe da espessura da
parede do canal (C)...............................................................................
59
FIG. 4.3 Dispositivo empregado para fixação do canal simulado e do motor
para realização do ensaio de flexão rotativa. Vista frontal (A) e vista
lateral (B) (MOREIRA et al. 2002)............................................................
61
FIG. 4.4 Em (A) Dispositivo preparado para a realização do ensaio de flexão
rotativa. Fotografia do ensaio em execução (B)....................................
62
FIG. 5.1 Morfologia da superfície de fratura do instrumento Profile
®
(A) e do
instrumento K
3™
(B) após os ensaios. Não se observa deformação
plástica das hélices dos instrumentos (Aumento × 150 e barra
100µm)...................................................................................................
73
FIG. 5.2 Morfologia da superfície de fratura do instrumento Profile
®
(A) e do
instrumento K
3™
(B) exibindo degraus, que podem indicar que a trinca
se propagou simultaneamente em planos diferentes devido a
múltiplos locais de origem (Aumento × 250 e barra 100µm)..................
74
FIG. 5.3 Morfologia da superfície de fratura do instrumento Profile
®
(A) e do
14
instrumento K
3™
(B) após os ensaios. Observa-se uma região lisa
periférica e uma área fibrosa mais central (Aumento × 500 e barra
50µm).....................................................................................................
74
FIG. 5.4 Maior aumento da FIG. 5.3 mostrando a região lisa de nucleação e
propagação de trincas. (A) Instrumento Profile
®
. Na superfície de
fratura do instrumento K
3™
(B) são vistas diversas trincas na região
(Aumento × 1000 e barra 10µm)............................................................
75
FIG. 5.5 Morfologia da superfície de fratura do instrumento Profile
®
(A) e do
instrumento K
3™
(B) após os ensaios. Observa-se um grande número
de trincas na área fibrosa (Aumento × 1500 e barra 10µm)..................
75
FIG. 5.6 Morfologia da superfície de fratura do instrumento Profile
®
(A) e do
instrumento K
3™
(B) após os ensaios apresentando características de
fratura do tipo dúctil (Aumento × 2000 e barra 10µm)...........................
76
FIG. 5.7 Maior aumento da FIG. 5.6 mostrando os “dimples” alongados
tipicamente associados à fratura do tipo dúctil. (A) Instrumento
Profile
®
e (B) Instrumento K
3™
(Aumento × 2500 e barra 10µm)...........
76
FIG. 5.8 Morfologia da superfície de fratura do instrumento Profile
®
(A) e do
instrumento K
3™
(B) após os ensaios exibindo um padrão de quase-
clivagem (Aumento × 3000 e barra 5µm)..............................................
77
FIG. 5.9 Morfologia da superfície de fratura do instrumento Profile
®
(A) e do
instrumento K
3™
(B) após os ensaios exibindo estrias de fadiga (linhas
mais claras) e diversas trincas (Aumento × 4000 e barra 5µm).............
77
FIG. 5.10
(A) Plano radial do instrumento Profile
®
junto à superfície de fratura
(Aumento × 500 e barra 50µm). Em (B) observa-se a região apontada
pela seta em (A) evidenciando inúmeras trincas nucleadas na região.
Observa-se, também as marcas de usinagem na superfície do
instrumento (Aumento × 1500 e barra 10µm)........................................
78
FIG. 5.11
Gráfico das médias marginais do número de ciclos para a fratura para
os fatores instrumento e comprimento do arco do canal........................
89
FIG. 5.12
Gráfico das médias marginais dos valores de microdureza para os
fatores instrumento e comprimento do arco do canal............................
90
FIG. 5.13
Superfície de resposta mostrando o número de ciclos para fratura
15
como uma função da marca do instrumento e do comprimento do
arco do canal..........................................................................................
91
FIG. 5.14
Superfície de resposta mostrando a microdureza esperada como uma
função da marca do instrumento e do comprimento do arco do canal..
92
FIG. 5.15
Gráfico das médias marginais do número de ciclos para a fratura para
os fatores instrumento e temperatura da solução irrigadora..................
93
FIG. 5.16
Gráfico das médias marginais dos valores de microdureza para os
fatores instrumento e temperatura da solução irrigadora......................
94
FIG. 5.17
Superfície de resposta mostrando o número de ciclos para fratura
esperado como uma função da marca do instrumento e da
temperatura da solução irrigadora.........................................................
95
FIG. 5.18
Superfície de resposta mostrando a microdureza esperada como uma
função da marca do instrumento e da temperatura da solução
irrigadora.................................................................................................
96
FIG. 5.19
Gráfico das médias marginais do número de ciclos para a fratura para
os fatores instrumento e número de ciclos de esterilização...................
97
FIG. 5.20
Gráfico das médias marginais dos valores de microdureza para os
fatores instrumento e número de ciclos de esterilização........................
98
FIG. 5.21
Superfície de resposta mostrando o número de ciclos para fratura
esperado como uma função da marca do instrumento e do número de
ciclos de esterilização.............................................................................
99
FIG. 5.22
Superfície de resposta mostrando a microdureza esperada como uma
função da marca do instrumento e do número de ciclos de
esterilização............................................................................................
100
FIG. 5.23
Gráfico das médias marginais do número de ciclos para a fratura para
os fatores comprimento do arco do canal e temperatura da solução
irrigadora.................................................................................................
101
FIG. 5.24
Gráfico das médias marginais dos valores de microdureza para os
fatores comprimento do arco do canal e temperatura da solução
irrigadora.................................................................................................
102
FIG. 5.25
Superfície de resposta mostrando o número de ciclos para fratura
esperado como uma função do comprimento do arco do canal e da
temperatura da solução irrigadora..........................................................
103
16
FIG. 5.26
Superfície de resposta mostrando a microdureza esperada como uma
função do comprimento do arco do canal e da temperatura da solução
irrigadora.................................................................................................
104
FIG. 5.27
Gráfico das médias marginais do número de ciclos para a fratura para
os fatores comprimento do arco do canal e número de ciclos de
esterilização............................................................................................
105
FIG. 5.28
Gráfico das médias marginais dos valores de microdureza para os
fatores comprimento do arco do canal e número de ciclos de
esterilização............................................................................................
106
FIG. 5.29
Superfície de resposta mostrando o número de ciclos para fratura
esperado como uma função do comprimento do arco do canal e do
número de ciclos de esterilização..........................................................
107
FIG. 5.30
Superfície de resposta mostrando a microdureza esperada como uma
função do comprimento do arco do canal e do número de ciclos de
esterilização............................................................................................
108
FIG. 5.31
Gráfico das médias marginais do número de ciclos para a fratura para
os fatores temperatura da solução irrigadora e número de ciclos de
esterilização............................................................................................
109
FIG. 5.32
Gráfico das médias marginais dos valores de microdureza para os
fatores temperatura da solução irrigadora e número de ciclos de
esterilização............................................................................................
110
FIG. 5.33
Superfície de resposta mostrando o número de ciclos para fratura
esperado como uma função da temperatura da solução irrigadora e
do número de ciclos de esterilização.....................................................
111
FIG. 5.34
Superfície de resposta mostrando a microdureza esperada como uma
função da temperatura da solução irrigadora e do número de ciclos de
esterilização............................................................................................
112
FIG. 5.35
Gráfico da probabilidade normal dos resíduos....................................... 116
FIG. 5.36
Gráfico dos resíduos contra os valores esperados do número de
ciclos para a fratura (NE)........................................................................
117
17
LISTA DE NOTAÇÕES E ABREVIATURAS
ε
- deformação
A
F
- temperatura do final da transformação austenítica no aquecimento
ANSI - American National Standards Institute
ADA - American Dental Association
A
S
- temperatura de início da transformação reversa da martensita para
austenita
B
19
- estrutura cristalina tetragonal
B
2
- estrutura cristalina cúbica de corpo centrado
CCC - estrutura cristalina cúbica de corpo centrado
CFC - estrutura cristalina cúbica de face centrada
D
0
- diâmetro medido na base da ponta do instrumento endodôntico
DSC - differential scanning calorimetry (calorimetria por varredura diferencial)
EMF - efeito memória de forma
F - estatística de teste da análise de variância
HC - estrutura cristalina hexagonal compacta
ISO - International Organization for Standardization
LMF - liga com memória de forma
MEV - microscopia eletrônica de varredura
M
D
- temperatura máxima na qual a martensita pode ser induzida
mecanicamente
M
F
- temperatura do final da transformação martensítica
M
S
- temperatura do início da transformação martensítica
N - número de ciclos para a fratura
NaOCl - hipoclorito de sódio
NiTi - liga níquel-titânio
NITINOL
Níquel-Titânio-Naval Ordnance Laboratory
P - probabilidade associada ao teste estatístico, nível crítico amostral
r - coeficiente de correlação
SE - superelasticidade ou pseudo-elasticidade
T
R
- temperatura de formação da fase R
18
RESUMO
Este trabalho avaliou a influência da esterilização e da temperatura da solução
irrigadora na resistência à fratura dos instrumentos endodônticos de NiTi Profile
®
e
K
3™
em flexão rotativa. Foram utilizados 60 instrumentos de cada marca com D
0
de
0,40 mm e conicidade de 0,04 mm/mm. Foram confeccionados dois canais com 20
mm de comprimento e raio de curvatura de 6 mm, pela conformação de um tubo de
aço inoxidável medindo 1,5 mm de diâmetro interno. Um dos canais foi feito com 9,5
mm de parte curva, correspondendo ao arco de 90º e o outro com 14 mm de parte
curva relativa ao arco de 135º. Durante os ensaios os instrumentos foram
refrigerados com solução de hipoclorito de sódio a 5,25% nas temperaturas de 10ºC
e 25ºC. A velocidade de rotação foi de 200 rpm. Os instrumentos foram inicialmente
esterilizados em autoclave e divididos em três conjuntos. No primeiro, eles foram
ensaiados até a fratura; no segundo, o ensaio foi interrompido na metade da vida em
fadiga, sendo os instrumentos esterilizados e em seguida girados até a fratura. No
terceiro, o ensaio foi interrompido duas vezes para esterilizações em 1/3 e 2/3 da
vida em fadiga, quando então os instrumentos voltaram a ser ensaiados até a
fratura. Foi medida a microdureza Vickers dos instrumentos antes e depois dos
ensaios e a análise da superfície de fratura foi realizada por meio de microscopia
eletrônica de varredura (MEV). A análise estatística foi feita pelo método de
planejamento de experimentos e análise fatorial. Os resultados obtidos permitiram
concluir que o aumento do número de ciclos de esterilização aumenta a resistência à
fratura dos instrumentos independente da marca. Os instrumentos de ambas as
marcas apresentaram maior resistência à fratura quando os ensaios foram
realizados com a irrigação a 10ºC. Os instrumentos Profile
®
ensaiados no canal com
90º apresentaram maior resistência à fratura, ao passo que para os instrumentos
K
3™
a maior resistência foi alcançada no canal com 135º. Considerando as
interações dos fatores, os instrumentos Profile
®
apresentaram a maior vida em
fadiga. Verificou-se uma redução da microdureza dos instrumentos após a
realização dos ensaios. A análise no MEV de todos os instrumentos não revelou
deformações plásticas na haste helicoidal, nem diferenças na superfície de fratura,
que foi caracterizada como do tipo dúctil. Além disso, foi proposto um modelo
estatístico para a previsão da vida em fadiga dos instrumentos endodônticos de NiTi
ensaiados em flexão rotativa.
19
ABSTRACT
The aim of this study was to evaluate the influence of sterilization and irrigant
temperature on fracture resistance of NiTi rotary Profile
®
and K
3™
instruments
through rotating-bending test. Sixty Profile
®
.04 taper size 40 and sixty K
3™
.04 taper
size 40 were used in this study. Two simulated canals with 20.0mm in length and
radius of 6mm were made out of stainless steel tube with an inner diameter of 1.5
mm. One of the canals measured 9.5 mm in the curved part, which corresponded to
the arch of 90°. The other had the curved part measuring 14.0mm, relative to arch of
135º. During the test the instruments were refrigerated with 5.25% sodium
hypochlorite solution at 10ºC and 25ºC. The rotation speed was 200 rpm. All the
instruments were first sterilized in steam autoclave, and after sterilization they were
divided into three groups. In the first group, the instruments were tested until fracture;
in the second, the test was interrupted at one half of fatigue life instruments, and then
the instruments were sterilized and also tested until fracture. In the third group, the
test was interrupted twice for sterilization at 1/3 and 2/3 of fatigue life, and then
cycled until fracture. Measurements of Vickers microhardness were carried out
before and after the test. The fracture surface of the instruments was analyzed by
scanning electron microscope (SEM). Design of experiments and factorial analysis
were employed to evaluate the statistical significance of the data. From the results it
was possible to conclude that the greater the number of cycles of sterilization, the
greater the fracture resistance of instruments in despite of the manufacturers. The
instruments from both manufacturers showed increased fracture resistance when the
tests were carried out with irrigation at 10ºC. Profile
®
instruments showed increased
fracture resistance when tested in the canal with arch of 90º, whereas K
3™
instruments showed more fracture resistance in the canal with arch of 135º. Taking
into consideration the factors interactions, Profile
®
instruments showed the highest
fatigue life. Measurements of Vickers microhardness decreased after the tests. SEM
observations in all instruments revealed absence of macroscopic plastic deformation
in the helical shaft. Changes in the fracture surface were insignificant. The fracture
surfaces of the tested instruments presented ductile morphological characteristics.
Furthermore, a statistical model was proposed to calculate the fatigue life of NiTi
endodontic instruments tested in rotating-bending.
20
1 INTRODUÇÃO
Tradicionalmente, o preparo do sistema de canais radiculares tem sido feito com
instrumentos endodônticos manuais fabricados com aço inoxidável. Em canais retos,
os procedimentos de instrumentação são simples, mas em canais curvos, devido ao
alto módulo de elasticidade do aço inoxidável, eles podem levar à formação de
degraus e perfurações e até mesmo à fratura do instrumento.
Em 1988, Walia et al. empregaram um novo material para a fabricação dos
instrumentos endodônticos, a liga NiTi. Estas ligas representam um grupo de
materiais metálicos especiais que recuperam espontaneamente a sua forma original
após terem sofrido uma deformação plástica macroscópica superior ao seu limite de
escoamento aparente. Este comportamento é diferente do exibido por outros metais,
como o aço inoxidável, por exemplo, que se deforma plasticamente com tensões
superiores ao limite de escoamento.
As características peculiares das ligas NiTi incluem o efeito memória de forma
(EMF) e a pseudo-elasticidade ou superelasticidade (SE). Estas propriedades estão
associadas à transformação martensítica e sua transformação reversa. O efeito
memória de forma ocorre quando a liga é capaz de recuperar completamente a sua
forma original por aquecimento acima de uma determinada temperatura que
depende da composição da liga NiTi. A superelasticidade ou pseudo-elasticidade é
um caso particular do EMF em que a temperatura final de transformação reversa é
menor ou próxima da temperatura de deformação. Isto significa que a recuperação
da forma ocorre logo após a interrupção da deformação e a retirada da carga, sem
necessidade de aquecimento.
A liga NiTi superelástica é uma liga idealmente apropriada para a fabricação de
instrumentos endodônticos. Os instrumentos feitos com essa liga são aceitáveis
biologicamente, altamente flexíveis e consideravelmente mais resistentes à fadiga
que os instrumentos de aço inoxidável. Devido à sua alta flexibilidade associada à
superelasticidade, é possível a utilização de motores para o acionamento destes
instrumentos, o que traz a vantagem de produzir menos defeitos no preparo do canal
radicular, além de possibilitar um tratamento mais rápido do que o que emprega
instrumentos convencionais.
21
Atualmente existem no mercado vários sistemas de instrumentos de níquel-
titânio acionados a motor que vêm ganhando crescente aceitação e popularidade
entre clínicos e especialistas. Todavia, uma grande preocupação entre os
profissionais é a fratura desses instrumentos, que pode ocorrer sem qualquer sinal
prévio de deformação plástica.
Diversos fatores têm sido relacionados com a fratura durante o uso clínico, como
a anatomia do canal, o padrão de deformação imposto ao instrumento, a geometria
e dimensões do instrumento, a velocidade de rotação, as condições de uso e até a
habilidade do operador. No entanto, até o momento não existe um protocolo padrão
que possa orientar adequadamente o profissional quanto à vida útil destes
instrumentos, estabelecendo critérios de previsibilidade quanto à reutilização dos
instrumentos de NiTi acionados a motor. São necessários estudos adicionais para
melhorar a compreensão dos mecanismos envolvidos na fratura destes
instrumentos.
Além disso, para utilização clínica, os instrumentos novos e os reutilizados
devem ser submetidos aos procedimentos de limpeza e esterilização, que os
expõem a repetidos ciclos de aquecimento e resfriamento. Estes processos físicos
podem alterar as propriedades dos instrumentos e consequentemente influenciar na
sua resistência à fratura. Os efeitos destes processos têm sido objeto de estudo de
diversos pesquisadores, porém os resultados ainda são contraditórios (SERENE,
ADAMS & SAXENA, 1995; SVEC & POWERS, 1999; VIANA et al., 2006).
Dessa forma, no presente trabalho algumas condições clínicas foram simuladas
por meio de ensaios de flexão rotativa com o objetivo de investigar se a resistência à
fratura e a microdureza dos instrumentos de NiTi acionados a motor são
influenciadas pelos ciclos repetidos de esterilização, pela temperatura da solução
irrigadora, pelo comprimento do arco do canal e pela marca do instrumento.
22
2 REVISÃO DA LITERATURA
2.1 LIGAS COM MEMÓRIA DE FORMA
As ligas com memória de forma (LMF) estão entre os mais interessantes e
promissores materiais. Suas possíveis aplicações mecânicas, em várias áreas
tecnológicas e biomédicas têm criado uma grande demanda por pesquisas, que
visam ampliar cada vez mais seus campos de atuação (LIANG & ROGERS, 1990;
WADA et al., 1990).
A despeito dessa diversidade de aplicação, é no campo da medicina e
odontologia que estas ligas vêm sendo cada vez mais utilizadas. Na medicina,
dentre as inúmeras aplicações podem ser citadas as próteses e placas ortopédicas e
os cateteres e stents utilizados em cirurgias cardiovasculares e endoscópios. As
aplicações odontológicas incluem os fios ortodônticos, conectores para as próteses
parciais removíveis e os instrumentos endodônticos acionados a motor (ESPOSITO,
2001).
As ligas com memória de forma constituem um grupo único de ligas que
possuem a capacidade de recuperar a forma após sofrerem deformações. Em
baixas temperaturas elas podem ser aparentemente deformadas plasticamente
como outras ligas metálicas, mas esta deformação pode ser recuperada por meio de
aquecimento acima de uma determinada temperatura crítica (efeito memória de
forma). Outras importantes características destes materiais incluem a alta
capacidade de amortecimento de vibrações mecânicas e grandes limites elásticos
não lineares (superelasticidade) (SHAW & KYRIAKIDES, 1995).
23
2.2 EFEITO MEMÓRIA DE FORMA
A maior parte dos materiais metálicos apresenta um comportamento elástico no
qual, dentro de certos limites, a deformação causada é proporcional à força aplicada.
Se a força excede determinado limite provoca no material metálico uma deformação
permanente. O efeito memória de forma (EMF) acontece quando a liga após
sofrer deformação é capaz de recuperar completamente sua forma original por
aquecimento acima de uma determinada temperatura (LOPES, ELIAS & SIQUEIRA Jr,
2004).
Tendo em vista que o EMF é causado pela transformação martensítica torna-se
necessário definir algumas temperaturas de transformação. M
S
é a temperatura do
início da transformação da austenita em martensita durante o resfriamento e M
F
representa a temperatura final dessa transformação. A
S
é a temperatura de início da
transformação reversa (martensita em austenita) no aquecimento, ao passo que A
F
é
a temperatura final dessa transformação no aquecimento (OTSUKA & REN, 1999a).
O efeito memória de forma pode ser definido como a capacidade que certos
materiais possuem de retornar ao estado ou à forma original com o aquecimento em
temperaturas acima de A
F
após serem deformados plasticamente no estado
martensítico. No entanto, sabe-se que a deformação pode causar a estabilização da
martensita. O efeito da estabilização é manifestado como o aumento da temperatura
para a transformação reversa da martensita deformada para a austenita (TAN & LIU,
2004).
Fisicamente, o EMF está relacionado à transformação martensítica
cristalograficamente reversível. Apesar de não ser uma condição necessária, a
transformação martensítica associada ao EMF é geralmente termoelástica (OTUBO,
MEI & KOSHIMIZU, 1997).
Se um monocristal na fase austenítica for resfriado abaixo da temperatura M
F
ele
se transformará em até 24 variantes (24 planos de hábito cristalograficamente
equivalentes) de martensita auto-acomodante sem mudança de forma
macroscópica. No entanto, se uma tensão, por exemplo, tração for aplicada, essa
multiorientação desaparecerá, resultando em uma martensita de orientação única.
SCHROEDER & WAYMAN (1977), estudando um monocristal de Cu-Zn mostraram que
24
isso era causado pela reorientação das maclas na direção preferencial e também
devido à reorientação de certas placas de martensita orientadas desfavoravelmente.
Isto significa que uma placa com orientação preferencial cresce às expensas de
outra com a movimentação da interface martensita-martensita. Como resultado final,
das 24 variantes, restará aquela cuja componente da deformação de forma permita
o máximo de alongamento da amostra como um todo na direção de tração. A
recuperação de forma ou a reversão do monocristal de martensita em austenita é
obtida com o aquecimento da amostra acima da temperatura A
S
, sendo que na
temperatura A
F
o ciclo se completa. A esta recuperação de forma é dado o nome de
efeito memória de forma.
Deve-se observar que, em geral, após a recuperação da forma a alta
temperatura, o posterior resfriamento não traz o material ao estado deformado. Isto
significa que o efeito memória de forma é irreversível no sentido de que um novo
ciclo se consegue somente com uma nova deformação no estado martensítico e
novo aquecimento em temperatura acima de A
F
. As ligas que apresentam memória
em um único sentido são denominadas ligas com memória de forma unidirecional ou
one way shape memory alloys.
Várias ligas que apresentam memória de forma unidirecional podem ser
condicionadas ou treinadas para possuírem memória de forma reversível. De modo
que a alteração de forma ocorre tanto na transformação austenita-martensita
(resfriamento) como na transformação reversa martensita-austenita (aquecimento),
repetindo o processo a cada ciclo. Esse comportamento bidirecional aparece em
conseqüência da geração de um padrão de campo de tensões ou defeitos,
decorrentes dos ciclos termomecânicos ou de treinamento, que favorece o
crescimento e a reversão da variante preferencial da martensita durante os ciclos
posteriores de aquecimento e resfriamento. Isto pode ser alcançado deformando-se
a amostra entre as temperaturas M
S
e M
D
(temperatura máxima na qual a martensita
pode ser induzida mecanicamente) e em seguida aliviando a carga. Com a repetição
deste processo ocorre o treinamento da liga. Diz-se que estas ligas possuem
memória de forma bidirecional ou two way shape memory (OTUBO, MEI & KOSHIMIZU,
1997).
25
2.3 SUPERELASTICIDADE
A formação da martensita também pode ser induzida isotermicamente acima da
temperatura M
S
pela aplicação de um carregamento mecânico externo. Este tipo de
martensita é conhecido como martensita induzida por deformação. A variante
martensítica que produz a maior alteração de forma na direção do carregamento se
torna a dominante. Nessa situação, o estágio de auto-acomodação não ocorre e a
formação de martensita induzida por deformação se verifica a uma temperatura
constante. Se a liga é deformada a uma temperatura acima de A
F
, a martensita
induzida por deformação desaparece quando o carregamento é removido e a
deformação é recuperada. Este comportamento é conhecido como superelasticidade
ou pseudo-elasticidade (FILIP, 2001).
O efeito pseudo-elástico ou superelasticidade se refere à capacidade que certos
materiais possuem de recuperar a forma original após serem deformados muito além
do limite elástico quando a tensão é removida. Essa deformação recuperável pode
chegar a 8% no caso das ligas NiTi e acontece à temperatura constante (OTUBO, MEI
& KOSHIMIZU, 1997; NASSER & GUO, 2006). É um efeito elástico não-linear presente
na maioria das ligas que apresentam transformação martensítica termoelástica.
Nessas ligas, se uma tensão mecânica é aplicada em uma temperatura entre M
S
e
M
D
, portanto na fase austenítica, a martensita elástica pode ser induzida. Essa
martensita induzida mecanicamente desaparece quando a tensão é removida. Esse
comportamento poderia ser descrito como efeito memória de forma mecânica
(OTUBO, MEI & KOSHIMIZU, 1997).
2.4 TRANSFORMAÇÕES NO ESTADO SÓLIDO
As transformações de fase no estado sólido podem ser difusionais e
adifusionais. Nas transformações difusionais uma nova fase é formada por meio do
movimento aleatório dos átomos através de distâncias relativamente longas. Estas
longas distâncias de difusão são necessárias porque a nova fase tem uma
26
composição química diferente da matriz da qual ela é formada. Como ocorre
redistribuição de soluto, estes tipos de transformação são dependentes tanto do
tempo quanto da temperatura.
Por outro lado, as transformações adifusionais não requerem movimentos
atômicos a longas distâncias, pois não há mudança de composição química da nova
fase. Uma vez que não há migração atômica, geralmente estas transformações são
independentes do tempo. Elas são referidas como transformações atérmicas, visto
que a quantidade da nova fase é usualmente dependente somente da temperatura,
e não do tempo de permanência em uma dada temperatura. As transformações
martensíticas são exemplos de transformações adifusionais (WAYMAN & DUERIG,
1990).
2.4.1 TRANSFORMAÇÃO MARTENSÍTICA EM LIGAS COM MEMÓRIA DE FORMA
Os fenômenos da memória de forma estão associados às transformações
martensíticas. A transformação martensítica é uma transformação de fase
acompanhada por uma deformação cisalhante (alteração de forma) resultante de um
movimento atômico cooperativo adifusional. Em um ciclo de memória de forma, a
fase matriz de alta temperatura chamada austenita se transforma em uma fase de
baixa temperatura, martensita e vice-versa. (HOLTZ, SADANANDA & IMAM, 1999; FILIP,
2001).
A transformação martensita termoelástica ocorre nas ligas NiTi e em muitas ligas
com memória de forma. A martensita tem uma natureza atérmica – ela sofre
nucleação e crescimento progressivo sob resfriamento e é caracterizada por um
equilíbrio de energia térmica e elástica durante o crescimento. Dessa forma, fica
limitada a geração de discordâncias e outros defeitos estruturais durante a mudança
de fase.
As variantes individuais sofrem auto-acomodação. A alteração de forma
causada por uma variante martensítica formada no resfriamento é compensada pela
formação de uma variante adjacente, assim, macroscopicamente não se observa
alteração de forma.
27
Uma característica muito importante relacionada à martensita das ligas com
memória de forma é a presença de interfaces deslizantes de baixa energia. Estas
interfaces se formam entre as variantes da martensita e também dentro das placas
martensitas como maclas. O movimento das interfaces altamente deslizantes pode
ser influenciado por pequenas alterações de tensão. Não são geradas discordâncias
para que ocorra a deformação. As discordâncias e outros defeitos estruturais limitam
a extensão da deformação recuperável.
Um componente muito importante no fenômeno da memória de forma é a
diferença na simetria entre as redes cristalinas da austenita e da martensita. O fator
simetria é reforçado pelas ordenações atômicas de longo alcance, em geral
observadas em ligas com memória de forma. Devido às restrições quanto à simetria
do cristal e à necessidade de manter o ordenamento, um monocristal de martensita
tem apenas um modo de sofrer uma transformação reversa para austenita. Existem
numerosas variantes cristalográficas durante a transformação de austenita para
martensita, porém apenas uma é possível durante a transformação reversa. A
ordenação também elimina a deformação por deslizamento durante a transformação
e carregamento (FILIP, 2001).
2.5 AS LIGAS NÍQUEL-TITÂNIO
Embora um grande número de LMF seja conhecido, somente as que são
capazes de recuperar quantidades apreciáveis de deformação ou que geram força
significativa durante a recuperação da forma são comercialmente viáveis. Dentre
elas se destacam as ligas à base de cobre, algumas ligas ferrosas e as ligas níquel-
titânio (HODGSON et al., 1999).
Inicialmente havia equivalência nas propriedades das ligas à base de cobre,
ferro e NiTi, mas à medida que pesquisas mais detalhadas foram realizadas,
evidenciou-se superioridade para as ligas NiTi, em relação ao percentual de
deformação recuperável, resistência à corrosão e à fluência, biocompatibilidade,
ductilidade, entre outras, (HUMBEECK, 1999; DUERIG et al., 1999).
28
A liga níquel-titânio (NiTi) foi desenvolvida por BUEHLER et al. em 1963 no Naval
Ordnance Laboratory (NOL) em Silver Springs, EUA, razão pela qual recebeu o
nome de NiTiNOL.
Nas ligas NiTi existem duas fases cristalinas presentes: austenita e martensita. A
austenita é a fase com estrutura cúbica de corpo centrado (CCC ou B
2
). Nesta fase,
a liga apresenta menor elasticidade do que na fase martensítica. A martensita é
monoclínica e apresenta distorção em relação à estrutura tetragonal (B
19
) em que o
maior lado é inclinado em relação à base da célula. A martensita é uma fase que
pode ter a sua formação induzida tanto por tensão quanto por resfriamento. A liga
NiTi na fase martensítica é facilmente deformável, atingindo grandes percentuais de
deformação em tensões relativamente baixas. Quando a martensita é induzida por
temperatura ela é conhecida como martensita maclada, também chamada de
martensita auto-acomodável. Esta martensita, ao se formar, pode escolher 24
orientações (variantes) cristalográficas diferentes em relação um sistema de
referência posicionado na fase original. Quando a martensita é induzida por um
carregamento mecânico, as 24 variantes da martensita maclada dão lugar a apenas
uma variante. Neste caso, existe apenas uma orientação cristalográfica alinhada
com a orientação do carregamento. Esta é a martensita não maclada (LOPES, ELIAS
& SIQUEIRA Jr, 2004).
O sistema binário níquel-titânio é caracterizado pela presença de várias soluções
sólidas e compostos intermetálicos. Dentre eles, apenas os compostos
intermetálicos equiatômicos apresentam memória de forma. A liga NiTi tem uma
faixa de solubilidade moderada para o excesso de níquel ou de titânio, assim como
muitos outros metais. Elementos intersticiais como oxigênio, nitrogênio, hidrogênio e
carbono diminuem as propriedades mecânicas da liga. Em conseqüência, é
desejável minimizar a quantidade desses elementos (FILIP, 2001)
2.5.1 DIAGRAMA DE FASES DO SISTEMA NITI
Diferentes diagramas de fases do sistema NiTi têm sido propostos desde 1941.
Esta controvérsia está relacionada à alta afinidade do titânio ao oxigênio, nitrogênio
29
e carbono e à presença de várias fases metaestáveis em temperaturas
intermediárias. O diagrama de fases apresentado na FIG. 2.1 é considerado por
OTSUKA & REN (2005) como a aproximação mais realística do sistema binário NiTi.
Os limites de composição das ligas NiTi que apresentam memória de forma
variam entre 48 a 52 at% de Ni. As temperaturas de transformação são fortemente
dependentes da razão Ni/Ti, e diminuem até cerca de 10° C com o aumento de 0,1%
na concentração de níquel. A adição de elementos de liga como Cr, Mn, Fe, V, Nb e
Co reduz a temperatura M
S
, ao passo que a adição de Au, Pt, Pd, Hf e Zr aumenta a
temperatura M
s
e modifica a forma da curva de histerese.
FIG. 2.1 Diagrama de fases do sistema NiTi (Retirado de OTSUKA & REN, 2005)
Independente do método de obtenção da liga, sempre se observa a presença de
pequenas quantidades de precipitados de Ti
2
Ni ou Ti
4
Ni
2
(O,N)
x
. O oxigênio e o
nitrogênio presentes no sistema se dissolvem em Ti
2
Ni formando partículas de
Ti
4
Ni
2
(O,N)
x
. As partículas de Ti
2
Ni ou Ti
4
Ni
2
(O,N)
x
têm um efeito deletério sobre a
ductilidade da liga e também podem influenciar o equilíbrio estequiométrico da liga
de NiTi pela diminuição da concentração de Ti. A solubilidade de O na liga de NiTi é
estimada como sendo da ordem de 0,045%. O nitrogênio freqüentemente interage
com o Ti formando inclusões de TiN. O nível de contaminação típica de carbono nas
30
ligas NiTi é menor que 0,5 at%. O Ti combina com C e N formando TiC ou Ti(C,N). A
difusão de H é muito alta nas estruturas B2. O hidrogênio é absorvido na liga NiTi
para formar uma solução sólida com uma concentração máxima de TiNiH
1,4
.
Concentrações mais altas de hidrogênio alteram as temperaturas de transformação
e reduzem a ductilidade da liga NiTi.
As ligas NiTi com teor de níquel acima de 50,5 at% são caracterizadas pela
formação de precipitados ricos em Ni durante o tratamento térmico em temperaturas
entre 300 e 800° C. O TiNi
3
é um composto intermetálico formado mediante
tratamento térmico. Fases metaestáveis podem se formar nas ligas ricas em níquel,
e a seqüência de precipitação foi detectada como sendo: TiNi → Ti
11
Ni
14
→ Ti
3
Ni
4
→Ti
2
Ni
3
→ Ti
2
Ni
3
. A diminuição da concentração de Ni na matriz aumenta as
temperaturas de transformação. Os precipitados coerentes de Ti
11
Ni
14
e Ti
3
Ni
4
aumentam a resistência da liga, ao passo que a formação de Ni
3
Ti enfraquece a liga
(FILIP, 2001).
2.5.2 TRANSFORMAÇÃO DE FASES NAS LIGAS NITI
Existem três tipos de fases na liga níquel-titânio: austenita, martensita e
romboédrica (IIJIMA et al., 2002). Estas fases são importantes no fenômeno memória
de forma. A fase de alta temperatura (austenita) tem uma rede ordenada do tipo
CsCl ou B2. A chamada “fase R” com rede cristalina romboédrica pode se formar
inicialmente durante o resfriamento a uma temperatura T
R
. A martensita tem uma
rede monoclínica B19’. As temperaturas de transformação dependem da
composição química e da estrutura da liga de NiTi. A fase R é compatível com a
rede B2. Uma instabilidade da estrutura B2 e a formação de uma fase incompatível
sempre precedem a formação da fase R. As duas seqüências de transformações de
fase que são possíveis em uma liga binária de NiTi são:
B2 → fase incompatível → R → B19’, ou
B2 → B19’.
A formação da fase R precede a transformação na fase B19’ quando a
temperatura M
S
é menor que a temperatura T
R
. O aumento do teor de níquel, o
31
encruamento e o envelhecimento podem diminuir a temperatura M
S
e levam à
formação da fase R. A transição da fase R é caracterizada pela curva de histerese
térmica extremamente estreita (1 a 2°C), já a histerese relacionada à fase B19’ pode
variar de 20°C a centenas de graus Celsius (FILIP, 2001).
2.5.3 RELAÇÃO ENTRE ESTRUTURA E PROPRIEDADES
Quatro fatores influenciam tanto o comportamento mecânico da liga NiTi quanto
a resistência à corrosão e os parâmetros da memória de forma das ligas NiTi. São
eles, a composição química (teor de Ni, Ti, elementos de liga e impurezas), a
densidade de discordâncias, o tamanho de grão da fase austenítica e a presença de
precipitados coerentes.
Todos os procedimentos relacionados à alteração na densidade de
discordâncias e ao tamanho de grão, difusão e processos de precipitação modificam
as temperaturas de transformação das ligas NiTi. Isto é extremamente importante
porque a forma em alta temperatura a ser “memorizada” por uma liga NiTi
normalmente ocorre entre 400 a 600°C. A variação na composição e no tratamento
térmico e mecânico permite se alcançar um desempenho da liga com propósitos
específicos. Tem sido relatado que as deformações recuperáveis em policristais de
NiTi podem chegar até 8% e que as tensões geradas atingem aproximadamente
1.000 MPa. O aumento na densidade de discordâncias após o trabalho a frio leva à
diminuição da recuperação de deformações devido às limitações de movimentos das
interfaces. Os materiais encruados têm maiores tensões residuais e energia interna
que os recozidos. Em conseqüência, a temperatura M
S
diminui e T
R
e A
S
aumentam
após o encruamento. Os defeitos estruturais introduzidos tornam mais ampla a curva
de histerese térmica e aumentam os intervalos entre M
S
e M
F
ou A
S
e A
F
. Os
parâmetros da estrutura também irão determinar os limites de fadiga (FILIP, 2001).
32
2.5.4 DEFORMAÇÃO DAS LIGAS NITI
O comportamento durante a deformação de uma liga NiTi em diferentes
temperaturas submetida ao ensaio de tração apresenta características que não são
detectadas em outras ligas . A austenita estável se comporta de modo similar ao de
outras ligas convencionais. Após o carregamento elástico, a deformação plástica
resultante da geração e movimentação de discordâncias ocorre acima do limite de
escoamento. Não se verifica nenhuma recuperação de forma na fase austenita
estável durante o aquecimento.
Em uma curva tensão × deformação pode-se observar que a transformação
induzida por carregamento mecânico externo ocorre em certo nível de tensão, após
a transformação completa da austenita em martensita a tensão aumenta
rapidamente, caracterizando a deformação elástica da martensita. A plasticidade
relacionada à geração e à movimentação de discordâncias é observada após se
atingir o limite de escoamento da martensita. Antes de se atingir o limite de
escoamento da martensita, se a tensão for retirada do material, ocorre a
recuperação da forma. O nível de tensão que ativa a transformação martensítica
aumenta em temperatura acima de M
S
até que atinja um valor crítico, no qual ocorre
geração de discordâncias e a deformação plástica é observada (FILIP, 2001). A
tensão crítica também aumenta com o aumento da taxa de deformação (NASSER et
al., 2005).
A ductilidade das ligas NiTi é altamente marcante em comparação com outros
compostos intermetálicos, que são usualmente frágeis. A dependência da
temperatura no alongamento é importante. O alongamento máximo é alcançado em
temperaturas próximas de M
S
o que evidencia que alta ductilidade está intimamente
relacionada com a presença da transformação martensítica (OTSUKA & REN, 2005).
LIU (1999) estudou o efeito da deformação a frio na estabilização mecânica da
martensita. Os seus resultados indicaram que a estabilização da martensita pode
ser alcançada por uma variedade de condições, tais como a deformação pelo
cisalhamento, pela tração e compressão, e pela deformação decorrente da
reorientação da martensita ou pela transformação martensítica induzida por
deformação.
33
DIAS (2005) evidenciou que as deformações cíclicas por dobramento rotatório
afetam as propriedades funcionais e mecânicas das ligas NiTi superelásticas, o que
provoca uma diminuição da capacidade da recuperação de forma e um efeito de
estabilização da martensita, observado através de um aumento da tensão crítica
para a formação da martensita.
2.5.5 FADIGA DAS LIGAS NITI
De acordo com BAHIA & BUONO (2005), a resistência à fadiga é uma das
propriedades mais importantes a serem consideradas quando se usa instrumentos
rotatórios.
Um modo típico de trabalhar com as ligas NiTi é a ciclagem mecânica
(carregamento/descarregamento) com ou sem aquecimento após o
descarregamento. A despeito da deformação reversível macroscopicamente
observada pela movimentação das interfaces altamente deslizantes, as ligas NiTi
também exibem falhas por fadiga. Discordâncias são geradas durante a ciclagem
térmica ou mecânica, além disso, as temperaturas de transformação e o
comportamento de deformação também sofrem modificações. A densidade de
discordâncias aumenta com o número de ciclos (MIYAZAKI, IGO & OTSUKA, 1986;
VIANA et al., 2006).
As alterações cíclicas de tensão e a deformação cíclica das ligas NiTi são
acompanhadas por um aumento de deformação irreversível, diminuição da
capacidade de recuperar deformações, redução do nível de tensão que induz a
transformação martensítica e pelo estreitamento da curva de histerese mecânica
(MIYAZAKI, 1998). A tensão interna gerada pela deformação por deslizamento facilita
a formação da martensita e diminui o nível de tensão para produzi-la
mecanicamente (MIYAZAKI et al., 1999). A energia elástica acumulada é responsável
pelo estreitamento da histerese na curva tensão x deformação (FILIP & MAZANEC,
1995).
FILIP (2001) relatou a nucleação de trincas em fadiga na superfície do material
(entalhes), próximo às inclusões de Ti(C,N), e, em ligas altamente purificadas as
34
trincas são formadas nos contornos de grão. As trincas em fadiga nucleiam em
cerca de 10% da vida total, independentemente se a nucleação ocorre em uma
inclusão ou no contorno de grão. A concentração de tensão na ponta de uma trinca
em um material de NiTi sofre relaxação como conseqüência da transformação
martensítica.
WANG et al. (2005) mostraram que a quantidade de martensita e a extensão da
região de transformação na ponta de uma trinca aguda aumentam à medida que o
tamanho da trinca aumenta. Eles afirmaram também que a formação de martensita
induzida por deformação na frente de uma trinca pode ser comparada à formação de
uma zona plástica na ponta da trinca em um material que sofre deformação plástica.
Uma vez que a tensão para induzir transformação martensítica depende da
temperatura do ensaio (TOBUSHI et al., 1998), a taxa de propagação de trincas varia
com a temperatura. O valor mínimo da taxa de propagação de trinca, como função
da intensidade de tensão, tem sido detectado em temperatura abaixo de M
S
. A taxa
de propagação da trinca aumenta proporcionalmente à temperatura do ensaio na
região onde ocorre a transformação induzida por deformação. Para WANG et al.
(2005) este fenômeno é explicado pelo fato de que nas ligas superelásticas, as
trincas se propagam para a martensita induzida por deformação. Acima daquela
temperatura, a liga se comporta como um material metálico convencional visto que
não ocorre relaxação de tensões na ponta da trinca. O tempo de vida de amostras
recozidas com transformação martensítica B2 ↔ B19’ depende da carga máxima
aplicada e/ou deformação máxima em um “ciclo de trabalho”. Em geral, para que
ocorra a fratura são necessários cerca de 10
4
ciclos aplicando-se uma tensão que
cause uma deformação maior que 1%. Tempos de vida maiores que 10
7
ciclos são
normalmente observados em condições que provoquem menos deformações. No
caso da transformação de fases B2 ↔ fase R (deformação ≈ 1%), o tempo de vida
aumenta em relação à transformação B2 ↔ B19’, podendo chegar a cerca de 10
8
ciclos (MIYAZAKI, IGO & OTSUKA, 1986).
O controle da estrutura da liga NiTi pode aumentar a sua vida. É importante
controlar a tensão crítica para escorregamento a fim de estabilizar a estrutura
submetida à deformação cíclica. Os materiais encruados ou envelhecidos
apresentam vida maior que os materiais recozidos (FILIP & MAZANEC, 1995; FILIP,
2001).
35
O comportamento em fadiga das ligas NiTi com memória de forma é afetado por
vários fatores, tais como a microestrutura, a temperatura, a resistência da austenita
e da martensita e o grau de ordenamento da rede cristalina (DOLCE & CARDONE,
2005; YAN, YANG & QI, 2006).
Durante o carregamento cíclico das ligas NiTi superelásticas podem ser
acumuladas tensões residuais, devido aos repetidos aparecimentos e
desaparecimentos de martensita induzida por deformação. Estas tensões interagem
com os benéficos campos de tensão internos causados pelos precipitados Ti3Ni4,
promovendo contínuas alterações desses campos de tensão. Este processo
influencia a transformação martensítica induzida por deformação e o mecanismo de
deformação o que altera o comportamento da liga na fadiga (EGGELER et al., 2004;
RAO, WANG, HAN & KE, 2006).
2.5.6 CORROSÃO DAS LIGAS NITI
As ligas NiTi apresentam maior resistência à corrosão que os demais materiais
com memória de forma. Estas ligas são mais resistentes à corrosão do que o aço
inoxidável 316. Foi demonstrado que as ligas NiTi liberam menores teores de níquel
que o aço inoxidável. Entretanto, essas ligas não são mais resistentes à corrosão
que o titânio puro ou as ligas de titânio (FILIP, 2001).
DARABARA et al (2004) avaliaram a suscetibilidade à corrosão localizada em
instrumentos endodônticos de aço inoxidável e de níquel-titânio em hipoclorito de
sódio e ácido etilenodiaminotetracético pelo método de polarização
potenciodinâmica cíclica. Os resultados apresentaram curvas de polarização cíclica
com histerese negativa, indicando que a corrosão provavelmente não ocorre nos
materiais ensaiados.
YOKOYAMA et al. (2004) analisaram a fratura de fios superelásticos de NiTi em
soluções de hipoclorito de sódio a 0,1%, 1,0% e 5,0% no ensaio de tração. O tempo
para a fratura foi reduzido quando a tensão aplicada excedeu a tensão crítica para a
transformação martensítica. A fratura do material ocorreu em tempo curto, mesmo
quando concentrações baixas da solução foram empregadas. Eles concluíram que a
36
fratura foi principalmente causada pela dissolução preferencial do níquel na solução.
Uma das razões para a fratura dos instrumentos de NiTi durante o emprego clínico é
a corrosão associada à aplicação de tensões acima da tensão crítica para a
transformação martensítica em soluções de hipoclorito de sódio.
2.5.7 APLICAÇÃO DAS LIGAS NITI NA ENDODONTIA
Em 1975, CIVJAN et al., baseados nas propriedades mecânicas da liga de níquel-
titânio sugeriram sua aplicação no campo da Medicina e da Odontologia.
WALIA et al. (1988) foram os primeiros a utilizar a liga de níquel-titânio em
endodontia. Eles relataram que as limas de número 15 produzidas
experimentalmente a partir de fios ortodônticos de níquel-titânio, demonstraram uma
elasticidade duas a três vezes maior quando dobradas e torcidas, em comparação
com as limas de número 15 de aço inoxidável. Além disso, exibiram grande
resistência à fratura por torção.
De acordo com SERENE, ADAMS & SAXENA (1995), a liga níquel-titânio empregada
na endodontia apresenta pequeno módulo de elasticidade, cerca de um quarto a um
quinto em relação ao do aço inoxidável, e em conseqüência disso, possui grande
elasticidade, e alta resistência à deformação plástica e à fratura. O percentual
atômico de níquel nessas ligas está em torno de 58,01%. A força necessária para
flexionar uma lima de níquel-titânio de número 45 é equivalente à necessária para
flexionar uma lima convencional de aço inoxidável de número 25. Estas
propriedades fazem com que o instrumento acompanhe com facilidade a curvatura
do canal radicular, impedindo o deslocamento apical e a alteração de sua forma
original. Quanto à microdureza, uma haste de aço inoxidável apresenta microdureza
Vickers variando de 342 a 522, ao passo que a de níquel-titânio varia no intervalo de
303 a 362 HV.
GUTMANN et al. (1999) consideraram que a introdução da liga de níquel-titânio na
endodontia significou a “solução do problema” em relação a várias das
características negativas que foram associadas aos instrumentos de aço inoxidável,
todavia, devido às características cristalinas desta liga, o instrumento pode se tornar
37
enfraquecido sem demonstrar indicação visível e fraturar, especialmente se utilizado
de modo impróprio.
BRANTLEY et al. (2002) afirmam que existem diferenças entre as temperaturas de
transformação das ligas NiTi nos vários instrumentos endodônticos, principalmente
devido à forma de processamento das mesmas, no entanto, um consenso entre os
fabricantes dos instrumentos é que a temperatura A
f
seja próxima de 25º C, a fim de
permitir o comportamento superelástico dos instrumentos durante o emprego clínico.
2.6 INSTRUMENTOS ENDODÔNTICOS DE NITI
Para SERENE, ADAMS & SAXENA (1995) após anos de relativa inércia quanto ao
aperfeiçoamento de metais e ligas para a confecção de instrumentos endodônticos,
a introdução da liga níquel-titânio representou um avanço, pois a partir de então
seria possível fabricar instrumentos que iriam melhorar a velocidade, eficiência e
precisão do tratamento endodôntico. Descreveram, ainda, que as limas de níquel-
titânio são fabricadas por usinagem de uma haste metálica cônica de seção reta
transversal circular, e que esta liga proporciona aos instrumentos grande
elasticidade, resistência à torção, à fratura e à corrosão, quando comparados com
os de aço inoxidável.
Os instrumentos endodônticos de NiTi acionados a motor são empregados no
preparo químico-mecânico dos canais radiculares e substituem com êxito os
instrumentos de aço inoxidável. As ligas usadas na fabricação destes instrumentos
são aproximadamente equiatômicas, podendo em alguns casos, ocorrer a
substituição de uma pequena porcentagem de níquel por cobalto (THOMPSON, 2000).
Para BAHIA & BUONO (2005) em um canal radicular que apresenta uma geometria
complexa somente os instrumentos de NiTi possuem as propriedades mecânicas
necessárias para se realizar a instrumentação acionada a motor.
38
2.6.1 PROCESSO DE FABRICAÇÃO DOS INSTRUMENTOS DE NITI
Tendo em vista a superelasticidade das ligas NiTi, os instrumentos endodônticos
de níquel-titânio só podem ser fabricados a partir da usinagem de um fio metálico de
NiTi de seção reta transversal circular. A usinagem é o trabalho de corte realizado
por máquinas-ferramentas para a fabricação de uma peça com determinada forma,
dimensão e acabamento. Nesse processo a haste helicoidal do instrumento é obtida
por um processo mecânico de usinagem denominado roscamento externo e a ponta
por torneamento cônico externo. Roscamento externo é um processo mecânico de
usinagem destinado à obtenção de filetes (arestas laterais de corte) por meio da
abertura de um ou mais canais helicoidais em superfícies cilíndricas ou cônicas.
Torneamento é um processo destinado à obtenção de superfícies de revolução com
o auxílio de ferramentas de usinagem mecânica (LOPES, ELIAS & SIQUEIRA JR., 2004).
2.6.2 INSTRUMENTOS PROFILE
(DENTSPLY/MAILLEFER, MAILLEFER SA,
BALLAIGUES, SWITZERLAND)
LOPES, ELIAS & SIQUEIRA JR., (2004) relataram que esses instrumentos
apresentam seção reta transversal em forma triangular modificada, com três dentes
cortantes. O sentido da hélice é à esquerda e os dentes de corte são igualmente
espaçados ao redor da haste metálica (120º). Os dentes de corte possuem uma
superfície plana cilíndrica (guia ou plano radial), que mantém o instrumento durante
o corte centralizado em relação ao eixo do canal radicular. O plano radial apresenta
uma aresta lateral de corte que é formada pela interseção do plano e da superfície
de ataque. A porção posterior do plano é rebaixada (superfície livre ou de saída),
para diminuir a área de contato entre o instrumento e as paredes do canal radicular.
Isto reduz o atrito (resistência à fricção), diminuindo a possibilidade de travamento
do instrumento durante a rotação no interior do canal. A ponta do instrumento é
cônica e não apresenta ângulo de transição (FIG 2.2)
39
FIG. 2.2 Instrumento Profile
®
. Haste helicoidal junto à ponta (A) e junto ao
intermediário (B). Retirado de LOPES, ELIAS & SIQUEIRA JR. (2004).
Estas limas, segundo os mesmos autores, apresentam o diâmetro da ponta (D
0
)
em concordância com as normas ISO e conicidades de 0,04 mm/mm e 0,06
mm/mm, ou seja, o dobro e o triplo da conicidade estabelecida pela ISO. A
conicidade é o parâmetro que indica como se altera o diâmetro do instrumento
desde a ponta até o final da haste helicoidal. Os instrumentos de conicidade 0,04
mm/mm são fabricados com os números 15, 20, 25, 30, 35, 40, 45, 60 e 90 nos
comprimentos de 21, 25 e 31 mm. Os números dos instrumentos são identificados
por uma faixa colorida na haste de fixação. Por sua vez, os instrumentos de
conicidade 0,06 mm/mm são fabricados com os números 15, 20, 25, 30, 35, 40 e
nos comprimentos de 21 e 25 mm. Duas faixas coloridas na haste de fixação
identificam o diâmetro dos instrumentos em D
0
. Ambos os tipos de instrumentos
apresentam lâmina ativa de 16 mm.
Ainda conforme LOPES, ELIAS & SIQUEIRA JR. (2004), o núcleo dessas limas é
cilíndrico, ao passo que nas de conicidade 0,02 mm/mm é cônico.
Conseqüentemente, a profundidade do sulco (estrias) das limas de conicidade 0,04
e 0,06 mm/mm aumenta da extremidade para o cabo do instrumento, o que permite
a estes instrumentos apresentarem grande flexibilidade, em que pesem as suas
maiores conicidades. Assim, durante a instrumentação, elas acompanham a
curvatura do canal com maior facilidade, mantendo a sua forma original e a posição
espacial da abertura foraminal (FIG. 2.3).
40
FIG. 2.3 Instrumento Profile
®
. (A) Seção reta transversal, em (B) evidenciando o
núcleo do instrumento. Retirado de LOPES, ELIAS & SIQUEIRA JR. (2004).
2.6.3 INSTRUMENTOS K
3 TM
(SYBRONENDO
®
, SYBRON DENTAL SPECIALTIES
INC, ORANGE, CA, USA)
LOPES, ELIAS & SIQUEIRA JR. (2004) descreveram que estes instrumentos são
oferecidos comercialmente nas conicidades de 0,02 – 0,04 e 0,06 mm/mm, nos
comprimentos de 21, 25 e 30 mm e nos números de 15 a 60. Na haste de fixação
existem dois anéis coloridos: o superior corresponde à conicidade (vermelho – 0,02;
verde 0,04 e laranja 0,06 mm/mm), e o inferior corresponde ao diâmetro do
instrumento em D
0
(padronização ISO). A ponta do instrumento tem a forma de cone
liso e sua extremidade é arredondada, além disso, não apresenta ângulo de
transição (FIG. 2.4).
FIG. 2.4 Instrumento K
3™
. Haste helicoidal junto à ponta (A) e junto ao intermediário
(B). Retirado de LOPES, ELIAS & SIQUEIRA JR. (2004).
O núcleo destas limas é cônico invertido, com o menor diâmetro voltado para o
término da haste helicoidal, o que confere flexibilidade ao instrumento. A haste
41
helicoidal apresenta seção reta transversal com três arestas de corte, formadas pela
interseção da guia radial com a superfície de ataque do canal helicoidal (FIG. 2.5).
FIG. 2.5 Instrumento K
3™
. (A) Seção reta transversal, em (B) evidenciando o núcleo
do instrumento. Retirado de LOPES, ELIAS & SIQUEIRA JR. (2004).
Relatam ainda que a guia radial é ampla, proporcionando um aumento da área
da seção reta transversal e do núcleo do instrumento, aumentando com isso a sua
resistência à fratura por torção, porém reduzindo a sua flexibilidade e
consequentemente a resistência à fratura por flexão em rotação. Para diminuir a
área de contato entre o instrumento e as paredes do canal radicular duas guias
radiais têm suas superfícies posteriores rebaixadas. Isto reduz o atrito (resistência
friccional), diminuindo a possibilidade de o instrumento travar-se no interior do canal.
A terceira guia radial não é rebaixada e tem como finalidade estabilizar e manter o
instrumento centrado quando em movimento de rotação no interior do canal
radicular, reduzindo a possibilidade de desvios do preparo dos canais curvos.
LOW et al. (2006) estudaram o comportamento em flexão de vários instrumentos
endodônticos de NiTi, encontrando que o instrumento K
3™
não apresentou
consistência nesse comportamento. Ele acredita que a causa essa discrepância
tenha sido o processo de fabricação, pois a seção transversal do instrumento é
particularmente complexa e de forma irregular.
2.7 RESISTÊNCIA À FRATURA DOS INSTRUMENTOS DE NITI
Basicamente, a resistência à fratura dos metais ou ligas metálicas depende das
forças de coesão entre seus átomos. Apesar de ser possível calcular a resistência
42
mecânica teórica com base nas forças de ligação interatômica, este valor tem pouca
aplicação prática, uma vez que a resistência real é cerca de 100 a 10.000 vezes
inferior à teórica; a razão desta diferença está associada à presença de defeitos nos
materiais. Não existe material sem defeito. Sabendo-se desta limitação, os metais e
as ligas são submetidos aos diferentes ensaios mecânicos e condições para se
determinarem suas propriedades mecânicas e permitir a previsão de seu
desempenho. Ainda assim, às vezes, os materiais podem apresentar fratura com
carregamento abaixo do seu limite de resistência, obtido em ensaios estáticos
(BROEK, 1986).
CANALDA-SAHLI, BRAU-AGUADÉ & SENTIS-VILALTA (1998) analisaram o efeito da
esterilização em estufa e autoclave sobre as propriedades mecânicas de
instrumentos endodônticos de aço inoxidável, níquel-titânio e titânio. Dez limas de
cada tipo de números 25 a 40 foram ensaiadas de acordo com as especificações 28
(ANSI/ADA) e 3630 (ISO). Os autores observaram que ambos os processos de
esterilização reduziram ligeiramente a flexibilidade das limas de aço inoxidável e de
níquel-titânio para a maioria dos números, embora os valores obtidos ainda
estivessem satisfazendo as especificações ISO. As limas de titânio apresentaram
um aumento na flexibilidade após a esterilização com autoclave (números 30 e 35) e
estufa (números 30, 35 e 40). A resistência à fratura variou entre os grupos testados:
diminuiu em alguns instrumentos de aço inoxidável, diminuiu em todos os números
de instrumentos de titânio, e com relação aos instrumentos de NiTi aumentou para
alguns e diminuiu para outros. No que diz respeito à deflexão angular, todos os
instrumentos apresentaram padrões satisfatórios após terem sido esterilizados por
autoclave ou estufa.
KUHN & JORDAN (2002) avaliaram a resistência à fadiga e as propriedades dos
instrumentos endodônticos de NiTi acionados a motor por meio da calorimetria por
varredura diferencial (DSC) e do ensaio mecânico (flexão). A técnica de DSC foi
empregada para medir com precisão a temperatura de transformação. O grau de
deformação por flexão foi analisado em combinação com os resultados de DSC e as
medidas das propriedades mecânicas. Nestas limas, trabalhadas a frio, a alta
densidade de discordâncias influenciou os processos de reorientação e de
crescimento de trincas. Alguns tratamentos térmicos foram sugeridos para melhorar
as propriedades mecânicas e modificar as características da transformação. O
43
recozimento em torno de 400°C mostrou bons resultados, permitindo uma densidade
de discordâncias baixa o suficiente para a nucleação da fase R, porém não tão baixa
para não causar o enfraquecimento do instrumento.
KIM et al. (2005) analisaram o efeito do tratamento criogênico na composição,
microdureza e eficiência de corte dos instrumentos endodônticos de níquel-titânio. A
microdureza Vicker foi medida em 30 instrumentos de NiTi tipo K (ISO 25). A
composição foi determinada para dois instrumentos pela espectroscopia de raios x.
A fase cristalina foi determinada por difração de raios x. O tratamento criogênico em
nitrogênio líquido (-196°C) foi feito por 3 segundos (medição da microdureza) e 10
minutos (para os demais). A eficiência de corte foi avaliada por 14 clínicos que
utilizaram 80 instrumentos ProFile
®
20, .06, no preparo de canais in vitro, sendo a
metade dos instrumentos submetida ao tratamento criogênico e a outra não. Os
resultados mostraram que os espécimes submetidos ao tratamento criogênico
apresentaram microdureza mais elevada que o grupo controle, não houve diferença
na composição (em peso) dos instrumentos, sendo que a maioria apresentava-se na
fase autenítica, e os profissionais manifestaram uma preferência pelos instrumentos
submetidos ao tratamento criogênico (61%), porém não houve diferença significativa
(p=0,21).
SCHÄFER, DZEPINA & DANESH (2003) analisaram as propriedades de flexão de
vários instrumentos endodônticos e investigaram a correlação entre o momento
fletor e a área da seção reta transversal dos instrumentos. Os momentos fletores
dos instrumentos ProFile
®
e RaCe
®
foram significativamente mais baixos que os
demais (P<0,05). As limas K
3 TM
foram significativamente mais flexíveis que todas as
outras (P<0,05). E a correlação entre a rigidez e a área da seção reta transversal foi
altamente significante (r=0,928 e P< 0,0001).
2.7.1 MECÂNICA DA FRATURA
As condições em que as tensões e deformações podem ocasionar propagação
da trinca dos materiais não estão perfeitamente estabelecidas. Geralmente, acredita-
se que ocorre a propagação de uma trinca no material quando a tensão na sua
44
ponta ultrapassa a resistência de coesão dos átomos naquela região, ou seja, a
tensão aplicada excede um valor crítico. Como é extremamente difícil a
determinação da tensão na ponta da trinca, na prática, adota-se o critério de
predição da força que deve ser aplicada ao material para realizar a propagação de
uma trinca preexistente. A análise de possibilidade da ocorrência de uma fratura é
baseada em modelos físicos estabelecidos nos diferentes micromecanismos de
fratura observados em ensaios.
Em função do tratamento termomecânico a que os metais ou as ligas são
submetidos durante a fabricação dos instrumentos, elementos de liga ou partículas
de segunda fase podem segregar nos contornos de grão, reduzindo a resistência
mecânica e a resistência à corrosão do material, tornando-o mais suscetível à
fratura. Além desses parâmetros, a fratura dos materiais é influenciada pelas
variáveis metalúrgicas, como a estrutura cristalina, tamanho do grão, constituintes,
anisotropia dos constituintes e pela presença de concentradores de tensão. Os
concentradores de tensão induzem a ocorrência do estado triaxial de tensões. Em
conseqüência, a componente cisalhante, responsável pela movimentação das
discordâncias, fica diminuída, ocorrendo menor deformação plástica e aumentando a
possibilidade de fratura frágil (BROEK, 1986).
O comportamento de um material varia de acordo com a sua estrutura interna,
estado de carregamento, temperatura de emprego, estado termomecânico e
agressividade do meio. A estrutura interna depende do tamanho, características das
forças de ligação e do arranjo espacial de seus átomos.
A fratura dos materiais consiste na separação em duas ou mais partes devido à
aplicação de cargas externas. Pode ser induzida pela aplicação de cargas lentas
(tração, flexão, compressão, torção), pelo impacto, por carregamentos repetidos
(fadiga) ou por cargas de baixa intensidade atuando durante muito tempo (fluência)
(LOPES, ELIAS & SIQUEIRA JR, 2000).
45
2.7.2 MODOS DE FRATURA DOS METAIS E LIGAS METÁLICAS
Quanto à direção de propagação das trincas, a fratura dos materiais cristalinos
pode ser classificada em transgranular e intergranular. Na transgranular, a trinca se
propaga pelo interior dos grãos, e na intergranular, a trajetória da trinca é ao longo
dos contornos de grão, apresentando elevada tortuosidade. Na fratura intergranular
o material absorve menos energia que na transgranular.
Quanto à classificação da fratura em função do estado de tensão aplicado ao
material, considera-se que as tensões trativas produzem fratura por clivagem, ao
passo que as tensões cisalhantes induzem fratura por cisalhamento. A tensão
compressiva pode levar à nucleação de trincas, mas não ao crescimento das
mesmas para causar fratura.
Quanto às características morfológicas de superfície de fratura dos materiais,
estas podem ser do tipo dúctil ou frágil. Na fratura dúctil, a superfície de fratura
apresenta microcavidades com forma hemisférica ou alongada. Na frágil, a
morfologia da superfície é lisa e brilhante.
Considerando a direção de propagação da trinca e o estado de tensão, a fratura
transgranular pode ser por clivagem, com características de frágil, ou por
cisalhamento, normalmente com características de dúctil. A fratura intergranular
pode ser por cisalhamento com característica morfológica de dúctil ou por decoesão
(BROEK, 1986; LOPES, ELIAS & SIQUEIRA JR, 2000).
ALAPATI et al. (2005) observaram no microscópio eletrônico de varredura
instrumentos endodônticos de NiTi que fraturaram durante o uso clínico. Foi
verificado que o processo de falha, em geral, exibia características de fratura dúctil
evidenciada pela microcavidades na superfície de fratura. A propagação das trincas
nos contornos de grão e as superfícies de clivagem, indicativas de fratura
transgranular foram observadas em alguns espécimes. Também foram evidenciadas
partículas de óxidos, oriundas do processo de fabricação, que atuaram como sítios
para nucleação das microcavidades, levando à ruptura.
46
2.7.2.1 FRATURA TRANSGRANULAR POR CLIVAGEM: FRATURA FRÁGIL
A fratura transgranular por clivagem ocorre em alguns planos preferenciais dos
materiais cristalinos. A superfície de fratura tem aparência plana com alta
reflexibilidade e brilho. É a forma mais frágil de fratura apresentada pelos materiais
(BROEK, 1986).
A fratura por clivagem é controlada pela tensão de tração aplicada
perpendicularmente ao plano de fratura, com baixa movimentação das
discordâncias. É também denominada fratura catastrófica e pode ocorrer sob tensão
inferior à correspondente tensão de escoamento do material. Nos metais, a
velocidade de propagação da trinca pode atingir 1.200 m/s.
A fragilidade dos metais e das ligas metálicas está associada à distância de
deslizamento das discordâncias: quanto menor o deslizamento, maior será a
fragilidade. No processo de fratura por clivagem, a região de deformação plástica, na
ponta da trinca, é inexistente. Não se observa, também, deformação plástica
macroscópica do material após a falha. Assim, a quantidade de energia requerida
para a propagação do defeito é muito pequena.
Embora as fraturas que se desenvolvem por clivagem sejam normalmente
frágeis, nem toda fratura frágil é por clivagem. Analisando-se a superfície de fratura
com características morfológicas de frágil, podem-se observar marcas radiais, as
quais indicam o local de início da fratura e o sentido de propagação do defeito. Em
alguns casos a superfície de fratura por clivagem apresenta pequenas
irregularidades chamadas de marcas de rio. A presença destas marcas permite
identificar a origem e o sentido de propagação da fratura.
Este tipo de falha é observado com maior freqüência nos materiais com estrutura
cristalina cúbica de corpo centrado (CCC) e hexagonal compacta (HC). Na
odontologia, pode-se observar a fratura frágil nas lâminas de bisturis, nos grampos
de prótese removíveis e nas próteses cerâmicas (LOPES, ELIAS & SIQUEIRA JR, 2000).
47
2.7.2.2 FRATURA TRANSGRANULAR POR CISALHAMENTO: FRATURA DÚCTIL
O processo de fratura dúctil está intimamente relacionado à presença de
partículas de segunda fase, principalmente inclusões, presentes nas ligas metálicas
comerciais. A fratura ocorre em três etapas: nucleação, crescimento e coalescência
de microcavidades. Como as inclusões possuem propriedades elásticas diferentes
do cristal da matriz, elas não acompanham a deformação da matriz. Por sua vez,
como a matriz não possui habilidade de escoar completamente em torno destas
partículas, é iniciado o processo de falha da interface partícula-matriz mediante a
nucleação de microcavidades em torno das partículas de segunda fase. Com a
continuidade do carregamento, as microcavidades crescem e em determinado
momento iniciam a coalescência. À medida que ocorre a coalescência das
microcavidades, há redução da área resistente do material, culminando com a
fratura. A forma hemisférica ou alongada das cavidades, observada no microscópio
eletrônico de varredura, depende do estado de tensão imposto ao material durante o
carregamento. O tamanho dessas cavidades depende das características
microestruturais e das propriedades mecânicas do material. Raramente a fratura
ocorre com redução contínua da área de resistência do material até um ponto
(BROEK, 1986; CETLIN, SILVA & PENNA, 1988; ASKELAND, 1996).
A fratura transgranular por cisalhamento é provocada por tensões cisalhantes no
plano de movimentação das discordâncias. Esta fratura apresenta movimento
intenso de discordâncias no plano de deslizamento ativo. É observada nas ligas
metálicas policristalinas e é chamada fratura dúctil ou transgranular por coalescência
de microcavidades. Quando observada com pequenos aumentos, apresenta uma
superfície cinza e rugosa. Neste tipo de fratura, o material absorve grande
quantidade de energia e, após a falha, apresenta deformação plástica macroscópica.
Os materiais metálicos com estrutura cristalina cúbica de face centrada (CFC)
são propensos a apresentar fratura dúctil. Este comportamento está associado ao
número de sistemas de deslizamento dos cristais e à facilidade de movimentação
das discordâncias, o que permite que ocorram a deformação plástica e a fratura
cisalhante antes de atingir a tensão de clivagem. Na odontologia, este tipo de fratura
48
pode ser observado nos instrumentos endodônticos, fios ortodônticos e restaurações
de ouro (LOPES, ELIAS & SIQUEIRA JR, 2000).
2.7.2.3 FRATURA INTERGRANULAR
Na fratura intergranular, o material absorve baixa energia e tende a ocorrer
quando os contornos de grão são mais frágeis que a rede cristalina. Em função da
intensidade de deformação apresentada, poderá ser dúctil ou por decoesão. Na
fratura intergranular por decoesão, as características morfológicas são do tipo frágil.
Pode ser observada em ligas de cromo e cobalto usadas nas estruturas de próteses
removíveis em que não houve adequado controle de impurezas. A fratura
intergranular dúctil ocorre por cisalhamento ou quando existe uma concentração de
inclusões não-metálicas nos contornos de grão (LOPES, ELIAS & SIQUEIRA JR, 2000).
2.7.3 FRATURA DOS INSTRUMENTOS ENDODÔNTICOS DE NITI
As limas endodônticas, por apresentarem pequenas dimensões, forma
complicada e geometria com variações bruscas de dimensões, são de difícil
fabricação. Na superfície destes instrumentos podemos observar, no microscópio
eletrônico de varredura, a presença de marcas de usinagem, cavacos se soltando,
regiões com redução abrupta de diâmetro e outros defeitos que levam à
concentração de tensão. Além destes concentradores de tensão, durante o preparo
químico-mecânico do canal radicular, os instrumentos são submetidos a um intenso
estado de tensão e de deformação que varia de acordo com a anatomia do canal e a
habilidade do profissional. Nesta fase, os instrumentos sofrem carregamentos
extremamente adversos que modificam continuamente o seu encruamento, sua
49
resistência à tração, à compressão, à torção e à flexão. Por esta razão, em alguns
casos observa-se a falha prematura do instrumento, principalmente nos de menores
diâmetros.
A fratura dos instrumentos endodônticos de níquel-titânio durante o preparo do
canal radicular pode ocorrer por torção, por flambagem e por flexão do instrumento.
Na fratura por torção, a ponta do instrumento pode ficar imobilizada total ou
parcialmente, durante o seu avanço no interior do canal. Nestes casos, o esforço de
carregamento (torção à direita e/ou à esquerda) provoca deformação plástica na
haste helicoidal do instrumento. Esta deformação plástica aumenta o encruamento
do material. A continuidade do carregamento cisalhante pode ultrapassar o limite de
resistência à fratura do instrumento, provocando a sua separação em duas partes,
junto ao ponto de imobilização. Já a fratura por flambagem ocorre quando o
instrumento, ao avançar em direção apical, fica submetido a um carregamento
compressivo na direção do seu eixo. Este esforço provoca uma deformação elástica,
encurvando e formando um arco de flecha no instrumento. O aumento do
carregamento pode ultrapassar o limite de escoamento do material e provocar uma
deformação plástica. Isto ocorre quando a velocidade de avanço do instrumento em
direção apical é maior do que a sua velocidade de corte (LOPES, ELIAS & SIQUEIRA JR,
2000).
KUHN, TAVERNIER & JORDAN (2001) analisaram a influência da estrutura na fratura
dos instrumentos endodônticos de NiTi acionados a motor. Seus resultados foram
baseados em investigações da microestrutura, difração de raios x, microscopia
eletrônica de varredura e microdureza. Os autores concluíram que o processo de
usinagem na fabricação dos instrumentos promove o encruamento do material, e
defeitos no instrumento que irão contribuir para a degradação das suas propriedades
mecânicas. Ressaltaram que o trabalho a frio e o tratamento térmico são variáveis
importantes a serem controladas durante a fabricação dos instrumentos. Afirmaram,
ainda, que na superelasticidade, a reorientação cíclica da martensita sob tensão leva
ao acúmulo gradual de defeitos. Além disso, sugeriram que se pode esperar que
sejam geradas discordâncias nas interfaces dos sítios martensíticos e que a alta
densidade dessas discordâncias tenha influência no processo de reorientação e no
crescimento de trincas, enfraquecendo o instrumento.
50
CHEN, SUN & WANG (2005) investigando o comportamento na fratura das ligas
NiTi com memória de forma revelaram que a microestrutura tem pouco efeito na
direção da propagação da trinca, mas as subestruturas mostram baixa resistência à
propagação da trinca.
2.7.3.1 FRATURA POR FLEXÃO ROTATIVA
PRUETT et al. (1997) submeteram instrumentos endodônticos de NiTi ao teste de
fadiga e relataram que a intensidade das tensões trativas e compressivas impostas
na região de flexão do instrumento depende do raio de curvatura do canal.
Concluíram que quanto menor o raio de curvatura menor era o tempo de vida útil do
instrumento.
YARED, DAGHER & MACHTOU (1999) analisaram a fadiga de instrumentos Profile
®
com conicidade de 0,06 mm/mm após a esterilização e o uso clínico simulado.
Instrumentos de números 15-40 foram empregados na técnica cora-ápice. Três
grupos foram formados: os instrumentos que seriam utilizados em cinco canais, os
que seriam utilizados em dez canais e o grupo controle. Foi utilizado o hipoclorito de
sódio na concentração de 2,5% como solução irrigadora, e os instrumentos eram
esterilizados em calor seco antes de cada instrumentação. Os resultados mostraram
que o calor seco e a presença de hipoclorito de sódio não diminuíram o número de
rotações para a fratura.
HAÏKEL et al. (1999), mantendo a velocidade de rotação constante, afirmaram
que quanto menor o raio do canal e maior o diâmetro do instrumento, maior será a
tensão criada na superfície do instrumento, o que aumenta a possibilidade de sua
fratura prematura. Os resultados obtidos por esses autores mostraram que uma lima
Profile
de níquel-titânio da marca Maillefer (Maillefer SA, Suíça) de nº 25 e
conicidade 0,04 mm/mm, girando 350 rpm em um canal simulado com curvatura de
5 mm de raio levou o tempo médio de 105,20 segundos até atingir a fratura. Usando
o mesmo tipo de instrumento e, aumentando o raio do canal para 10 mm, o tempo
51
para fratura aumentou para 538,20 segundos. Aumentando o diâmetro da lima para
o número 35, em um canal com raio de 5 mm, o tempo médio até a fratura foi de
94,10 segundos e em um canal com raio de 10 mm foi de 445,60 segundos.
Para GABEL et al. (1999) empregando-se as velocidades de 333,33 e de
166,67 rpm, a distorção plástica e/ou a fratura dos instrumentos de níquel-titânio
testados ocorre em tempo quatro vezes menor durante o uso da maior velocidade.
DIETZ et al.
(2000) também concluíram que para os instrumentos de NiTi
acionados a motor, a probabilidade de ocorrer a fratura é menor quando acionados a
velocidades mais baixas.
YARED, DAGHER & MACHTOU (2000) analisaram a fadiga de instrumentos Profile
®
conicidade de 0,06 mm/mm após a esterilização pelo calor úmido e o uso clínico em
molares. Cinqüenta e dois dentes molares e treze conjuntos de instrumentos de
números 15-40 foram empregados na técnica cora-ápice. Cada conjunto de
instrumentos foi usado em quatro molares. Foi utilizado o hipoclorito de sódio na
concentração de 2,5% como solução irrigadora, e os instrumentos eram
autoclavados antes de cada instrumentação. Dez conjuntos de instrumentos novos
fizeram parte do grupo controle. A fadiga foi testada pela rotação dos instrumentos
em tubos metálicos com 90° até a fratura. Os resultados mostraram que a
esterilização em autoclave e a presença de hipoclorito de sódio não diminuíram o
número de rotações para a fratura.
Durante a instrumentação de um canal radicular, o instrumento endodôntico fica
submetido a um carregamento devido às forças de resistência das paredes
dentinárias do canal radicular. Este carregamento provoca no instrumento
endodôntico uma deformação elástica ou plástica.
A deformação elástica de um instrumento endodôntico no interior de um canal
radicular curvo pode ocorrer devido à flexão e/ou flambagem. A flexão ocorre
quando o instrumento se encurva ao avançar em direção apical no interior de um
canal curvo. Isto ocorre devido às forças de resistência das paredes dentinárias do
canal radicular. A flambagem ocorre quando o instrumento, ao avançar em direção
apical de um canal, fica encurvado devido ao carregamento compressivo na direção
de seu eixo.
52
Geralmente, a flambagem do instrumento ocorre na área onde há mudança
acentuada do diâmetro e da direção do canal radicular. Após a dilatação cervical,
por exemplo, a tentativa de avanço de uma lima endodôntica de menor diâmetro em
direção apical pode causar a flambagem do instrumento. Isto é mais evidente quanto
mais abrupta for a mudança de direção do segmento apical em relação ao eixo do
canal. A flambagem também ocorre quando se aumenta o carregamento no
instrumento, de tal modo que a velocidade de avanço em direção apical do canal é
maior do que a velocidade de corte do instrumento.
Na região de flexão de um instrumento são geradas tensões que variam
alternadamente entre tração e compressão. A repetição cíclica do carregamento,
mesmo com tensão abaixo do limite de escoamento obtida em ensaio de tração ou
torção, induz a nucleação de trincas que crescem, coalescem e se propagam até a
fratura do instrumento (GARCIA, SPIM & SANTOS, 2000, DIAS & BUONO 2001).Em
alguns casos, pode-se caracterizar a fratura como sendo do tipo por fadiga de baixo
ciclo. A freqüência de fratura está relacionada ao número de ciclos de carregamento
e à intensidade das tensões trativas impostas na região de flexão do instrumento
(GARCIA, SPIM & SANTOS, 2000).
O número de ciclos é acumulativo e depende da velocidade de rotação e do
tempo do ensaio de flexão. Durante a instrumentação de um canal radicular, quanto
maior a velocidade de rotação e o tempo de permanência do instrumento girando em
flexão, maior será a incidência de fratura (LOPES, ELIAS & SIQUEIRA JR, 2000).
Para SATTAPAN et al. (2000), durante o uso clínico de limas de NiTi acionadas
a motor no preparo de canais curvos, a fratura por flexão ocorreu em 44,3% dos
instrumentos.
DAUGHERTY et al. (2001) demonstraram através da instrumentação de dentes
humanos extraídos com instrumentos PROFILE
, que as velocidades de 350 rpm e
150 rpm podem ser consideradas seguras.
YARED et al. (2001), verificando o efeito da velocidade de rotação sobre a
fratura e a deformação do instrumento PROFILE
.06, demonstraram que nenhuma
diferença quanto à fratura foi observada quando comparadas as velocidades 150
rpm e 250 rpm, embora houvesse uma incidência maior de fratura e deformação dos
53
instrumentos mais finos. Todavia, os autores recomendam o emprego da velocidade
de 150 rpm para evitar fratura e deformação dos instrumentos.
Para os instrumentos acionados a motor é imprescindível que a sua
deformação permaneça no regime elástico, quando empregados no preparo de
canais curvos. Como a rotação em torno de seu eixo é de 3 a 5 vezes por segundo,
uma deformação plástica aumentaria o encruamento da liga metálica o que levaria o
instrumento rapidamente à fratura, assim como a criação de defeitos na forma final
do preparo do canal do radicular.
A intensidade das tensões trativas e compressivas impostas na região de
flexão de um instrumento depende do raio de curvatura do canal e do diâmetro do
instrumento empregado. Durante a instrumentação de um canal radicular, quanto
menor o raio de sua curvatura e maior o diâmetro do instrumento empregado, maior
será a incidência de fratura do instrumento endodôntico, ou seja, menor será o
tempo de vida útil do instrumento (LOPES & ELIAS, 2001; MOREIRA et al. 2002;
PEREIRA, 2002).
Durante o uso clínico, é impossível controlar com segurança o número de
ciclos de carregamento e a intensidade das tensões na região de flexão de um
instrumento. Todavia, isso pode ser minimizado: empregando menor velocidade de
rotação; não deixando o instrumento permanecer por tempo prolongado girando em
canais curvos; não flambando o instrumento no interior do canal radicular, isto ocorre
quando se aumenta o carregamento de tal modo que a velocidade de avanço
imposta ao instrumento é maior do que a sua velocidade de corte na direção apical,
e reduzindo o tempo de uso, quanto menor o tempo de uso do instrumento, menor
será o risco de fratura.
Vale ressaltar que durante a instrumentação, devido à diversidade
anatômica dos canais radiculares, tensões combinadas de torção e flexão podem
estar presentes nos instrumentos endodônticos. Neste caso, os instrumentos
poderão fraturar com tensão inferior à obtida no ensaio isolado de torção ou de
flexão.
A fratura de instrumentos endodônticos, durante o preparo de canal,
geralmente ocorre devido à falta de conhecimento das propriedades mecânicas do
material e a pouca habilidade do profissional (LOPES & ELIAS, 2001).
54
LI et al. (2002) avaliaram a fadiga de limas ProFile
®
de conicidade
0,04mm/mm postas a girar em canais curvos simulados em blocos metálicos em
diferentes velocidades, variando, também, a amplitude dos movimentos de
penetração e tração dos instrumentos no canal. Os resultados demonstraram o
tempo para fratura diminuía significativamente com o aumento do ângulo do canal
ou da velocidade de rotação. Porém, com o aumento da amplitude dos movimentos
de penetração e tração, conseguiu-se maior tempo para que a fratura ocorresse. Isto
porque uma amplitude maior de movimento aumenta o intervalo de tempo entre uma
passagem e outra de um determinado ponto do instrumento pela região de maior
geração de tensão. Observaram, ainda, por meio de microscopia eletrônica de
varredura, que o tipo de fratura dúctil era predominante.
ZELADA et al. (2002) analisaram o efeito da velocidade de rotação e da
curvatura dos canais na fratura dos instrumentos ProFile
®
. Foram utilizados cento e
vinte dentes humanos extraídos divididos em dois grupos de acordo com a curvatura
do canal (curvatura maior ou menor que 30 graus). As velocidades empregadas
foram de 150, 250 e 300 rpm. Concluíram os autores que a curvatura dos canais
parece ser o fator de risco mais importante na fratura dos instrumentos.
MELO, BAHIA & BUONO (2002) estudaram a resistência à fadiga dos
instrumentos Profile
®
series 29 número 5 e Quantec™ números 6 e 8 com a
simulação de emprego em canais com ângulo de curvatura de 45 graus e 5 mm de
raio de curvatura. Analisaram também, o efeito da esterilização pelo calor na
resistência à fadiga dos instrumentos. Foi observado que o número do instrumento,
que determina a amplitude de deformação máxima durante a deformação cíclica, foi
o fator mais importante no controle da resistência à fadiga. Além disso, relataram
que a repetição de sete procedimentos de esterilização pelo calor seco em
instrumentos não utilizados aumentou o número médio de ciclos para a fratura em
70%.
A fadiga dos instrumentos ProTaper
®
foi estudada por FIFE et al. (2004). Os
autores analisaram 125 instrumentos assim divididos: 75 (controle), 75 usados em
dois molares (6 a 8 canais) e 75 usados em quatro molares (12 a 16 canais). O
número de rotações para fraturar e o comprimento do segmento fraturado foram
registrados foram registrados e submetidos à análise de variância. Foi constatado
55
que a maior reutilização dos instrumentos afeta fortemente a sua resistência à
fratura, porém os autores sugeriram que outros fatores (principalmente erros e
técnicas inadequadas) podem ser mais importantes para a ocorrência de fratura de
instrumentos no canal radicular.
YOUNG & VLIET (2005) relataram que em aplicações clínicas, a vida útil do
instrumento, número de ciclos para a fratura, é aumentada diminuindo a razão entre
o diâmetro do instrumento e o raio do canal, minimizando o volume do instrumento
que sofre deformação e utilizando um meio fluido que efetivamente dissipe o calor
durante a instrumentação mecânica.
ULLMANN & PETER (2005) salientaram que os instrumentos de maior diâmetro não
apenas são menos resistentes à fadiga, eles são mais sensíveis aos efeitos do pré-
carregamento após usos sucessivos. Os autores recomendam a utilização
cuidadosa destes instrumentos em canais radiculares curvos.
BAHIA & BUONO (2005) investigaram a diminuição da resistência à fadiga de
instrumentos de NiTi acionados a motor após o uso clínico em dez molares. Cento e
cinqüenta instrumentos ProFile
®
de números 20, 25 e 30 de conicidades 0,04 e 0,06
mm/mm foram submetidos ao teste de fadiga que consistiu na rotação dos
instrumentos livremente em um canal simulado feito de tubo de aço. O grupo
controle, com 60 instrumentos, foi submetido ao teste sem uso clínico prévio. Os
instrumentos do grupo experimental, no total de 90, foram utilizados previamente
para instrumentar dez molares. Os autores concluíram que os instrumentos do grupo
experimental apresentaram uma redução significativa da resistência à fadiga e que o
ponto de fratura foi o mesmo para todos os instrumentos testados.
De acordo com BAHIA, DIAS & BUONO (2006), um fator importante a ser
considerado no comportamento superelástico das ligas NiTi é a amplitude da
deformação cíclica. Em condições clínicas, o instrumento endodôntico empregado
no preparo de canais radiculares curvos pode desenvolver amplitudes de
deformação máxima de aproximadamente 5%. Os autores deduziram a partir de
considerações geométricas que a amplitude de deformação ε
é calculada pela EQ.
2.1.
56
ε
= (2r/d – 1)
– 1
EQ. 2.1
Onde, r é o raio de curvatura do canal, medido na parte externa da curva
d é o diâmetro do instrumento no ponto médio da curva
57
3 PROPOSIÇÃO
3.1 OBJETIVO GERAL
Avaliar a influência do número de ciclos de esterilização e da temperatura da
solução irrigadora na resistência à fratura de instrumentos endodônticos de NiTi em
flexão rotativa.
3.2 OBJETIVOS ESPECÍFICOS
a) avaliar a influência da forma da haste helicoidal do instrumento;
b) avaliar a influência do comprimento do arco do canal;
c) formular um modelo estatístico para a previsão do número de ciclos
para fratura;
d) determinar a microdureza Vickers dos instrumentos antes e após os
ensaios, e
e) caracterizar a superfície de fratura e a haste helicoidal junto à
superfície de fratura dos instrumentos por meio de microscopia
eletrônica de varredura.
58
4 MATERIAL E MÉTODOS
O experimento consistiu na realização de ensaios de flexão rotativa até a fratura,
na caracterização da microdureza e na análise da superfície de fratura de
instrumentos endodônticos. Foram utilizados sessenta instrumentos endodônticos de
NiTi acionados a motor das marcas Profile
®
(Dentsply-Maillefer) e sessenta K
3™
(SybronEndo
®
) com diâmetro D
0
nominal de 0,40 mm, conicidade de 0,04 mm/mm e
comprimento de 25 mm , que giraram livremente no interior de canais curvos
simulados feitos a partir de tubo de aço em ensaios de flexão rotativa.
A análise da superfície de fratura foi realizada por meio de microscopia
eletrônica de varredura. O ensaio de microdureza foi feito antes e após os ensaios
mecânicos.
4.1 OS CANAIS SIMULADOS
Para a realização do ensaio de flexão rotativa foram confeccionados dois canais
curvos simulados a partir da conformação de um tubo de aço inoxidável de parede
com espessura de 1,0 mm e diâmetro interno de 1,5 mm. Os canais foram feitos com
20 mm de comprimento total e raio de curvatura de 6 mm na parede interna do tubo.
Um dos canais foi feito com a parte reta medindo 10,5 mm e a parte curva com 9,5
mm, correspondente ao arco de 90º. O segundo canal foi confeccionado com a parte
reta medindo 6,0 mm e a parte curva com 14,0 mm correspondente ao arco de 135º
(FIG. 4.1 e FIG 4.2).
59
FIG. 4.1 Esboços dos canais empregados no experimento.
FIG. 4.2 Canais simulados de tubos de aço inoxidável com arco correspondente a
90º (A) e a 135º (B). Detalhe da espessura da parede do canal (C).
Os canais foram planejados de forma que a amplitude de deformação máxima
estivesse relacionada ao ponto médio do segmento curvo dos mesmos. No canal
com arco de 90º este ponto dista 4,75 mm da extremidade, ao passo que no canal
de 135º o ponto médio se localiza a 7,0 mm da extremidade.
Os instrumentos de ambas as marcas apresentam D
0
= 0,40 mm e conicidade
de 0,04 mm/mm. O cálculo do diâmetro do instrumento a n milímetros da ponta, D
n
,
pode ser feito pela EQ. 4.1.
EQ. 4.1
D
n
= D
0
+ n ( 0,04)
Como durante o ensaio a ponta do instrumento ficava coincidente com a
extremidade do canal, o diâmetro do instrumento na região de deformação máxima
60
foi D
4,75
para o canal com 90º e D
7
para o canal com 135º. Pela EQ. 4.1 tem-se que
D
4,75
= 0,59 mm e D
7
= 0,68.
Aplicando a EQ. 2.1 é possível calcular a amplitude de deformação máxima dos
instrumentos ensaiados em cada canal. Lembrando que r nesta equação representa
o raio do canal na parte externa da curva, deve-se considerar r = 7,5 (levando em
conta que o diâmetro interno do canal mede 1,5 mm). Assim, a amplitude de
deformação máxima (ε) dos instrumentos durante os ensaios foi de
aproximadamente 4% e 5%, respectivamente para os canais com 90º e 135º.
A manutenção dos tubos em posição fixa durante o experimento foi garantida
pelo dispositivo proposto por MOREIRA (2002), que permitiu a realização do
experimento sem a interferência do operador. O aparelho é composto de uma base
quadrada de aço inoxidável com espessura de 6 mm e lados de 35 cm. Nessa base
foram instaladas 4 bases de borracha para evitar a vibração durante o acionamento
do motor. Perpendicular à base foi fixada uma haste cilíndrica com 30 cm de altura e
15 mm de diâmetro, na qual foi fixado o suporte do conjunto micromotor e contra-
ângulo através de um parafuso com ajuste manual.
O suporte é dotado de um mecanismo regulável, com parafusos que permitem
movimentos ao conjunto, facilitando a inserção da lima no canal simulado, tendo em
vista que a trajetória vertical do instrumento instalado na peça de mão deve coincidir
com o eixo longitudinal da parte reta do canal simulado. Na base também foi fixada
uma morsa para a apreensão do tubo de aço inoxidável. A morsa pode ser
movimentada em um rasgo feito na base e fixada com um parafuso de aperto
manual para permitir a coincidência de eixos entre o instrumento e o canal simulado
(FIG. 4.3).
61
FIG. 4.3 Dispositivo empregado para fixação do canal simulado e do motor para
realização do ensaio de flexão rotativa. Vista frontal (A) e vista lateral (B) (MOREIRA
et al. 2002).
4.2 SIMULAÇÃO DE EMPREGO DOS INSTRUMENTOS
As esterilizações em autoclave dos instrumentos foram realizadas antes e
durante os ensaios, observando-se os padrões adotados clinicamente. Foi utilizada
água destilada na autoclave. A esterilização foi realizada a uma pressão que variou
entre 1,4 e 1,8 kgf cm
–2
no intervalo de temperatura de 122ºC a 128ºC. O tempo total
de esterilização foi de 64 min (aquecimento em 10 min, esterilização em 21 min e
secagem em 33 min). O mesmo método de esterilização foi adotado por VIANA et al.
(2006).
Os instrumentos foram colocados a girar à direita dentro dos canais simulados a
uma velocidade de 200 rpm. Foi empregado o motor Endo Plus (VK Driller Ltda. São
Paulo, SP, Brasil) com o contra-ângulo 1:1 (Kavo do Brasil Ind. e Com. Ltda,
Joinville, SC, Brasil). Durante o ensaio de rotação, os instrumentos foram
refrigerados com a solução de hipoclorito de sódio (NaOCl) a 5,25%, nas
temperaturas de 10ºC e 25ºC, por meio de uma agulha na entrada do tubo acoplada
ao dispositivo irrigador composto por um recipiente com capacidade para 200ml
mantido em temperatura constante (FIG. 4.4). Foi registrado o tempo necessário
para que ocorresse a fratura dos instrumentos em cada uma das condições do
experimento. Em seguida calculou-se o número de ciclos, multiplicando-se o tempo
em segundos por 200/60.
62
FIG. 4.4 Em (A) Dispositivo preparado para a realização do ensaio de flexão rotativa.
Fotografia do ensaio em execução (B).
No primeiro conjunto, os instrumentos foram esterilizados em autoclave modelo
IC 12 LS (ICAMO Indústria e Comércio Ltda. Rio de Janeiro-RJ, Brasil) e depois
foram postos a girar dentro dos canais simulados até que ocorresse a fratura. No
segundo conjunto, os instrumentos também foram esterilizados previamente,
colocados a girar dentro dos canais até 50% do tempo médio de fratura obtido no
primeiro conjunto. Nesse momento, os instrumentos foram lavados na cuba ultra-
sônica modelo 1440 – 40kHz/70W (Odontobras Ltda. Ribeirão Preto-SP, Brasil) por
10 minutos com detergente enzimático Riozyme III E – protease, amilase e lipase
(Indústria Farmacêutica Rioquímica Ltda. São José do Rio Preto-SP, Brasil ),
esterilizados em autoclave, e em seguida, girados até a fratura. Neste conjunto
considerou-se que foram realizados dois ciclos de esterilização. No terceiro
conjunto, os instrumentos foram também esterilizados inicialmente e postos a girar
até 1/3 do tempo médio de fratura; em seguida repetiam-se os procedimentos de
lavagem e esterilização já descritos. Os instrumentos foram ensaiados novamente
nos canais até 2/3 do tempo médio de fratura. De novo, os procedimentos de
lavagem e esterilização foram empregados, e finalmente os instrumentos foram
girados nos canais até a fratura.
Ficaram, dessa forma, caracterizados três estados para os instrumentos:
instrumentos submetidos a um ciclo de esterilização, instrumentos submetidos a dois
ciclos de esterilização e instrumentos submetidos a três ciclos de esterilização.
63
Os fatores que variaram no ensaio foram o comprimento do arco dos canais
(correspondente a 90 e 135 graus), a temperatura da solução de irrigação utilizada
durante o acionamento dos instrumentos (10 e 25
o
C) e a marca do instrumento.
Cada uma das condições acima relacionadas ao estado do instrumento e aos
fatores variáveis do ensaio foram aplicadas aos dois tipos de instrumentos. Assim,
os cento e vinte instrumentos endodônticos dos dois sistemas examinados
(PROFILE
®
.04 DENTSPLY/MAILLEFER e K
3™
SybronEndo
®
) foram divididos em
vinte e quatro grupos com cinco elementos cada.
A TAB 4.1 apresenta a distribuição dos grupos representantes das condições
ensaiadas. Os grupos foram numerados de 1 a 24, e além disso, receberam um
código alfanumérico para facilitar a identificação quando da comparação dos
resultados. A letra do código representa a letra inicial do instrumento (P ou K); os
dois ou três algarismos seguintes determinam o arco em graus do canal (90 ou 135);
os próximos dois algarismos identificam a temperatura (ºC) da solução irrigadora
empregada (10 ou 25) e o algarismo final representa o número de ciclos de
esterelização (1, 2 ou 3).
64
TAB. 4.1 Distribuição dos grupos de instrumentos e das condições dos ensaios
Grupo Código Instrumento
Arco
do
Canal
Temperatura
do NaOCl
Número de ciclos
de Esterilizações
1 P-90-10-1 Profile
®
90º 10º C 1
2 P-90-10-2 Profile
®
90º 10º C 2
3 P-90-10-3 Profile
®
90º 10º C 3
4 P-90-25-1 Profile
®
90º 25º C 1
5 P-90-25-2 Profile
®
90º 25º C 2
6 P-90-25-3 Profile
®
90º 25º C 3
7 P-135-10-1 Profile
®
135º 10º C 1
8 P-135-10-2 Profile
®
135º 10º C 2
9 P-135-10-3 Profile
®
135º 10º C 3
10 P-135-25-1 Profile
®
135º 25º C 1
11 P-135-25-2 Profile
®
135º 25º C 2
12 P-135-25-3 Profile
®
135º 25º C 3
13 K-90-10-1 K
3™
90º 10º C 1
14 K-90-10-2 K
3™
90º 10º C 2
15 K-90-10-3 K
3™
90º 10º C 3
16 K-90-25-1 K
3™
90º 25º C 1
17 K-90-25-2 K
3™
90º 25º C 2
18 K-90-25-3 K
3™
90º 25º C 3
19 K-135-10-1 K
3™
135º 10º C 1
20 K-135-10-2 K
3™
135º 10º C 2
21 K-135-10-3 K
3™
135º 10º C 3
22 K-135-25-1 K
3™
135º 25º C 1
23 K-135-25-2 K
3™
135º 25º C 2
24 K-135-25-3 K
3™
135º 25º C 3
65
4.3 O ENSAIO DE FLEXÃO ROTATIVA
Os tubos de aço inoxidável representando os canais simulados foram afixados
na morsa do aparelho, de modo a permitir a inserção do instrumento instalado no
motor em um eixo coincidente com a direção da parte reta do canal. Dessa forma,
permitiu-se definir a altura do motor na haste do aparelho e a posição da morsa, que
permaneceram fixas durante todo o experimento.
O sistema de irrigação do hipoclorito de sódio teve o propósito de refrigerar o
instrumento durante a rotação. Cada instrumento foi instalado no contra-ângulo e
introduzido no canal em toda a sua extensão, limite padronizado e imposto pelo
aparelho. Os instrumentos eram postos a girar à direita a uma velocidade nominal de
200 rpm.
Foi considerado o tempo necessário para fratura no primeiro conjunto de
instrumentos (um ciclo de esterilização), o tempo decorrido entre o acionamento do
motor e a constatação visual da fratura do instrumento. No segundo conjunto, o
ensaio foi paralisado quando se atingiu 50% do tempo médio para a fratura,
calculado a partir dos dados do primeiro conjunto. A seguir os instrumentos foram
lavados, esterilizados e novamente ensaiados em rotação até a fratura. Registro
semelhante foi realizado para o terceiro conjunto no qual o ensaio foi interrompido
duas vezes, conforme já descrito.
O tempo cronometrado e a conversão em número de ciclos foram registrados
nas planilhas específicas para cada grupo.
Os instrumentos fraturados foram armazenados em envelopes plásticos
identificados com o grupo a que pertenciam.
66
4.4 ENSAIO DE MICRODUREZA
Dois instrumentos de cada sistema antes e após os ensaios mecânicos foram
embutidos em resina poliester e submetidos à preparação metalográfica da seção
longitudinal. O protocolo de preparo incluiu o embutimento dos instrumentos em
resina (a frio), o polimento da superfície até a lixa 1.200.
Foi empregado o microdurômetro MICROMET
®
2003 (Buehler – Illinois – USA)
para medir a microdureza Vickers dos instrumentos utilizados. Nestes ensaios, uma
carga de 200 gf foi aplicada durante quinze segundos. As medidas foram feitas nos
dois instrumentos de cada grupo. Os valores de microdureza foram determinados
em três pontos na parte do intermediário espaçados a cada três milímetros, e em
três pontos ao longo da haste helicoidal espaçados a cada dois milímetros junto ao
núcleo do instrumento.
4.5 MICROSCOPIA ELETRÔNICA DE VARREDURA
Dois instrumentos de cada grupo foram analisados no microscópio eletrônico de
varredura após os ensaios mecânicos para observação da:
• Forma haste helicoidal do instrumento junto ao traço de fratura em um aumento
de 100 a 250 ×
• Característica morfológica da superfície de fratura do instrumento em um
aumento de 500 a 4000 ×
As imagens de microscopia eletrônica foram obtidas no Microscópio Eletrônico de
Varredura (marca JEOL, modelo ISM 5800 IV).
67
4.6 ANÁLISE ESTATÍSTICA
O estudo da influência das variáveis envolvidas na fratura dos instrumentos
endodônticos acionados a motor tem sido realizado por meio de métodos clássicos
de pesquisa. Nestes trabalhos, todas as variáveis são mantidas constantes, exceto
uma, por exemplo, a temperatura da solução irrigadora. Em uma primeira série de
ensaios analisa-se o efeito desta variável nos resultados. Em uma segunda série
repetem-se os ensaios, alterando-se outra variável, por exemplo, o comprimento do
arco do canal e analisa-se o efeito desta nos resultados. Este procedimento se
repete até que todas as variáveis sejam esgotadas. O tratamento dos dados dessa
forma, também conhecida como abordagem de um fator de cada vez, não permite
detectar a interação entre duas variáveis.
Um método alternativo para a realização deste tipo de pesquisa consiste no
emprego do planejamento estatístico. A validade das conclusões que são retiradas
de um experimento dependem em grande parte de como o experimento foi
conduzido. O planejamento fatorial possibilita que em cada tentativa completa ou
réplica do experimento, todas as combinações possíveis dos níveis dos fatores
sejam investigadas (MONTGOMERY & RUNGER, 2003).
As variáveis estudadas receberam dois níveis, um inferior e um superior, o que
caracteriza um planejamento fatorial 2
k
, sendo k o número de variáveis. À variável
nominal instrumento foi atribuído arbitrariamente o nível inferior (-1) para o
instrumento K
3™
e o nível superior (1) para o instrumento Profile
®
para que os
cálculos pudessem ser realizados. Para efeitos de análise, só foram considerados 1
e 3 ciclos de esterilização. A apresentação dos níveis inferiores e superiores de cada
variável encontra-se na TAB. 4.2.
A TAB. 4.3 apresenta o planejamento experimental para as quatro variáveis
estudadas, salientando-se que para cada experimento foram realizadas cinco
réplicas.
68
TAB. 4.2 Níveis inferior e superior atribuídos às variáveis para o planejamento de
experimentos.
Fator
Variável Nível inferior
Nível superior
1 Marca do Instrumento -1 1
2 Comprimento do Arco do Canal 90º 135º
3 Temperatura da Solução Irrigadora
10º C 25º C
4 Número de Ciclos de Esterilização 1 3
TAB. 4.3 Planejamento experimental
EXPERIMENTO
INSTRUMENTO
ARCO
TEMPERATURA
ESTERILIZAÇÃO
1 -1 90 10 1
2 -1 90 10 3
3 -1 90 25 1
4 -1 90 25 3
5 -1 135 10 1
6 -1 135 10 3
7 -1 135 25 1
8 -1 135 25 3
9 1 90 10 1
10 1 90 10 3
11 1 90 25 1
12 1 90 25 3
13 1 135 10 1
14 1 135 10 3
15 1 135 25 1
16 1 135 25 3
Dessa forma, os dados obtidos nos ensaios (o número de ciclos para a fratura e
os valores de microdureza) foram submetidos ao tratamento estatístico com o teste t
de Student, a análise de variância, o planejamento experimental e a análise fatorial
com a finalidade de se investigar a significância dos efeitos das variáveis envolvidas
e das interações existentes entre elas. Além disso, foi possível propor um modelo
estatístico para a previsão do número de ciclos para a fratura dos instrumentos
endodônticos nas condições em que foram realizados os ensaios.
69
5 RESULTADOS
Os resultados obtidos nos ensaios foram analisados e confrontados entre si para
se estabelecer uma correlação entre as propriedades mecânicas exibidas pelos
materiais e a sua resistência à fratura.
5.1 ENSAIO DE FLEXÃO ROTATIVA
Os dados obtidos no ensaio de flexão rotativa para cada conjunto de
observações realizadas encontram-se no Apêndice.
São apresentados a média e o desvio padrão do tempo e do número de ciclos
para fratura em rotação na TAB. 5.1. O número de ciclos foi obtido pela multiplicação
do tempo para a fratura pela velocidade empregada no ensaio.
70
TAB. 5.1 Média e desvio padrão do tempo e número de ciclos para fratura em
rotação.
Tempo para fratura (s) N
o
de Ciclos
Grupo Código
Média Desvio padrão Média Desvio Padrão
1 P-90-10-1 421,57
78,67 1.405,20 262,30
2 P-90-10-2 437,80
135,00 1.459,40 450,15
3 P-90-10-3 520,57
99,25 1.735,20 330,93
4 P-90-25-1 216,25
23,68 720,60 78,84
5 P-90-25-2 262,08
91,47 873,40 304,93
6 P-90-25-3 351,21
87,40 1.170,60 291,59
7 P-135-10-1
202,62
35,51 675,40 40,00
8 P-135-10-2
184,67
40,37 615,60 134,57
9 P-135-10-3
204,47
10,10 681,80 33,47
10 P-135-25-1
153,57
27,08 511,80 90,47
11 P-135-25-2
174,49
40,01 581,60 133,48
12 P-135-25-3
183,74
26,44 612,60 88,21
13 K-90-10-1 142,81
33,71 476,20 112,18
14 K-90-10-2 137,20
23,42 457,20 78,26
15 K-90-10-3 126,03
32,77 420,00 109,28
16 K-90-25-1 104,70
30,34 348,80 100,85
17 K-90-25-2 153,68
46,67 512,20 155,27
18 K-90-25-3 194,48
22,49 648,00 75,01
19 K-135-10-1
169,56
53,18 565,40 177,44
20 K-135-10-2
187,54
36,26 625,20 120,64
21 K-135-10-3
187,18
9,90 623,60 33,02
22 K-135-25-1
124,42
29,94 414,60 99,87
23 K-135-25-2
174,43
40,32 581,60 134,45
24 K-135-25-3
151,16
48,38 503,80 161,26
71
5.2 ENSAIO DE MICRODUREZA
Os dados obtidos a partir das medidas de microdureza das amostras dos grupos
ensaiados são apresentados no Apêndice.
As tabelas TAB. 5.2 e TAB. 5.3 apresentam a média e o desvio padrão dos
valores de microdureza obtidos no intermediário e na haste helicoidal dos
instrumentos.
TAB. 5.2 Média e desvio padrão da microdureza medida nos três pontos dos dois
instrumentos Profile
®
de cada grupo, no intermediário do instrumento e na haste
helicoidal.
GRUPO CÓDIGO INTERMEDIÁRIO HASTE HELICOIDAL
Média Desvio Padrão Média Desvio Padrão
1 P-90-10-1
463,52 74,07 430,59 20,58
2 P-90-10-2
496,65
46,70 353,30 20,23
3 P-90-10-3
411,20
37,14 360,37 28,05
4 P-90-25-1
443,20
78,87 350,70 10,81
5 P-90-25-2
460,67
59,78 372,42 40,66
6 P-90-25-3
435,03
54,12 339,20 23,82
7 P-135-10-1
404,93
25,28 424,27 55,24
8 P-135-10-2
524,48
42,14 419,83 45,99
9 P-135-10-3
414,03
65,20 429,67 71,50
10 P-135-25-1
442,83
40,75 457,08 49,19
11 P-135-25-2
492,13
75,06 344,93 47,40
12 P-135-25-3
388,15
46,58 345,87 27,32
Profile
®
como recebido
452,38
52,85 454,37 99,62
O teste t de Student revelou que existe diferença significativa (P=0,001) entre a
microdureza obtida no intermediário do instrumento e a obtida na haste helicoidal do
mesmo. Ao se comparar os valores de microdureza obtidos após os ensaios com os
obtidos no instrumento como recebido, verificou-se que no intermediário não houve
72
diferença significativa (P=0,6217), ao passo que na haste helicoidal foi detectada
uma diferença estatisticamente significativa (P=0,0002), evidenciando uma redução
do valor da microdureza em relação ao estado como recebido.
TAB. 5.3 Média e desvio padrão da microdureza medida nos três pontos dos dois
instrumentos K
3™
de cada grupo, no intermediário do instrumento e na haste
helicoidal.
INTERMEDIÁRIO HASTE HELICOIDAL
GRUPO CÓDIGO
Média Desvio Padrão
Média Desvio Padrão
13 K-90-10-1
299,53 7,07 325,78 38,51
14 K-90-10-2
337,85 46,06 369,10 26,70
15 K-90-10-3
332,85 55,89 362,96 67,07
16 K-90-25-1
343,83 23,89 325,38 26,90
17 K-90-25-2
333,36 29,16 347,75 48,77
18 K-90-25-3
355,45 40,03 372,15 40,55
19 K-135-10-1
341,51 19,47 375,15 62,57
20 K-135-10-2
379,88 24,95 325,78 38,51
21 K-135-10-3
378,26 40,19 369,10 26,70
22 K-135-25-1
333,15 70,82 362,96 67,07
23 K-135-25-2
392,61 46,74 325,38 26,90
24 K-135-25-3
324,08 17,15 347,75 48,77
K
3™
como recebido
414,00 82,24 372,15 40,55
O teste t de Student revelou que não existe diferença significativa (P=0,359)
entre a microdureza obtida no intermediário do instrumento e a obtida na haste
helicoidal do mesmo. Ao se comparar os valores de microdureza obtidos após os
ensaios com os obtidos no instrumento como recebido, verificou-se uma diferença
estatisticamente significativa tanto no intermediário (P=0,0001) como na haste
helicoidal (P=0,005), sendo a microdureza do instrumento como recebido maior em
ambos os casos.
Foi comparada a microdureza entre os instrumentos no estado como recebido. O
teste t revelou que não existem diferenças significativas entre as microdurezas
73
medidas no intermediário (P = 0,359), e na haste helicoidal (P = 0,09) das duas
marcas. No entanto, é importante observar que na haste helicoidal, onde ocorrem
alterações microestruturais decorrentes do processo de usinagem, os instrumentos
Profile
®
apresentaram a média de microdureza superior à do instrumento K
3™
.
Empregou-se também o teste t para comparar os valores de microdureza entre
as marcas dos instrumentos após os ensaios. No intermédiário, foi encontrada uma
diferença estatisticamente significativa entre eles (P < 0,0001). Os instrumentos da
marca Profile
®
apresentaram maior microdureza (448,06) que os instrumentos K
3™
(346,03). Na haste helicoidal também foi encontrada uma diferença estatisticamente
significativa entre eles (P=0,0009). Os instrumentos da marca Profile
®
apresentaram
maior microdureza (385,68) que os instrumentos K
3™
(350,77).
5.3 MICROSCOPIA ELETRÔNICA DE VARREDURA
Mostra-se nas FIGs. 5.1 a 5.9 a morfologia da superfície de fratura dos
instrumentos após os ensaios.
FIG. 5.1 Morfologia da superfície de fratura do instrumento Profile
®
(A) e do
instrumento K
3™
(B) após os ensaios. Não se observa deformação plástica das
hélices dos instrumentos (Aumento × 150 e barra 100µm).
74
FIG. 5.2 Morfologia da superfície de fratura do instrumento Profile
®
(A) e do
instrumento K
3™
(B) exibindo degraus, que podem indicar que a trinca se propagou
simultaneamente em planos diferentes devido a múltiplos locais de origem (Aumento
× 250 e barra 100µm).
FIG. 5.3 Morfologia da superfície de fratura do instrumento Profile
®
(A) e do
instrumento K
3™
(B) após os ensaios. Observa-se uma região lisa periférica e uma
área fibrosa mais central (Aumento × 500 e barra 50µm).
75
FIG. 5.4 Maior aumento da FIG. 5.3 mostrando a região lisa de nucleação e
propagação de trincas. (A) Instrumento Profile
®
. Na superfície de fratura do
instrumento K
3™
(B) são vistas diversas trincas na região (Aumento × 1000 e barra
10µm).
FIG. 5.5 Morfologia da superfície de fratura do instrumento Profile
®
(A) e do
instrumento K
3™
(B) após os ensaios. Observa-se um grande número de trincas na
área fibrosa (Aumento × 1500 e barra 10µm).
76
FIG. 5.6 Morfologia da superfície de fratura do instrumento Profile
®
(A) e do
instrumento K
3™
(B) após os ensaios apresentando características de fratura do tipo
dúctil (Aumento × 2000 e barra 10µm).
FIG. 5.7 Maior aumento da FIG. 5.6 mostrando os “dimples” alongados tipicamente
associados à fratura do tipo dúctil. (A) Instrumento Profile
®
e (B) Instrumento K
3™
(Aumento × 2500 e barra 10µm).
77
FIG. 5.8 Morfologia da superfície de fratura do instrumento Profile
®
(A) e do
instrumento K
3™
(B) após os ensaios exibindo um padrão de quase-clivagem
(Aumento × 3000 e barra 5µm).
FIG. 5.9 Morfologia da superfície de fratura do instrumento Profile
®
(A) e do
instrumento K
3™
(B) após os ensaios exibindo estrias de fadiga (linhas mais claras) e
diversas trincas (Aumento × 4000 e barra 5µm).
78
FIG. 5.10 (A) Plano radial do instrumento Profile
®
junto à superfície de fratura
(Aumento × 500 e barra 50µm). Em (B) observa-se a região apontada pela seta em
(A) evidenciando inúmeras trincas nucleadas na região. Observa-se, também as
marcas de usinagem na superfície do instrumento (Aumento × 1500 e barra 10µm).
5.4 ANÁLISE ESTATÍSTICA
5.4.1 ANÁLISE DE VARIÂNCIA
A TAB. 5.4 apresenta os dados obtidos na análise de variância do número de
ciclos necessários para a fratura considerando-se as variáveis e as interações entre
elas. Os valores de P assinalados com * evidenciam que os efeitos dos fatores e/ou
das interações analisadas foram significativos a um nível de significância de 5%.
79
TAB. 5.4 Análise de variância para o número de ciclos para a fratura.
Fator Soma de
quadrados
Graus de
liberdade
Quadrado
médio
Teste F
Valor de
P
(1)INSTRUMENTO 3.856.176,0 1 3856176,0 109,97 0,0000*
(2)ARCO 1.704.696,0 1 1.704.696,0 48,64 0,0000*
(3)TEMPERATURA 852.845,0 1 852.845,0 24,32 0,0000*
(4)ESTERILIZAÇÃO
510.082,0 1 510.082,0 14,54 0,0002*
1 com 2 2.388.096,0 1 2.388.096,0 68,10 0,0000*
1 com 3 537.920,0 1 537.920,0 15,34 0,0002*
1 com 4 77.128,0 1 77.128,0 2,19 0,1425
2 com 3 130.088,0 1 130.088,0 3,71 0,0582
2 com 4 184.512,0 1 184.512,0 5,26 0,0248*
3 com 4 112.800,0 1 112.800,0 3,21 0,0772
Erro 2.419.429,0 69 35.064,0
Total 12.773.773,0
79
A TAB. 5.5 apresenta os dados obtidos na análise de variância dos valores de
microdureza medidos na haste helicoidal dos instrumentos, considerando-se as
variáveis e as interações entre elas. Os valores de P assinalados com * evidenciam
que os efeitos dos fatores e/ou das interações analisadas foram significativos a um
nível de significância de 5%.
80
TAB. 5.5 Análise de variância para os valores de microdureza.
Fator Soma de
quadrados
Graus de
liberdade
Quadrado
médio
Teste F
Valor de P
(1)INSTRUMENTO 51.570,9 1 51.570,86 24,25 0,0000*
(2)ARCO 12.380,1 1 12.380,13 5,82 0,0179*
(3)TEMPERATURA 6.144,3 1 6.144,32 2,88 0,0928
(4)ESTERILIZAÇÃO
117,1 1 117,09 0,05 0,8150
1 com 2 10.883,4 1 10.883,45 5,11 0,0262*
1 com 3 11.625,7 1 11.625,68 5,46 0,0217*
1 com 4 47.902,3 1 47.902,32 22,52 0,0000*
2 com 3 713,0 1 712,97 0,33 0,5640
2 com 4 254,7 1 254,74 0,11 0,7301
3 com 4 1.121,9 1 1.121,90 0,52 0,4696
Erro 180.736,4 85 2.126,31
Total 323.449,9 95
5.4.2 ANÁLISE DOS EFEITOS DAS VARIÁVEIS
Na TAB. 5.6 é possível observar os valores médios do número de ciclos para
a fratura e da microdureza dos grupos considerados no planejamento experimental e
que foram submetidos à análise estatística.
81
TAB. 5.6 Condições de ensaio e médias do número de ciclos para a fratura (N) e
dos valores de microdureza Vickers (HV).
ENSAIO
INSTR. ARCO
TEMP.
ESTERIL.
N HV
1 K
3™
90 10 1 476,20 318,26
2
K
3™
90 10 3 420,00 364,41
3
K
3™
90 25 1 348,80 329,08
4
K
3™
90 25 3 648,00 368,85
5
K
3™
135 10 1 565,40 325,78
6
K
3™
135 10 3 623,60 362,96
7
K
3™
135 25 1 414,60 325,38
8
K
3™
135 25 3 503,80 378,15
9 Profile
®
90 10 1 1.405,20
430,58
10
Profile
®
90 10 3 1.735,20
360,36
11
Profile
®
90 25 1 720,60 350,70
12
Profile
®
90 25 3 1.170,60
339,20
13
Profile
®
135 10 1 675,40 424,26
14
Profile
®
135 10 3 681,80 429,66
15
Profile
®
135 25 1 511,80 457,08
16
Profile
®
135 25 3 612,60 345,86
As análises dos efeitos dos fatores e de suas interações sobre os resultados do
número de ciclos para a fratura e dos valores de microdureza são feitas a partir da
comparação entre as médias marginais dos respectivos fatores. A média marginal
de um fator é definida como a média aritmética de todas as médias dos resultados
dos ensaios relacionados a este fator.
A partir da TAB. 5.6 é possível calcular a média marginal de todos os fatores e
de suas interações. Por exemplo, a média marginal de N para o instrumento K
3™
é a
média aritmética dos resultados de N dos ensaios de 1 a 8, ao passo que a média
marginal para os instrumentos Profile
®
é a média dos resultados de N dos ensaios
de 9 a 16. Dessa forma, pode ser construída a TAB. 5.7 que apresenta as médias
marginais do número de ciclos para a fratura (N) e da microdureza (HV) de todos os
fatores nos dois níveis.
82
TAB 5.7 Médias marginais do número de ciclos para a fratura (N) e da microdureza
(HV) para cada fator.
FATOR MÉDIA MARGINAL
INSTRUMENTO N* HV*
K
3™
500,05 345,86
Profile
®
939,15 392,21
ARCO N* HV*
90º 865,57 357,68
135º 573,62 380,39
TEMPERATURA N* HV
10º C 822,85 377,04
25º C 616,35 361,03
ESTERILIZAÇÃO
N* HV
1 639,75 370,14
3 799,45 367,93
De modo análogo, podem ser calculadas as médias marginais para as
interações de dois fatores. Estas médias marginais são apresentadas na TAB. 5.8.
Nas tabelas 5.7 e 5.8, as médias marginais dos fatores e das interações dos fatores
assinaladas com * apresentam diferença estatisticamente significativa no nível de
significância de 5%.
83
TAB. 5.8 Médias marginais de N e HV para cada interação de dois fatores.
INTERAÇÃO DOS FATORES
MÉDIA MARGINAL
Instrumento Arco N* HV*
K
3™
90º 473,25 345,15
K
3™
135º 526,85 346,57
Profile
®
90º 1.257,90 370,21
Profile
®
135º 620,40 414,22
Instrumento Temperatura N* HV*
K
3™
10º C 521,30 342,85
K
3™
25º C 478,80 348,86
Profile
®
10º C 1.124,40 411,22
Profile
®
25º C 753,90 373,21
Instrumento Esterilização
N HV*
K
3™
1 451,25 324,62
K
3™
3 548,85 367,09
Profile
®
1 828,25 415,65
Profile
®
3 1.050,05 368,77
Arco Temperatura N HV
90º 10º C 1.009,15 368,40
90º 25º C 722,00 346,95
135º 10º C 636,55 385,67
135º 25º C 510,70 375,12
Arco Esterilização
N* HV
90º 1 737,70 357,15
90º 3 993,45 358,20
135º 1 541,80 383,12
135º 3 605,45 377,66
Temperatura Esterilização
N HV
10º C 1 780,55 374,72
10º C 3 865,15 379,35
25º C 1 498,95 365,56
25º C 3 733,75 356,51
84
O efeito de uma variável ou de um fator é definido como a variação na resposta
produzida pela mudança no nível do fator. O efeito de um fator é a diferença entre a
média marginal no nível superior do fator e a média marginal no nível inferior do
mesmo. Por exemplo, considerando-se os dados da TAB. 5.7, o efeito do
instrumento no número de ciclos para a fratura pode ser calculado tomando-se a
diferença entre 939,15 (Profile
®
) e 500,05 (K
3™
). O resultado (439,10) representa o
efeito do instrumento.
Em alguns experimentos, a diferença na resposta entre os níveis de um fator
não é a mesma em todos os níveis dos outros fatores. Quando isto ocorre, diz-se
que existe uma interação entre os fatores. No presente estudo, para calcular o valor
do efeito da interação entre o instrumento e o comprimento do arco no numero de
ciclos para a fratura, toma-se a diferença entre as médias (i) entre o nível inferior do
instrumento (K
3™
), no nível inferior do arco (90º), e o nível superior do instrumento
(Profile
®
), no nível superior do arco (135º); e (ii) entre o nível superior do instrumento
(Profile
®
), no nível inferior do arco (90º), e o nível inferior do instrumento (K
3™
) no
nível superior do arco (135º). Considerando-se os dados da TAB. 5.8, o efeito desta
interação equivale a (473,25 + 620,40)/2 - (1.257,90 + 526,85)/2 que é igual a –
345,55.
Assim, a TAB 5.9 apresenta os efeitos estimados das variáveis e das interações
entre elas sobre o número de ciclos para a fratura empregando-se a técnica de
análise fatorial. É apresentada a média global de todos os ensaios. Além disso, são
apresentados os valores do teste t utilizado para a comparação entre as respostas
dos níveis inferior e superior dos fatores e das interações entre eles. E de modo
análogo, a TAB. 5.10 apresenta os efeitos estimados das variáveis e das interações
entre elas sobre a microdureza. Em ambas as tabelas, os valores de P assinalados
com * evidenciam que os efeitos dos fatores e/ou das interações analisados foram
significativos a um nível de significância de 5%.
85
TAB 5.9 Estimativas dos efeitos das variáveis e das interações entre elas sobre o
número de ciclos para a fratura.
Fator Efeito Teste t
P
Média Global 719,600 34,371
0,000000*
(1)INSTRUMENTO 439,100 10,486
0,000000*
(2)ARCO - 291,950
- 6,972
0,000000*
(3)TEMPERATURA - 206,500
-4,931 0,000005*
(4)ESTERILIZAÇÃO
159,700 3,814 0,000294*
1 com 2 - 345,550
-8,252 0,000000*
1 com 3 - 164,000
-3,916 0,000208*
1 com 4 62,100 1,483 0,142597
2 com 3 80,650 1,926 0,058208
2 com 4 - 96,050 - 2,293
0,024844*
3 com 4 75,100 1,793 0,077260
TAB. 5.10 Estimativas dos efeitos das variáveis e das interações entre elas sobre o
valor da microdureza
Fator Efeito Teste t
P
Média Global 369,039
78,414
0,000000*
(1)INSTRUMENTO 46,355 4,924 0,000004*
(2)ARCO 22,712 2,412 0,017973*
(3)TEMPERATURA - 16,000
-1,699 0,092806
(4)ESTERILIZAÇÃO
- 2,208 -0,234 0,815037
1 com 2 21,295 2,262 0,026223*
1 com 3 - 22,009
-2,338 0,021721*
1 com 4 - 44,675
-4,746 0,000008*
2 com 3 5,450 0,579 0,564082
2 com 4 - 3,257 -0,346 0,730105
3 com 4 - 6,837 -0,726 0,469602
86
5.4.2.1 EFEITO DO INSTRUMENTO
A ANOVA para o número de ciclos para a fratura, TAB. 5.4, revela que os efeitos
principais da marca do instrumento afetam o número de ciclos para a fratura
(P=0,000). Analisando a TAB. 5.9 é possível observar que o fator instrumento
apresentou o efeito de maior importância sobre o número de ciclos para a fratura
(439,10). Como o efeito apresentou sinal positivo, verifica-se que o emprego dos
instrumentos Profile
®
aumenta o número de ciclos para a fratura, ao passo que o uso
de instrumentos K
3
™ diminui o mesmo.
Além disso, a comparação entre as duas marcas de instrumentos revelou
diferença significativa (P=0,000) e ainda, considerando-se a TAB. 5.8 observa-se
que os instrumentos Profile
®
apresentam média marginal (939,15) superior à do
instrumento K
3™
(500,05), o que confirma que a utilização dos instrumentos Profile
®
aumenta o número de ciclos para a fratura.
Com relação à microdureza, a ANOVA na TAB. 5.5, revela que a mesma é
afetada pelos efeitos principais da marca do instrumento (P=0,000). A TAB. 5.10
mostra a maior importância do fator instrumento que apresentou efeito no valor de
46,35. Analisando também a TAB. 5.7 verifica-se que a microdureza dos
instrumentos Profile
®
(392,21) é significativamente maior que à dos instrumentos
K
3™
(345,86) (P=0,000).
5.4.2.2 EFEITO DO COMPRIMENTO DO ARCO DO CANAL
O comprimento do arco do canal também afeta de modo significativo o número
de ciclos para a fratura (P=0,000), conforme mostra a TAB. 5.4. O valor do efeito,
visto na TAB. 5.9, é de -291,95. Como o sinal do efeito é negativo, verifica-se que o
aumento do comprimento do arco diminui o número de ciclos para a fratura.
Considerando-se a TAB. 5.7 observa-se que a média marginal do número de
ciclos para a fratura nos ensaios em canais com arco de 90º (865,57) foi
87
estatisticamente maior que a encontrada para os ensaios nos canais com 135º
(573,62) (P=0,000).
O comprimento do arco também influencia a microdureza (P=0,017). O valor do
efeito foi 22,71. O sinal positivo do efeito permite afirmar que os instrumentos
ensaiados no canal com 135º apresentaram maior microdureza (380,39) quando
comparados aos ensaiados no canal de 90º (357,68).
5.4.2.3 EFEITO DA TEMPERATURA DA SOLUÇÃO IRRIGADORA
A temperatura da solução irrigadora utilizada durante os ensaios também
influenciou significativamente no número de ciclos para a fratura (P=0,000). O efeito
de -206,50 é considerado importante. Aqui novamente, o sinal negativo do efeito
revelou que o aumento da temperatura da solução diminui o número de ciclos para a
fratura. De fato, a TAB. 5.7 mostra que a média marginal do número de ciclos para a
fratura dos instrumentos ensaiados a 10ºC (822,85) foi superior à dos instrumentos
ensaiados a 25ºC (616,35).
Quanto à microdureza, não foi detectada diferença estatisticamente significativa
em relação às temperaturas do ensaio (P=0,092). No entanto, o efeito (-16,00) com
sinal negativo sugere que o aumento da temperatura da solução irrigadora pode
diminuir a microdureza do instrumento ensaiado.
5.4.2.4 EFEITO DO NÚMERO DE CICLOS DE ESTERILIZAÇÃO
O número de ciclos de esterilização também influenciou significativamente o
número de ciclos para fratura (P = 0,000). O efeito de 159,70 com sinal positivo
mostrou que o aumento do número de ciclos de esterilização resulta no aumento do
número de ciclos para a fratura. A TAB. 5.7 revela diferença significativa entre as
médias marginais do número de ciclos para a fratura em relação ao número de
esterilizações a que os instrumentos são submetidos. Os instrumentos esterilizados
88
uma vez apresentaram média de ciclos para a fratura de 639,75, ao passo que os
instrumentos que foram submetidos a três esterilizações mostraram uma média
marginal de 799,45 ciclos.
A microdureza não foi influenciada pelo número de ciclos de esterilização
(P=0,815). O efeito de valor -2,20 mostra que a redução da microdureza quando se
aumenta o número de ciclos de esterilização é insignificante.
5.4.3 ANÁLISE DAS INTERAÇÕES ENTRE OS FATORES
Esta análise pode ser realizada por meio da observação dos gráficos das médias
marginais. Quando as linhas se apresentam perfeitamente paralelas, o efeito da
interação não é importante, quando as linhas não são paralelas, mas não se
interceptam a interação pode existir, e por fim, quando as linhas se interceptam o
efeito da interação é muito importante (MONTGOMERY & RUNGER, 2003).
A interpretação dos gráficos das médias marginais do número de ciclos para a
fratura e da microdureza para cada interação dos fatores é feita juntamente com as
informações das TABs. 5.4 a 5.10.
São apresentados também os gráficos das superfícies de resposta, que são
empregados para análise quando as variáveis de resposta são influenciadas por
variáveis independentes e o objetivo é otimizar as respostas.
5.4.3.1 INTERAÇÃO DO INSTRUMENTO COM O COMPRIMENTO DO ARCO
A TAB. 5.4 revela que esta interação mostrou-se significativa para o número
de ciclos para a fratura (P=0,000). O efeito calculado para esta interação (-345,55)
foi superior a todos os efeitos das outras interações. Este efeito foi superior,
inclusive, aos efeitos principais de todos os fatores, exceto o da marca do
instrumento. O seu sinal negativo implica que o aumento do comprimento do arco ou
o uso de instrumentos Profile
®
leva à redução do número de ciclos para a fratura.
89
Como foi observado na FIG. 5.11 que os instrumentos Profile
®
produzem os maiores
níveis de N nesta interação, conclui-se que o comprimento do arco do canal tem
maior importância nesta interação. É fácil confirmar esta afirmativa, basta observar
os efeitos do fator instrumento (439,10) e do fator comprimento do arco (-291,95) na
TAB. 5.9.
Um aspecto de interesse na FIG. 5.11 é a observação de que as linhas das
médias marginais se interceptam, o que além de demonstrar a significância da
interação, revela o comportamento invertido dos instrumentos K
3™
em relação aos
instrumentos Profile
®
. É evidente que para os instrumentos K
3™
os ensaios no canal
com arco de 135º apresentaram maior número de ciclos para a fratura (526,85) em
comparação com os ensaios realizados no canal com 90º (473,25). Para os
instrumentos Profile
®
os ensaios no canal com 90º apresentaram maior número de
ciclos para a fratura (1.257,90), ao passo que no canal com 135º o número de ciclos
foi de 620,40.
FIG. 5.11 Gráfico das médias marginais do número de ciclos para a fratura para os
fatores instrumento e comprimento do arco do canal.
90
Com relação à microdureza, na TAB. 5.5 pode-se observar que a interação entre
a marca do instrumento e o comprimento do arco do canal é significativa (P = 0,026).
O efeito calculado para esta interação é de 21,29 com sinal positivo, o que faz com
que o aumento do arco ou o uso dos instrumentos Profile
®
aumente a microdureza.
A análise da TAB. 5.8 e da FIG. 5.12 permite afirmar que os maiores níveis de
microdureza foram obtidos quando do emprego dos instrumentos Profile
®
. Além
disso, pode-se observar que para os instrumentos K
3™
, a despeito do comprimento
do arco, os valores de microdureza foram praticamente iguais. Dessa forma, pode-se
concluir que nessa interação o fator de relevância para o aumento da microdureza é
o emprego dos instrumentos Profile
®
.
FIG. 5.12 Gráfico das médias marginais dos valores de microdureza para os fatores
instrumento e comprimento do arco do canal.
O efeito da interação do instrumento com o comprimento do arco do canal sobre
o número de ciclos para a fratura pode ser mais bem observado pela superfície de
resposta vista na FIG. 5.13. Os maiores valores de N são observados nos ensaios
realizados com instrumentos Profile
®
no canal com arco de 90º.
91
FIG 5.13 Superfície de resposta mostrando o número de ciclos para fratura como
uma função da marca do instrumento e do comprimento do arco do canal.
A FIG. 5.14 apresenta a superfície de resposta da microdureza da interação do
instrumento com o comprimento do arco do canal. Observa-se que os instrumentos
que apresentam maior dureza são os da marca Profile
®
que foram ensaiados no
canal com 135º.
92
FIG. 5.14 Superfície de resposta mostrando a microdureza esperada como uma
função da marca do instrumento e do comprimento do arco do canal
5.4.3.2 INTERAÇÃO DO INSTRUMENTO COM A TEMPERATURA DA SOLUÇÃO
IRRIGADORA
A ANOVA para N (TAB. 5.4) evidencia que a interação entre a marca do
instrumento e a temperatura da solução irrigadora foi significativa (P=0,000). A FIG.
5.15 evidencia bem esta interação. O valor do efeito para esta interação, visto na
TAB. 5.9, é de – 164,00. Como o sinal do efeito de interação é negativo, tem-se que
o aumento da temperatura para 25ºC ou o emprego do instrumento Profile
®
diminui o
número de ciclos para a fratura. Observa-se, entretanto, na TAB. 5.8 que os
instrumentos Profile
®
proporcionam os maiores níveis de N, assim, conclui-se que os
ensaios na temperatura mais alta (25º C) da solução irrigadora é o componente
desta interação de maior importância para a redução do número de ciclos para a
fratura.
93
A FIG. 5.15 apresenta graficamente esta interação. É possível observar que para
os instrumentos K
3™
o aumento da temperatura influencia pouco sobre o valor de N ,
reduzindo-o de 521,30 (10ºC) para 478,80 (25ºC). No entanto, para os instrumentos
Profile
®
este efeito é mais intenso, pois a redução de N é de 1.124,40 (10ºC) pra
753,90 (25ºC).
FIG. 5.15 Gráfico das médias marginais do número de ciclos para a fratura para os
fatores instrumento e temperatura da solução irrigadora.
Com relação à microdureza, pode-se ver na TAB. 5.5 que a interação entre a
marca do instrumento e a temperatura da solução irrigadora foi significativa
(P=0,021). O efeito de – 22,00 implica na redução da microdureza quando se usa
instrumentos Profile
®
ou quando se aumenta a temperatura do ensaio. Entretanto,
observando-se a FIG. 5.15 vê-se que as linhas das médias marginais se
interceptam, portanto, indicando uma inversão de comportamento do instrumento em
relação aos níveis de temperatura. De fato, a TAB. 5.8 mostra que os instrumentos
K
3™
apresentam maior dureza quando ensaiados a 25ºC, ao passo que os
instrumentos Profile
®
apresentam maior microdureza após os ensaios a 10ºC.
94
FIG. 5.16 Gráfico das médias marginais dos valores de microdureza para os fatores
instrumento e temperatura da solução irrigadora.
O efeito da interação do instrumento com a temperatura da solução irrigadora
sobre o número de ciclos para a fratura pode ser mais bem observado pela
superfície de resposta vista na FIG. 5.17. Os maiores valores de N são observados
nos ensaios realizados com instrumentos Profile
®
a 10ºC.
95
FIG. 5.17 Superfície de resposta mostrando o número de ciclos para fratura
esperado como uma função da marca do instrumento e da temperatura da solução
irrigadora.
A FIG. 5.18 apresenta a superfície de resposta da microdureza da interação do
instrumento com a temperatura da solução irrigadora. Observa-se que os
instrumentos que apresentam maior dureza são os da marca Profile
®
que foram
ensaiados a 10ºC.
96
FIG. 5.18 Superfície de resposta mostrando a microdureza esperada como uma
função da marca do instrumento e da temperatura da solução irrigadora.
5.4.3.3 INTERAÇÃO DO INSTRUMENTO COM O NÚMERO DE CICLOS DE
ESTERILIZAÇÃO
O efeito da interação da marca do instrumento com o número de ciclos de
esterilização não foi importante no número de ciclos para a fratura (P=0,142),
conforme mostra a TAB. 5.4.
A FIG. 5.19 apresenta graficamente esta interação. Observa-se que as linhas
das médias marginais são quase paralelas. Os níveis maiores de N foram
alcançados com os instrumentos Profile
®
, tanto para 1 ciclo de esterilização (828,25)
como para 3 ciclos (1.050,00). E, além disso, os instrumentos, a despeito da marca,
submetidos a três ciclos de esterilização apresentaram as maiores médias marginais
do número de ciclos para a fratura.
97
FIG. 5.19 Gráfico das médias marginais do número de ciclos para a fratura para os
fatores instrumento e número de ciclos de esterilização.
Com relação à microdureza, essa interação foi significativa (P = 0,000) de
acordo com a TAB. 5.5. O efeito de – 44,67 mostra que o uso de instrumentos
Profile
®
ou o aumento do número de ciclos de esterilização diminui a microdureza.
Analisando a FIG. 5.20 observa-se a interação, pois as linhas das médias marginais
se interceptam . Após 1 ciclo de esterilização, a microdureza dos instrumentos
Profile
®
(415,65) é bem superior à dos instrumentos K
3™
(324,62). É interessante
observar que após 3 ciclos de esterilização a microdureza do instrumento Profile
®
(368,77) é praticamente igual à do K
3™
(367,09).
98
FIG. 5.20 Gráfico das médias marginais dos valores de microdureza para os fatores
instrumento e número de ciclos de esterilização.
O efeito da interação do instrumento com o número de ciclos de esterilização
sobre o número de ciclos para a fratura pode ser mais bem observado pela
superfície de resposta vista na FIG. 5.21. Os maiores valores de N são observados
nos ensaios realizados com instrumentos Profile
®
após 3 ciclos de esterilização.
99
FIG. 5.21 Superfície de resposta mostrando o número de ciclos para fratura
esperado como uma função da marca do instrumento e do número de ciclos de
esterilização.
A FIG. 5.22 apresenta a superfície de resposta da microdureza da interação do
instrumento com o número de ciclos de esterilização. Observa-se que os
instrumentos que apresentam maior dureza são os da marca Profile
®
que foram
submetidos a 1 ciclo de esterilização.
100
FIG. 5.22 Superfície de resposta mostrando a microdureza esperada como uma
função da marca do instrumento e do número de ciclos de esterilização.
5.4.3.4 INTERAÇÃO DO COMPRIMENTO DO ARCO DO CANAL COM A
TEMPERATURA DA SOLUÇÃO IRRIGADORA
A ANOVA na TAB. 5.4 mostra que a influência desta interação sobre o número
de ciclos para a fratura não é significante (P=0,058). A FIG. 5.23 apresenta
graficamente esta interação, que pelo relativo paralelismo das linhas de médias
marginais evidencia a ausência de significância.
101
FIG. 5.23 Gráfico das médias marginais do número de ciclos para a fratura para os
fatores comprimento do arco do canal e temperatura da solução irrigadora.
A microdureza também não é influenciada por esta interação (P=0,564),
conforme a TAB. 5.5. A FIG. 5.24 mostra graficamente a ausência de significância
da alteração.
102
FIG. 5.24 Gráfico das médias marginais dos valores de microdureza para os fatores
comprimento do arco do canal e temperatura da solução irrigadora.
O comportamento da interação do comprimento do arco do canal com a
temperatura da solução irrigadora sobre o número de ciclos para a fratura pode ser
mais bem observado pela superfície de resposta vista na FIG. 5.25. Os maiores
valores de N são observados nos ensaios realizados nos canais com 90º a 10ºC.
103
FIG. 5.25 Superfície de resposta mostrando o número de ciclos para fratura
esperado como uma função do comprimento do arco do canal e da temperatura da
solução irrigadora.
A FIG. 5.26 apresenta a superfície de resposta da microdureza da interação do
comprimento do arco do canal com a temperatura da solução irrigadora. Observa-se
que os instrumentos que apresentam maior dureza são os que foram ensaiados no
canal com 135º à temperatura de 10ºC.
104
FIG. 5.26 Superfície de resposta mostrando a microdureza esperada como uma
função do comprimento do arco do canal e da temperatura da solução irrigadora.
5.4.3.5 INTERAÇÃO DO COMPRIMENTO DO ARCO DO CANAL COM O NÚMERO
DE CICLOS DE ESTERILIZAÇÃO
A ANOVA na TAB. 5.4 mostra a significância desta interação no número de
ciclos para a fratura (P=0,024). O efeito de -96,05 indica que o aumento do arco ou
do número de ciclos de esterilização diminui o N. Na TAB. 5.8 observa-se que os
maiores níveis de N são alcançados quando os instrumentos são submetidos a 3
ciclos de esterilização, logo, o comprimento do arco é o fator relevante nesta
interação para diminuir o N. Assim, como concluído anteriormente, o aumento do
arco do canal leva à diminuição do número de ciclos para a fratura. A FIG. 5.27
comprova a significância desta interação.
105
FIG. 5.27 Gráfico das médias marginais do número de ciclos para a fratura para os
fatores comprimento do arco do canal e número de ciclos de esterilização.
A TAB. 5.5 da ANOVA para a microdureza mostra que esta não é influenciada
pela interação entre o comprimento do arco e o número de ciclos de esterilização
(P=0,730). A FIG. 5.28 revela graficamente a falta de significância desta interação.
106
FIG. 5.28 Gráfico das médias marginais dos valores de microdureza para os fatores
comprimento do arco do canal e número de ciclos de esterilização.
O efeito da interação do comprimento do arco do canal com o número de ciclos
de esterilização sobre o número de ciclos para a fratura pode ser mais bem
observado pela superfície de resposta vista na FIG. 5.29. Os maiores valores de N
são observados nos ensaios realizados no canal com 90º após 3 ciclos de
esterilização.
107
FIG. 5.29 Superfície de resposta mostrando o número de ciclos para fratura
esperado como uma função do comprimento do arco do canal e do número de ciclos
de esterilização.
A FIG. 5.30 apresenta a superfície de resposta da microdureza da interação do
comprimento do arco do canal com o número de ciclos de esterilização. Observa-se
que os instrumentos que apresentam maior dureza são os que foram ensaiados no
canal com 135º que foram submetidos a 1 ciclo de esterilização.
108
FIG. 5.30 Superfície de resposta mostrando a microdureza esperada como uma
função do comprimento do arco do canal e do número de ciclos de esterilização.
5.4.3.6 INTERAÇÃO DA TEMPERATURA DA SOLUÇÃO IRRIGADORA COM O
NÚMERO DE CICLOS DE ESTERILIZAÇÃO
A ANOVA para N na TAB. 5.4 mostra que não existe significância para esta
interação (P=0,077). Os maiores níveis de N são alcançados quando os
instrumentos são submetidos a 3 ciclos de esterilização, a despeito da temperatura
da solução irrigadora. O aumento de N com a variação do número de ciclos de
esterilização foi mais evidente nos ensaios realizados a 25ºC. Na temperatura de
10ºC, a variação de N foi de 780,55 (1 ciclo de esterilização) para 865,15 (3 ciclos de
esterilização), ao passo que na temperatura de 25ºC, essa variação foi de 498,95 (1
ciclo de esterilização) para 733,75 (3 ciclos de esterilização). A FIG. 5.31 representa
graficamente a não significância desta interação.
109
FIG. 5.31 Gráfico das médias marginais do número de ciclos para a fratura para os
fatores temperatura da solução irrigadora e número de ciclos de esterilização.
A microdureza também não foi influenciada por esta interação (P=0,469),
conforme TAB. 5.5. A FIG. 5.32 mostra
110
FIG. 5.32 Gráfico das médias marginais dos valores de microdureza para os fatores
temperatura da solução irrigadora e número de ciclos de esterilização.
O efeito da interação da temperatura da solução irrigadora com o número de
ciclos de esterilização sobre o número de ciclos para a fratura pode ser mais bem
observado pela superfície de resposta vista na FIG. 5.33. Os maiores valores de N
são observados nos ensaios realizados a 10ºC após 3 ciclos de esterilização.
111
FIG. 5.33 Superfície de resposta mostrando o número de ciclos para fratura
esperado como uma função da temperatura da solução irrigadora e do número de
ciclos de esterilização.
A FIG. 5.34 apresenta a superfície de resposta da microdureza da interação da
temperatura da solução irrigadora com o número de ciclos de esterilização. Observa-
se que os instrumentos que apresentam maior dureza são os que foram ensaiados a
10º C e que foram submetidos a 3 ciclos de esterilização.
112
FIG. 5.34 Superfície de resposta mostrando a microdureza esperada como uma
função da temperatura da solução irrigadora e do número de ciclos de esterilização.
5.5 MODELO ESTATÍSTICO PARA PREVISÃO DO NÚMERO DE CICLOS PARA A
FRATURA
Da análise dos resultados anteriormente apresentados é possível afirmar que o
número de ciclos para a fratura (N) depende dos fatores instrumento, comprimento
do arco, temperatura da solução irrigadora e número de ciclos de esterilização, e
também das interações de segunda ordem entre estes fatores. Assim, a partir da
teoria de regressão linear múltipla pode-se representar uma aproximação para a
relação funcional que existe entre N e os fatores acima citados pela EQ. 5.1.
EQ. 5.1
NE = K + c
1
I + c
2
A + c
3
T + c
4
E + c
5
I.A + c
6
I.T + c
7
I.E + c
8
A.T + c
9
A.E + c
10
T.E
113
Onde,
NE é o número esperado de ciclos para a fratura
K é uma constante;
c
j
, j = 1, 2,..., 10 são os coeficientes de regressão;
I é o fator instrumento;
A é o fator comprimento do arco do canal;
T é o fator temperatura da solução irrigadora, e
E é o fator número de ciclos de esterilização.
A TAB. 5.11 apresenta a análise de regressão linear múltipla realizada para o
número de ciclos para a fratura. Torna-se útil o cálculo do intervalo de confiança
para os coeficientes de regressão. Nesta metodologia, mais importante que
determinar a significância destes coeficientes, é estimar os valores possíveis para
estes coeficientes, pois dessa forma, é possível a realização de ajustes na função. O
intervalo de confiança apresentado foi calculado com 95% de confiabilidade.
TAB. 5.11 Coeficientes de regressão e os correspondentes intervalos de confiança
para a estimativa do número de ciclos para a fratura.
Intervalo de Confiança
Fator Coeficiente de
Regressão
Valor de
P
Inferior Superior
Constante (K) 1.696,13 0,0000 980,81
2.411,45
1 Instrumento (c
1
) 1.212,65 0,0000 964,00
1.461,31
2 Arco (c
2
) - 6,40 0,0368 - 12,39
- 0,40
3 Temperatura
(c
3
) - 50,66 0,0014 - 81,16
- 20,16
4 Esterilização
(c
4
) 232,35 0,0517 - 1,84
466,56
1 com 2 (c
5
) - 7,67 0,0000 - 9,53
- 5,82
1 com 3 (c
6
) - 10,93 0,0002 - 16,50
- 5,36
1 com 4 (c
7
) 31,05 0,1425 - 10,71
72,81
2 com 3 (c
8
) 0,24 0,0582 - 0,00
0,48
2 com 4 (c
9
) - 2,13 0,0248 - 3,99
- 0,278
3 com 4 (c
10
) 5,00 0,0772 - 0,56
10,57
114
Com base nos valores da TAB. 5.11, propõe-se na EQ. 5.2 um modelo para a
previsão do número de ciclos para a fratura (N) considerando-se as condições do
ensaio:
EQ. 5.2
NE = 1.696,13 + 1.212,65 I – 6,40 A – 50,66 T + 232,35 E – 7,67 I.A – 10,93 I.T +
31,05 I.E + 0,24 A.T – 2,13 A.E + 5,00 T.E
Onde,
NE é o número esperado de ciclos para a fratura
I é o fator instrumento;
A é o fator comprimento do arco do canal;
T é o fator temperatura da solução irrigadora, e
E é o fator número de ciclos de esterilização.
Para o modelo proposto foi calculado o coeficiente de determinação múltipla, R
2
,
que é definido como a medida da quantidade de redução na variabilidade de NE,
obtida pelo uso dos regressores I, A, T e E. Por definição, 0 ≤ R
2
≤ 1. O valor
calculado de R
2
foi de 0,81, o que significa que no modelo proposto, cerca de 81%
da variabilidade do número de ciclos para a fratura podem ser explicados quando os
quatro regressores, I, A, T e E são usados.
Outra medida importante na análise de regressão múltipla é o coeficiente de
correlação múltipla, R, definido com a raiz quadrada positiva de R
2
. Este coeficiente
é uma medida da associação linear entre NE e I, A, T e E. O valor de R foi de 0,90,
que corresponde a uma associação linear muito forte.
Empregando-se a EQ. 5.2 calculam-se os valores esperados do número de
ciclos para a fratura (NE) para cada condição ensaiada (TAB. 5.12). O intervalo de
confiança com 95% de confiabilidade associado aos valores esperados é de NE ±
138,52. Essa variação é prevista uma vez que os desvios padrão de N (TAB. 5.1)
são bem diferentes.
115
TAB. 5.12 Valores médios observados (N), valores esperados (NE) e os resíduos
para o número de ciclos para a fratura em cada condição ensaiada.
# INSTR. ARCO
TEMP.
ESTERIL.
N NE Resíduo
N – NE
1 K
3™
90 10 1 476,20
475,55
0,65
2
K
3™
90 10 3 420,00
594,10
-174,10
3
K
3™
90 25 1 348,80
277,30
71,50
4
K
3™
90 25 3 648,00
546,05
101,95
5
K
3™
135 10 1 565,40
544,55
20,85
6
K
3™
135 10 3 623,60
471,00
152,60
7
K
3™
135 25 1 414,60
507,60
-93,00
8
K
3™
135 25 3 503,80
584,25
-80,45
9 Profile
®
90 10 1 1.405,20
1.362,10
43,10
10
Profile
®
90 10 3 1.735,20
1.604,85
130,35
11
Profile
®
90 25 1 720,60
835,85
-115,25
12
Profile
®
90 25 3 1.170,60
1.228,80
-58,20
13
Profile
®
135 10 1 675,40 740,00
-64,60
14
Profile
®
135 10 3 681,80 790,65
-108,85
15
Profile
®
135 25 1 511,80 375,05
136,75
16
Profile
®
135 25 3 612,60 575,90
36,70
A análise dos resíduos é feita para a verificação da suposição de que os erros
estejam distribuídos de forma aproximadamente normal com variância constante.
Esta verificação pode ser feita pelo gráfico de probabilidade normal dos resíduos
(FIG. 5.35). Observa-se neste gráfico que os resíduos caem aproximadamente ao
longo da linha reta, demonstrando que obedecem à distribuição normal.
116
FIG. 5.35 Gráfico da probabilidade normal dos resíduos.
Os resíduos também foram plotados contra os valores esperados do número de
ciclos para a fratura (NE). A FIG 5.36 apresenta este gráfico que além de não indicar
qualquer inadequação séria do modelo, mostra uma forma de comportamento dos
resíduos considerado ideal por MONTGOMERY & RUNGER (2003).
117
-200,00
-150,00
-100,00
-50,00
0,00
50,00
100,00
150,00
200,00
0 500 1000 1500 2000
NE
Resíduos
FIG. 5.36 Gráfico dos resíduos contra os valores esperados do número de ciclos
para a fratura (NE).
O modelo de regressão múltipla descreve um plano no espaço tridimensional.
Na verdade, este modelo foi empregado para a construção das superfícies de
resposta mostradas e discutidas na seção anterior. As equações que orientaram a
construção desses gráficos foram originadas da EQ. 5.2 e são apresentadas abaixo.
EQ. 5.3
NE = 1.696,13 + 1.212,65 I – 6,40 A – 7,67 I.A
Na FIG. 5.13 foi mostrado o número de ciclos para fratura esperado como uma
função da marca do instrumento e do comprimento do arco do canal.
EQ. 5.4
NE = 1.696,13 + 1.212,65 I – 50,66 T – 10,93 I.T
Na FIG. 5.17 foi mostrado o número de ciclos para fratura esperado como uma
função da marca do instrumento e da temperatura da solução irrigadora.
118
EQ. 5.5
NE = 1.696,13 + 1.212,65 I 232,35 E + 31,05 I.E
Na FIG. 5.21 foi mostrado o número de ciclos para fratura esperado como uma
função da marca do instrumento e do número de ciclos de esterilização.
EQ. 5.6
NE = 1.696,13 – 6,40 A – 50,66 T + 0,24 A.T
Na FIG. 5.25 foi mostrado o número de ciclos para fratura esperado como uma
função do comprimento do arco do canal e da temperatura da solução irrigadora.
EQ. 5.7
NE = 1.696,13 – 6,40 A + 232,35 E – 2,13.A.E
Na FIG. 5.29 foi mostrado o número de ciclos para fratura esperado como uma
função do comprimento do arco do canal e do número de ciclos de esterilização.
EQ. 5.8
NE = 1.696,13 – 50,66 T + 232,35 E + 5,00 T.E
Na FIG. 5.33 foi mostrado o número de ciclos para fratura esperado como uma
função do comprimento da temperatura da solução irrigadora e do número de ciclos
de esterilização.
119
6 DISCUSSÃO
6.1 A METODOLOGIA
Vários fatores clínicos têm influência na fratura dos instrumentos endodônticos
de níquel-titânio acionados a motor quando postos em movimento no interior de um
canal radicular curvo. Dentre eles podemos destacar a habilidade do operador, o tipo
e o diâmetro do instrumento, a velocidade de rotação aplicada, e a anatomia do
canal, representada principalmente pela sua luz e pelo raio de curvatura que sua
trajetória apresenta. E ainda, a interação mecânica com as paredes do canal que
pode produzir flexão, flambagem e também torção do instrumento. Dessa forma,
planejamos a realização do experimento de modo a eliminar a interferência do
operador, manter constante a velocidade de giro e reproduzir nos canais simulados
as condições adequadas para o estudo exclusivo do comportamento do instrumento
em flexão rotativa.
O ensaio de flexão rotativa é um método simples e eficaz para determinar o
comportamento em fadiga dos instrumentos de NiTi (TOBUSHI et al., 1998).
6.1.1 O APARELHO
Com o objetivo de eliminar a interferência do operador durante a execução do
experimento, foi empregado o dispositivo proposto por MOREIRA et al. (2002). Esta
preocupação foi demonstrada também por outros autores, tais como, SETO et al.
(1990), CAMPS et al. (1995), PRUETT et al. (1997), HAÏKEL et al. (1999), SVEC &
POWERS (1999), GABEL et al. (1999) e DIETZ et al. (2000) que realizaram seus
experimentos com auxílio de dispositivos-suporte.
120
6.1.2 O CANAL SIMULADO
Alguns pesquisadores, dentre eles, GABEL et al. (1999), SATTAPAN et al. (2000),
BORTNICK et al. (2001) e DAUGHERTY et al. (2001), com a finalidade de estudar as
propriedades dos instrumentos de níquel-titânio acionados a motor, utilizaram dentes
humanos extraídos. Ao se empregar o elemento dentário humano, muitos fatores
passam a atuar simultaneamente, tornando difícil a exata compreensão dos
fenômenos que resultam da interação do instrumento com as paredes do canal
radicular.
Assim, buscando criar um sistema no qual o instrumento fosse introduzido e o
seu comportamento em condições de flexão rotativa pudesse ser observado sem a
concomitância de outros fatores, optou-se pela utilização do canal simulado
confeccionado pela conformação de um tubo de aço inoxidável, conforme PRUETT et
al. (1997) e SVEC & POWERS (1999).
Além disso, a geometria dos canais possibilitou que os instrumentos
alcançassem níveis de deformação máxima de aproximadamente 4% e 5%, o que
está de acordo com o estabelecido por BAHIA, DIAS & BUONO (2006).
6.1.3 OS INSTRUMENTOS E A VELOCIDADE DE ROTAÇÃO
Os instrumentos escolhidos para o trabalho corresponderam às marcas
atualmente mais utilizadas pelos clínicos em geral. Além disso, os instrumentos
Profile
®
e K
3™
têm sido estudados individual ou comparativamente em diversas
pesquisas, como as de PEREIRA (2002) e LOW et al. (2006).
Segundo LOPES et al. (2000) e DIETZ et al. (2000) a velocidade de rotação é um
fator que influencia a fratura por flexão rotativa. A decisão quanto à velocidade
empregada neste trabalho foi baseada em estudos anteriores que estabeleceram
que a velocidade de rotação dos instrumentos deve ser baixa para evitar fratura e
deformação plástica (GABEL et al., 1999; DIETZ et al., 2000; BORTNICK et al., 2001;
YARED et al., 2001).
121
Ainda, EGGELER et al. (2004) relataram que o efeito da velocidade de rotação na
fratura está relacionado à produção de calor durante a formação da martensita
induzida por deformação. Para formar martensita, a interface austenita-martensita
tem que se mover, e esse movimento dissipa energia e produz calor. Velocidades
maiores produzem mais calor que velocidades mais baixas, e com isso aumentam
mais rapidamente a temperatura do instrumento, que leva ao rápido aumento da
tensão superficial, fazendo com que a fratura por fadiga ocorra precocemente. Para
NASSER et al. (2005), a movimentação da interface austenita-martensita é de
fundamental importância para a nucleação e crescimento da fase martensita.
Também TOBUSHI et al. (1998) relataram que em um ensaio de flexão rotativa
com amplitude de deformação constante, a temperatura aumenta proporcionalmente
com a velocidade de rotação, resultando em menor tempo de vida para o material.
Assim, a taxa de variação de temperatura e a taxa de deformação afetam as
propriedades superelásticas das ligas NiTi, desse modo se constituindo em fatores
muito importantes para as aplicações práticas.
YOUNG & VLIET (2005) concordam que o aumento da velocidade diminui o
número de ciclos para a fratura, entretanto, a velocidade de rotação associada à
amplitude de deformação, empregada clinicamente, não causam impacto sobre o
número de ciclos para a fratura. Eles sugerem que a relação logarítmica entre o
número de ciclos e a amplitude de deformação, talvez seja a explicação para os
resultados aparentemente contraditórios vistos na literatura.
Dessa forma, concordando com os primeiros estudos acima citados e
considerando a prática clínica, da qual se pode observar que a instrumentação com
velocidades mais baixas diminui a possibilidade de fratura do instrumento, decidiu-
se, então, utilizar a velocidade nominal de 200 rpm.
6.2 OS RESULTADOS
Estudos que avaliaram o comportamento dos instrumentos de níquel-titânio
acionados a motor sob o regime de flexão rotativa são escassos na literatura, tendo
122
isso dificultado a comparação de metodologias e, principalmente, impossibilitado
uma maior confrontação dos resultados obtidos no presente trabalho.
O primeiro estudo clássico, realizado por PRUETT et al. (1997), testou a fadiga
dos instrumentos variando o ângulo e o raio de curvatura, o diâmetro do instrumento
e a velocidade de rotação, tendo concluído que o efeito do raio de curvatura, como
uma variável independente, deve ser considerado nos estudos de avaliação da
instrumentação do canal radicular. Além desses fatores, MOREIRA et al. (2002)
afirmaram que comprimento do arco em canais com mesmo raio de curvatura tem
influência na fadiga, tendo concluído que os instrumentos ensaiados nos canais com
maior comprimento de arco apresentaram menor número de ciclos para a fratura.
6.2.1 EFEITO DA MARCA DO INSTRUMENTO ENSAIADO
Os resultados obtidos no presente trabalho mostram que a marca do instrumento
representa o fator de maior importância no número de ciclos para a fratura. Foi
observada uma maior resistência dos instrumentos Profile
®
, revelada pelo maior
número de ciclos para a fratura em todas as condições ensaiadas.
O primeiro fator a se considerar é a microdureza dos instrumentos. Embora no
estado como recebido as duas marcas tenham apresentado valores de microdureza
estatisticamente iguais, após os ensaios os instrumentos Profile
®
mostraram valores
maiores de microdureza. A microdureza de um metal depende diretamente das
forças de ligação entre seus átomos, assim como da sua resistência mecânica. E a
dificuldade para a nucleação e a propagação de trincas está diretamente associada
à resistência mecânica do material, assim, é possível que a maior resistência à
fadiga dos instrumentos Profile
®
tenha sido uma conseqüência de sua maior
microdureza.
Pode-se analisar também esse comportamento observando as características
morfológicas das hastes helicoidais de ambos os instrumentos. De acordo com
LOPES, ELIAS & SIQUEIRA JR. (2004), o núcleo dos instrumentos Profile
®
é cilíndrico,
ao passo que nos instrumentos K
3™
o núcleo é cônico invertido. Quanto à seção reta
transversal, ambos os instrumentos apresentam três arestas de corte, no entanto,
123
nos instrumentos K
3™
a guia radial é ampla, proporcionando um aumento da área da
seção reta transversal e do núcleo do instrumento, diminuindo com isso a sua
flexibilidade e consequentemente a resistência à fratura por flexão rotativa.
BAHIA & BUONO (2005) salientam que os instrumentos mais cônicos não devem
ser considerados mais seguros ou mais resistentes à fratura, ao contrário, estes
instrumentos quando empregados em canais curvos sofrem fratura com menor
número de ciclos quando comparados aos instrumentos de menor conicidade.
Outro fator a ser observado é a superfície dos instrumentos. Como o processo
de fadiga é essencialmente localizado, torna-se fácil compreender a importância da
concentração de tensões devido a variações de dimensões e ao estado de
superfície (entalhes mecânicos, raios de concordância e marcas de usinagem).
CETLIN, SILVA & PENNA (1988) afirmaram que a presença de defeitos na superfície e
as tensões localizadas reduzem a duração do estágio inicial de fadiga, que é a
nucleação da trinca, diminuindo o número de ciclos para a fratura.
Todos os instrumentos utilizados no presente experimento observados no MEV
apresentaram defeitos de acabamento superficial, que incluíam ranhuras e rebarbas
oriundas do processo de usinagem. Este processo envolve o emprego de
ferramentas de corte de carbeto de tungstênio em hastes de NiTi de dimensões
muito pequenas, o que acarreta, principalmente nos instrumentos de menor
diâmetro, falhas em se alcançar a geometria desejada e também a produção de
defeitos de acabamento superficial. Estes defeitos atuam como concentradores de
tensão e induzem a fratura nos ensaios mecânicos ou durante o emprego clínico dos
instrumentos com carregamentos ou número de ciclos inferiores aos esperados. A
presença destes defeitos, segundo a teoria da mecânica da fratura de Griffith (1920),
é o fator principal para a nucleação de trincas que se propagam sob o efeito de
tensões externas quando a diminuição da energia elástica armazenada no
instrumento for, no mínimo, igual à energia necessária para a criação de novas
trincas na superfície do instrumento.
Além disso, KHUN, TAVERNIER & JORDAN (2001) afirmaram que o processo de
usinagem promove o encruamento do material, o que contribui para a degradação
das propriedades mecânicas da liga NiTi. O trabalho a frio e o tratamento térmico
são importantes variáveis que devem ser controladas durante a fabricação dos
instrumentos, tendo em vista que nessa fase, é produzida uma alta densidade de
124
discordâncias. Estas discordâncias influenciam no processo de reorientação para a
superelasticidade. Os defeitos e tensões internas atuam negativamente para a
mobilidade das interfaces martensíticas. Assim, é desejável que após a usinagem o
instrumento receba um tratamento térmico de recuperação apropriado para diminuir
o encruamento da liga, além de procedimentos de eletropolimento para melhorar o
acabamento superficial do mesmo.
Dessa forma, acredita-se que os defeitos de acabamento superficial encontrados
nos instrumentos incluídos na presente pesquisa tenham influenciado nos resultados
obtidos. A análise das imagens obtidas por MEV revelou que a presença de defeitos
de acabamento superficial é mais prevalente nos instrumentos K
3™
, o que
certamente contribuiu para o desempenho significativamente inferior apresentado
em relação aos instrumentos Profile
®
.
6.2.2 EFEITO DO COMPRIMENTO DO ARCO DO CANAL
A variação do comprimento do arco do canal afeta a amplitude de deformação
máxima sofrida pelos instrumentos durante os ensaios. Como já calculado, para o
canal com 90º esta deformação foi igual a 4% e para o canal com 135º
aproximadamente 5%.
De acordo com DIAS (2005) a amplitude de deformação influencia na tensão
crítica para a formação de martensita. Aumentando a amplitude de deformação de
3% para 4,5% ocorre uma redução significativa do nível da tensão crítica para a
formação de martensita. Foi sugerido que as alterações da tensão crítica ocorrem
nos estágios iniciais da ciclagem mecânica e se estabilizam nos ciclos posteriores,
provavelmente devido ao encruamento sofrido pelo material pela introdução de
discordâncias durante os ensaios.
Para TOBUSCHI et al. (1998) a diminuição da tensão crítica para a formação de
martensita pode ser conseqüência da estabilização da martensita. Processo que
ocorre tendo em vista que o instrumento estudado encontra-se no estado austenítico
à temperatura ambiente e a formação de martensita se dá por deformação na flexão
rotativa. Durante os ciclos de deformação, a interface entre a martensita formada e a
125
austenita move-se repetidamente. Nos movimentos cíclicos desta interface são
introduzidas discordâncias no material. O aumento de densidade de discordâncias
provoca o aparecimento de deformações plásticas e tensões internas, sendo que
maiores deformações aplicadas intensificam este efeito. Nas regiões envolvidas
pelos contornos e interfaces contendo defeitos, pequenas quantidades de martensita
residual podem permanecer durante o descarregamento. Estas martensitas, que
possuem as mesmas orientações das variantes que são induzidas por deformação,
podem atuar como geradoras de tensões internas (MIYAZAKI, IGO & OTSUKA, 1986).
As tensões internas geradas pela introdução de discordâncias e pela martensita
residual podem atuar como pré-tensões durante o carregamento, acarretando uma
diminuição da tensão crítica para a formação de martensita.
A transformação martensítica induzida por deformação promove a
superelasticidade da liga. Observa-se que em ligas NiTi superelásticas as taxas de
propagação de trincas são mais baixas na fase martensítica do que na fase estável
austenita. Todavia, a coexistência de austenita e martensita durante os ensaios
diminui a resistência à fadiga do instrumento, além disso, as discordâncias
introduzidas afetam os processos de reorientação da martensita. E ainda, a geração
tanto de defeitos como de tensões internas podem atuar como fatores negativos
para a movimentação da interface da martensita. Estes fatos sugerem que a
superelasticidade não aumenta a resistência à fadiga da liga NiTi (BAHIA, DIAS &
BUONO, 2006).
Também DOLCE & CARDONE (2005) sugerem que a redução da resistência à
fadiga é decorrente do aumento da amplitude de deformação, visto que ocorre o
aumento da temperatura interna do material devido ao auto-aquecimento gerado
pela deformação cíclica. Isto pode proporcionar a transformação de uma fração de
martensita em austenita, o que produz uma redução drástica na energia totalmente
absorvida antes da fratura. Os autores enfatizam que nos materiais cuja
microestrutura apresenta as duas fases são observadas taxas mais altas de
crescimento de trincas e menor resistência à fadiga, quando em comparação com a
microestrutura estável austenita ou martensita. Eles sugerem ainda que esta
redução da resistência à fadiga pode estar associada à absorção de uma quantidade
bem definida de energia “plástica”.
126
Confirmando as descobertas de PRUETT et al. (1997), HAÏKEL et al. (1999),
MOREIRA et al. (2002) e MELO, BAHIA & BUONO (2002), a geometria do canal
estabelece o comportamento de fadiga dos instrumentos de NiTi acionados a motor
durante o uso clínico. Isto porque os níveis de tensão que os instrumentos atingem
dependem do raio de curvatura do canal, do comprimento do arco e do diâmetro do
instrumento no ponto de maior flexão.
ZELADA et al. (2002) relataram que a curvatura do canal é o fator mais importante
na resistência à fratura por flexão rotativa dos instrumentos de NiTi. Os resultados
encontrados no presente trabalho também relacionam o comprimento do arco do
canal como um fator significativo para a fratura, porém de menor importância que a
marca do instrumento.
Durante o avanço de um instrumento endodôntico de níquel-titânio em direção
apical, no interior de um canal radicular curvo, o mesmo sofre um esforço de flexão.
Isto ocorre devido às forças de resistência das paredes do canal que provocam no
instrumento uma deformação do material.
Na região de flexão do instrumento são geradas tensões que variam
alternadamente entre tração e compressão. A repetição cíclica do carregamento,
mesmo com tensão abaixo do limite de escoamento do material (níquel-titânio),
induz a nucleação de trincas que crescem, coalescem e se propagam até ocorrer a
fratura do instrumento (SOUZA, 2000; LOPES & ELIAS, 2001).
Para LOPES & ELIAS (2001) e ULLMANN & PETERS (2005), a intensidade das
tensões trativas e compressivas impostas na região de flexão de um instrumento
depende do seu diâmetro, de modo que durante a instrumentação de um canal
radicular curvo, quanto maior o diâmetro do instrumento empregado, menor será o
tempo de vida útil do instrumento.
O emprego de instrumentos de diâmetros nominais idênticos em canais com
mesmo raio de curvatura, apenas variando o comprimento do arco (variação em
ângulo de 90º para 135º), faz com que se desloque o ponto crítico de concentração
de tensão no instrumento, que corresponde ao ponto médio do segmento curvo do
canal, conforme MOREIRA et al. (2002), isto porque a haste helicoidal do instrumento
é cônica. Esta variação do ângulo caracteriza o padrão de deformação máxima que
será submetido ao instrumento em flexão rotativa.
127
Os resultados do presente trabalho demonstraram que para os instrumentos
Profile
®
os ensaios realizados nos canais com 135º necessitaram de menor número
de ciclos para fratura quando comparados com os ensaios realizados nos canais
com 90º. Quanto aos instrumentos K
3™
o comportamento mecânico foi o oposto. Isto
pode ser verificado no gráfico das médias marginais da interação destes dois fatores
na FIG. 5.11. É provável que haja uma interação entre o diâmetro externo e o
diâmetro do núcleo do instrumento. Assim, para os instrumentos Profile
®
como o
núcleo é cilíndrico o que prevaleceu no resultado foi o diâmetro externo, o que fez
com que o número de ciclos para fratura tenha sido menor para o canal com arco de
135º. Para os instrumentos K
3™
, como o núcleo é cônico reverso, nos ensaios no
canal com 135º o diâmetro do núcleo no centro da curva é menor do que no canal
com 90º. Dessa forma, para estes instrumentos prevaleceu o diâmetro do núcleo
sobre o diâmetro externo do instrumento.
6.2.3 EFEITO DA TEMPERATURA DA SOLUÇÃO IRRIGADORA
O efeito da temperatura da solução irrigadora usada no ensaio também foi
importante. Os ensaios realizados com a solução a 10º C apresentaram, em média,
um maior número de ciclos para a fratura do que os ensaios a 25º C, resultados que
concordam com os de MIYAZAKI et al. (1999) e de TOBUSHI et al. (1998) que
relataram que a resistência à fadiga aumenta à medida que a temperatura do ensaio
diminui. A resistência à fadiga de uma liga metálica aumenta com a redução da
temperatura abaixo da temperatura ambiente (SOUZA, 1982; CETLIN, SILVA & PENNA,
1988; IIJIMA et al., 2002).
De acordo com EGGELER et al. (2004), o aumento da temperatura durante o
ensaio das ligas NiTi superelásticas promove aumento da tensão crítica para a
formação de martensita, assim como um aumento das tensões médias, o que
acarreta uma elevação da tensão superficial durante a ciclagem, favorecendo a
nucleação de trincas. E YOKOYAMA et al. (2004) relataram que o tempo para produzir
a fratura foi reduzido quando a tensão aplicada excedeu a tensão crítica para a
transformação martensítica. O aumento de temperatura nos instrumentos não é
128
uniforme, a temperatura é possivelmente mais alta na parte interna e menor na
superfície, devido à transferência de calor para o meio ambiente. Desta forma, com
a elevação da temperatura ocorre um aumento da tensão na superfície, mas o
aumento da tensão será mais pronunciado em uma região logo abaixo da superfície,
onde a temperatura é mais alta, afetando, assim, a propagação de trincas que se
formam na superfície. Maiores tensões aumentam a ocorrência de deformações
plásticas e favorecem a propagação de trincas, causando uma diminuição da vida
em fadiga do material (DIAS, 2005). Como a nucleação de trincas ocorre no início da
ciclagem (DIAS & BUONO, 2001), a propagação das mesmas parece ser a etapa
controladora da resistência à fadiga do material nas condições de ensaio utilizadas.
NASSER & GUO (2006) estudando a superelasticidade em várias temperaturas e
taxas de deformação concluíram que o comportamento superelástico das ligas NiTi
com efeito memória de forma é mais fortemente sensível à temperatura do que à
taxa de deformação. E em concordância com os achados de IIJIMA et al. (2002)
relataram um aumento da superelasticidade com temperaturas menores.
6.2.4 EFEITO DO NÚMERO DE CICLOS DE ESTERILIZAÇÃO
O efeito da esterilização sobre as propriedades dos instrumentos endodônticos
tem sido objeto de vários estudos, mas os resultados são conflitantes. SERENE,
ADAMS & SAXENA (1995) demonstraram que o processo de esterilização aumenta a
microdureza Vickers dos instrumentos de NiTi e que a deformação sofrida pelo
instrumento de NiTi durante o uso clínico pode ser recuperada pelo aquecimento do
mesmo a uma temperatura acima de 125ºC. CANALDA et al. (1998) avaliaram a
influência da esterilização na resistência à torção e à flexão dos instrumentos
endodônticos concluindo que a resistência dos instrumentos de NiTi aumenta com a
esterilização em relação ao material não estéril. YARED, DAGHER & MACHTOU (1999)
demonstraram também que os processos de esterilização não aumentam os riscos
de fratura dos instrumentos de NiTi, eles verificaram que o uso do instrumento
repetido por dez vezes, simulando uma situação clínica, seguido de ciclos de
esterilização não influencia o número de ciclos para a fratura. Eles concluíram,
129
ainda, que o processo de esterilização melhora a resistência à fadiga dos
instrumentos.
MELO, BAHIA & BUONO (2002) relataram que a aplicação de cinco ciclos de
esterilização em instrumentos novos aumentou em 70% o numero de ciclos para a
fratura em comparação com instrumentos que foram esterilizados apenas uma vez.
Já VIANA et al. (2006), demonstraram que as alterações nas propriedades mecânicas
foram insignificantes após cinco ciclos de esterilização, no entanto, com relação à
resistência à fadiga, esta foi aumentada de modo significativo.
No presente trabalho, o número de ciclos de esterilização teve importância no
número de ciclos para a fratura. Para ambas as marcas de instrumentos, a média do
número de ciclos para a fratura aumentou com o número de ciclos de esterilização.
Os instrumentos Profile
®
apresentaram maior média do número de ciclos para a
fratura nos três níveis de esterilização (828,25; 882,50 e 1.050,05) que os
instrumentos K
3™
(451,25; 544,05 e 548,85).
Do ponto de vista metalúrgico, a temperatura alcançada com a esterilização
pode não ser alta o suficiente para produzir modificações significativas na
microestrutura da liga. As modificações necessárias para aumentar a microdureza, a
eficiência de corte e a resistência à fadiga estão relacionadas à precipitação de
partículas de Ti
3
Ni
4
(OTSUKA & REN, 2005). Todavia, é possível que os ciclos
repetidos de esterilização produzam efeitos acumulativos, aumentando, por
exemplo, a microdureza dos instrumentos conforme observado por SERENE, ADAMS &
SAXENA (1995).
É possível que o aumento do número de ciclos para a fratura seja o resultado do
retardo da nucleação e/ou propagação de trincas, que se formam a partir dos
defeitos estruturais da superfície e subsuperfície do instrumento produzidos pelo
processo de usinagem. Sabe-se que a deformação causa a estabilização da
martensita (OTSUKA & REN, 2005; LIU, 1999), além disso, nenhum tratamento térmico
é aplicado ao instrumento após a usinagem (THOMPSON, 2000), assim, VIANA et al.
(2006) propuseram que as regiões da superfície e da subsuperfície da haste
helicoidal do instrumento contêm martensita estabilizada e uma alta concentração de
discordâncias, e que os ciclos de esterilização causam a aniquilação das
discordâncias e a transformação de fase reversa de martensita para austenita. Isto
130
porque a temperatura de esterilização, cerca de 121ºC, é bem acima da temperatura
A
f
, estabelecida em torno de 25º C por BAHIA et al. (2005).
VIANA et al. (2006) afirmaram que ainda que os processos de esterilização não
sejam capazes de tornar os instrumentos endodônticos mais resistentes, pelo menos
eles não produzem efeitos deletérios para a resistência mecânica dos mesmos, o
que possibilita que os instrumentos possam ser reutilizados após a esterilização.
6.2.5 MICRODUREZA VICKERS
No presente trabalho os instrumentos das duas marcas estudadas apresentaram
valores médios de microdureza superiores aos encontrados por SERENE, ADAMS &
SAXENA (1995). Os instrumentos Profile
®
apresentaram microdureza
significativamente maior que a dos instrumentos K
3™
na haste helicoidal após um e
dois ciclos de esterilização. Após três ciclos de esterilização as microdurezas dos
instrumentos das duas marcas foram consideradas iguais.
SERENE, ADAMS & SAXENA (1995) demonstraram que o processo de esterilização
aumenta a microdureza Vickers dos instrumentos de NiTi. Por outro lado, VIANA et al.
(2006) não encontraram alterações significativas nos valores de microdureza dos
instrumentos após cinco ciclos de esterilização. Os resultados do presente trabalho
indicaram que a microdureza da haste helicoidal para os instrumentos Profile
®
diminuiu com o aumento do número de ciclos de esterilização, ao passo que para os
instrumentos K
3™
a microdureza aumentou com aumento do número de ciclos de
esterilização.
Outro aspecto de interesse foi a interação entre os fatores comprimento do arco
do canal e número de ciclos de esterilização. Nos ensaios realizados no canal com
90º os instrumentos que apresentaram maior microdureza foram os submetidos a
três ciclos de esterilização. Quando os ensaios foram realizados no canal com 135º,
os valores de microdureza maiores foram observados nos instrumentos submetidos
a apenas um ciclo de esterilização.
Também foi observada a interação entre a temperatura da solução irrigadora e o
número de ciclos de esterilização. Os instrumentos que foram ensaiados na
131
temperatura de 10ºC apresentaram maior microdureza quando foram submetidos a
três ciclos de esterilização. Já na temperatura de 25ºC, a microdureza maior foi
observada nos instrumentos que sofreram apenas um ciclo de esterilização.
Todavia, os ensaios realizados na temperatura de 10ºC produziram valores médios
de microdureza superiores aos obtidos nos ensaios a 25º C.
6.2.6 ANÁLISE NO MICROSCÓPIO ELETRÔNICO DE VARREDURA
Em todos os instrumentos avaliados no MEV não se observou deformação
plástica na haste helicoidal (FIG. 5.1). A ausência de deformação plástica se deve à
superelasticidade da liga níquel-titânio e ao modelo de ensaio empregado neste
experimento, visto que o instrumento não foi imobilizado no interior do canal.
Através da análise no microscópio eletrônico de varredura verificou-se que na
fratura por flexão rotativa, quando ela é oriunda da propagação de uma única trinca,
a superfície de fratura é relativamente plana e perpendicular ao eixo longitudinal do
instrumento, ao passo que nas fraturas ocasionadas pela propagação de mais de
uma trinca, a superfície apresenta vários planos (FIG. 5.2). Múltiplos pontos de
nucleação de trincas indicam alta concentração de tensão. Quadro que é compatível
com o modelo de ensaio empregado. Nestes casos, as linhas de propagação das
trincas seguem sentidos opostos e estão separadas por pequenas distâncias. As
trincas estavam presentes na superfície das hastes helicoidais dos instrumentos,
junto ao ponto de fratura, ou seja, na área de maior concentração de tensão. As
trincas tinham início junto às depressões das ranhuras advindas do processo de
usinagem dos instrumentos (CETLIN, SILVA & PENNA, 1988) (FIG. 5.10).
A análise da superfície de fratura de todos os instrumentos ensaiados não
revelou diferenças quanto às características morfológicas. As superfícies de fratura
dos instrumentos ensaiados apresentam características morfológicas de fratura do
tipo dúctil (FIG. 5.6). A superfície de fratura do tipo dúctil apresenta uma região lisa
na periferia produzida pela nucleação e propagação lentas da trinca e uma área
fibrosa ampla e central que se refere ao estágio final da fratura (MELO, BAHIA &
132
BUONO, 2002). Em geral, são observadas diversas microtrincas na região de
nucleação e propagação da trinca (FIGs. 5.3 e 5.4).
A superfície de fratura dúctil se caracteriza pela formação e coalescência de
microcavidades formando uma superfície com cavidades hemisféricas ou
parabólicas conhecidas como “dimples”. O seu tamanho está diretamente
relacionado com a microestrutura e com as propriedades mecânicas do material
(FIG. 5.8). A presença de “dimples” representa as duas metades de orifícios que
foram nucleados, cresceram e quando coalesceram formam as duas superfícies de
fratura. Estes orifícios podem ser originados de defeitos pré-existentes, porém
parece mais razoável que sejam conseqüência da concentração de tensões na
ponta de uma banda de escorregamento bloqueada por uma partícula que é aliviada
pelo trincamento da partícula ou pela formação de um orifício na interface da
partícula com a matriz (CETLIN, SILVA & PENNA, 1988).
O processo de fratura dúctil está intimamente ligado à estrutura cristalina e à
possível presença de segunda fase na liga metálica usada na fabricação dos
instrumentos. A fratura do tipo dúctil ocorre em três estágios: nucleação, crescimento
e coalescência de microcavidades. Como as inclusões possuem propriedades
elásticas e plásticas diferentes do cristal da matriz, elas não acompanham as
deformações sofridas pela matriz. Por outro lado, como a matriz não possui a
capacidade de escoar completamente em torno dessas partículas, é iniciado o
processo de falha na interface partícula-matriz mediante a nucleação de
microcavidades em torno de partículas de segunda fase. Com a continuidade do
carregamento, as microcavidades crescem e, em determinado momento, iniciam o
processo de coalescência. À medida que isto ocorre, há redução da área resistente
do material culminando com a fratura. A ocorrência de fratura dúctil em metais pode
também ser associada à concentração de discordâncias em contornos de grão que
inicia o processo de fratura (BROEK, 1986; LOPES et al., 2001).
A propagação de uma trinca sob a influência de tensões alternadas produz
fraturas que exibem uma série de marcas paralelas, normalmente curva,
regularmente espaçadas e orientadas numa direção normal à direção local de
propagação da trinca. Estas marcas recebem o nome de estrias de fadiga (CETLIN,
SILVA & PENNA, 1988) (FIG. 5.9).
133
A avaliação dos instrumentos testados através do MEV revelou a presença de
defeitos nas suas hastes helicoidais. São consideradas falhas ou defeitos de
acabamento superficial as ranhuras e rebarbas oriundas do processo de usinagem
dos instrumentos endodônticos (FIGs. 5.1 e 5.10).
Segundo a teoria da mecânica da fratura, proposta por GRIFFITH (1920), a
presença de ranhuras superficiais aumenta a tensão máxima e a deformação entre
duas a seis vezes, dependendo da forma e do tipo de tensão aplicada. A tensão
máxima e a deformação independem do tamanho absoluto das ranhuras.
Para LOPES et al. (2004), durante as operações de usinagem, pequenas marcas
e ondulações são introduzidas na superfície do instrumento endodôntico pelas
ferramentas de corte. Estes defeitos de acabamento superficial atuam como
concentradores de tensão e induzem a fratura dos instrumentos durante os ensaios
mecânicos ou durante o uso clínico com carregamentos inferiores aos esperados.
Quanto maior o número e o tamanho de defeitos na haste helicoidal de um
instrumento, menor será a tensão necessária para determinar a fratura do mesmo.
Assim, é possível que os resultados do presente trabalho tenham sido influenciados
pelos defeitos presentes nas hastes helicoidais dos instrumentos.
134
7 CONCLUSÕES
A partir dos resultados obtidos no presente experimento foi possível concluir que:
• O número de ciclos de esterilização aumentou a resistência à fratura dos
instrumentos. Os instrumentos que foram submetidos a três ciclos de
esterilização apresentaram maior resistência à fratura;
• A temperatura da solução irrigadora teve influência significativa sobre os
resultados. Os ensaios realizados com a solução a 10ºC aumentaram o número
de ciclos para a fratura em comparação com os ensaios realizados a 25ºC;
• Os instrumentos da marca Profile
®
apresentaram maior número de ciclos para a
fratura em todas as condições ensaiadas;
• Os ensaios realizados no canal com 90º (deformação máxima de 4%)
apresentaram maior número de ciclos para a fratura em comparação com os
ensaios realizados com o canal de 135ºC (deformação máxima de 5%);
• O número de ciclos esperado para a fratura (NE) pode ser calculado conforme
abaixo:
NE = 1.696,13 + 1.212,65 I – 6,40 A – 50,66 T + 232,35 E – 7,67 I.A – 10,93 I.T +
31,05 I.E + 0,24 A.T – 2,13.A.E + 5,00 T.E
Onde,
NE é o número esperado de ciclos para a fratura
I é o fator instrumento;
A é o fator comprimento do arco do canal;
T é o fator temperatura da solução irrigadora, e
E é o fator número de ciclos de esterilização.
E desde que as variáveis independentes assumam valores entre os níveis inferior e
superior estabelecidos no presente trabalho.
• A microdureza dos instrumentos ensaiados, medida na haste helicoidal, foi
menor do que a obtida nas amostras como recebida.
135
• A análise por meio do MEV revelou que:
• Não ocorreu deformação plástica visível na haste helicoidal dos
instrumentos;
• A superfície de fratura dos instrumentos ensaiados em todas as condições
não apresenta diferenças relevantes, e
• As características morfológicas da superfície de fratura são de fratura do
tipo dúctil.
136
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143
9 APÊNDICE
144
9.1 APÊNDICE 1: TABELAS DE TEMPO E NÚMERO DE CICLOS PARA A
FRATURA E DE MEDIDAS DE MICRODUREZA VICKERS
TAB. 9.1 Tempo (T) em segundos e número de ciclos (N) para ocorrer a fratura dos
instrumentos Profile
®
ensaiados no canal de 90º, na temperatura de 10º C e
submetidos a 1, 2 e 3 ciclos de esterilização (CE).
1 CE 2 CE 3 CE
#
T(s) N T(s) N T(s) N
1 512,66
1.709
502,90 1.676
536,44 1.788
2 323,38
1.078
371,72 1.239
627,34 2.091
3 478,47
1.595
243,12 810
577,15 1.924
4 362,44
1.208
595,78 1.986
365,78 1.219
5 430,91
1.436
475,75 1.586
496,17 1.654
m 421,57
1.405,20 437,80 1.459,40 520,57 1.735,20
dp 78,67 262,30 135,00 450,15 99,25 330,93
TAB. 9.2 Tempo (T) em segundos e número de ciclos (N) para ocorrer a fratura dos
instrumentos Profile
®
ensaiados no canal de 90º, na temperatura de 25º C e
submetidos a 1, 2 e 3 ciclos de esterilização (CE).
1 CE 2 CE 3 CE #
T(s) N T(s) N T(s) N
1 251,22
837
365,44 1.218 232,62 775
2 200,62
669
318,41 1.061 452,87 1.510
3 190,93
636
133,34 444 306,37 1.021
4 211,6 705
282,37 941 415,60 1.385
5 226,9 756
210,84 703 348,60 1.162
m 216,25
720,60 262,08 873,40 351,21 1.170,60
dp 23,68 78,84 91,47 304,93 87,40 291,59
145
TAB. 9.3 Tempo (T) em segundos e número de ciclos (N) para ocorrer a fratura dos
instrumentos Profile
®
ensaiados no canal de 135º, na temperatura de 10º C e
submetidos a 1, 2 e 3 ciclos de esterilização (CE).
1 CE 2 CE 3 CE
#
T(s) N T(s) N T(s) N
1 177,22
591 200,47 668 210,81 703
2 195,19
651 204,00 680 217,29 724
3 264,62
882 128,28 428 205,35 685
4 181,88
606 230,59 769 193,41 645
5 194,22
647 160,03 533 195,50 652
m 202,62
675,40 184,67 615,60 204,47 681,80
dp 35,51 118,34 40,37 134,57 10,10 33,47
TAB. 9.4 Tempo (T) em segundos e número de ciclos (N) para ocorrer a fratura dos
instrumentos Profile
®
ensaiados no canal de 135º, na temperatura de 25º C e
submetidos a 1, 2 e 3 ciclos de esterilização (CE).
1 CE 2 CE 3 CE #
T(s) N T(s) N T(s) N
1 105,72
352 138,07 460 181,75 606
2 167,35
558 227,37 758 182,75 609
3 158,79
529 159,59 532 183,16 611
4 165,72
552 205,81 686 148,19 494
5 170,28
568 141,62 472 222,84 743
m 153,57
511,80 174,49 581,60 183,74 612,60
dp 27,08 90,47 40,01 133,48 26,44 88,21
146
TAB. 9.5 Tempo (T) em segundos e número de ciclos (N) para ocorrer a fratura dos
instrumentos K
3™
ensaiados no canal de 90º, na temperatura de 10º C e submetidos
a 1, 2 e 3 ciclos de esterilização (CE).
1 CE 2 CE 3 CE
#
T(s) N T(s) N T(s) N
1 172,60
575 158,91 530 104,50 348
2 176,35
588 102,69 342 182,15 607
3 145,72
486 151,84 506 105,37 351
4 122,57
409 148,88 496 127,97 427
5 96,81 323 123,69 412 110,18 367
m 142,81
476,20 137,20 457,20 126,03 420,00
dp 33,71 112,18 23,42 78,26 32,77 109,28
TAB. 9.6 Tempo (T) em segundos e número de ciclos (N) para ocorrer a fratura dos
instrumentos K
3™
ensaiados no canal de 90º, na temperatura de 25º C e submetidos
a 1, 2 e 3 ciclos de esterilização (CE).
1 CE 2 CE 3 CE #
T(s) N T(s) N T(s) N
1 75,97 253 211,53 705 221,72 739
2 122,81
409 148,59 495 173,53 578
3 135,13
450 88,66 296 196,91 656
4 121,34
404 137,06 457 170,13 567
5 68,28 228 182,54 608 210,10 700
m 104,70
348,80 153,68 512,20 194,48 648,00
dp 30,34 100,85 46,67 155,27 22,49 75,01
147
TAB. 9.7 Tempo (T) em segundos e número de ciclos (N) para ocorrer a fratura dos
instrumentos K
3™
ensaiados no canal de 135º, na temperatura de 10º C e
submetidos a 1, 2 e 3 ciclos de esterilização (CE).
1 CE 2 CE 3 CE
#
T(s) N T(s) N T(s) N
1 168,25
561 211,94 706 201,59 672
2 156,57
522 166,35 555 192,43 641
3 132,16
441 137,06 457 179,13 597
4 130,59
435 227,75 759 177,87 593
5 260,25
868 194,63 649 184,44 615
m 169,56
565,40 187,54 625,20 187,18 623,60
dp 53,18 177,44 36,26 120,64 9,90 33,02
TAB. 9.8 Tempo (T) em segundos e número de ciclos (N) para ocorrer a fratura dos
instrumentos K
3™
ensaiados no canal de 135º, na temperatura de 25º C e
submetidos a 1, 2 e 3 ciclos de esterilização (CE).
1 CE 2 CE 3 CE #
T(s) N T(s) N T(s) N
1 112,62
375 111,22 371 108,60 362
2 81,60 272 173,22 577 211,75 706
3 122,47
408 169,84 566 195,09 650
4 150,35
501 202,12 674 116,32 388
5 155,06
517 215,88 720 124,04 413
m 124,42
414,60 174,43 581,60 151,16 503,80
dp 29,94 99,87 40,32 134,45 48,38 161,26
148
TAB. 9.9 Medidas da microdureza Vickers dos instrumentos Profile®
INTERMEDIÁRIO HASTE HELICOIDAL
GRUPO
MED 1
MED 2
MED 3
MED 1
MED 2
MED 3
P-90-10-1 432,70
538,90
404,90
423,56
457,61
408,96
P-90-10-1 410,60
418,50
575,50
408,70
434,80
449,90
P-90-10-2 559,80
521,80
530,20
326,00
366,30
356,70
P-90-10-2 456,70
445,50
465,90
371,20
369,50
330,10
P-90-10-3 424,50
377,90
465,90
334,30
386,60
341,50
P-90-10-3 434,30
396,70
367,90
397,40
369,50
332,90
P-90-25-1 403,00
516,30
485,10
361,40
343,00
356,70
P-90-25-1 424,50
516,30
314,00
332,90
358,20
352,00
P-90-25-2 395,60
424,50
473,00
443,40
346,00
359,80
P-90-25-2 544,70
412,60
513,60
393,80
330,10
361,40
P-90-25-3 436,80
461,20
347,50
372,90
350,50
310,20
P-90-25-3 412,60
441,20
510,90
314,00
349,00
338,60
P-135-10-1 363,00
420,40
401,10
463,60
443,40
454,40
P-135-10-1 401,10
439,10
404,90
359,80
349,00
475,40
P-135-10-2 566,00
541,80
477,80
449,90
374,50
386,60
P-135-10-2 468,20
530,20
562,90
434,80
383,10
490,10
P-135-10-3 403,00
424,50
327,30
465,90
480,20
485,10
P-135-10-3 439,10
519,10
371,20
328,70
470,60
347,50
P-135-25-1 430,60
412,60
390,20
461,20
495,20
418,50
P-135-25-1 443,40
490,10
490,10
491,90
377,90
497,80
P-135-25-2 572,30
591,90
475,40
332,90
275,30
383,10
P-135-25-2 475,40
434,80
403,00
410,60
344,50
323,20
P-135-25-3 343,00
416,50
447,70
366,30
376,20
335,70
P-135-25-3 324,60
408,70
388,40
338,60
358,20
300,20
PROFILE NOVA
468,20
550,70
428,60
482,70
326,00
503,00
PROFILE NOVA
418,50
443,40
404,90
422,50
383,11
608,90
149
TAB. 9.10 Medidas da microdureza Vickers dos instrumentos K
3™
INTERMEDIÁRIO HASTE HELICOIDAL
GRUPO
MED 1
MED 2
MED 3
MED 1
MED 2
MED 3
K-90-10-1 305,1
300,2
286,3
317,90
305,10
321,19
K-90-10-1 305,1
297,8
302,7
317,90
352,00
295,50
K-90-10-2 369,5
401,1
305,1
330,10
279,60
299,00
K-90-10-2 334,3
346
271,1
328,70
330,10
334,30
K-90-10-3 296,7
363
308,9
369,50
424,50
418,50
K-90-10-3 332,9
426,5
269,1
344,50
321,90
307,60
K-90-25-1 350,5
350,5
326
310,20
379,60
284,00
K-90-25-1 305,1
367,9
363
328,70
356,70
315,30
K-90-25-2 331,5
363
353,6
386,60
381,40
280,70
K-90-25-2 303,9
355,1
293,1
319,20
299,00
296,70
K-90-25-3 332,9
317,9
327,3
404,90
314,00
422,50
K-90-25-3 349
383,1
422,5
311,40
470,60
289,70
K-135-10-1
364,6
314
349
290,80
355,10
356,70
K-135-10-1
353,6
346
321,9
359,80
323,20
269,10
K-135-10-2
372,9
388,4
332,9
410,60
381,40
334,30
K-135-10-2
390,2
403
391,9
347,50
372,90
367,90
K-135-10-3
388,4
371,2
422,5
285,10
299,00
327,30
K-135-10-3
307,6
408,7
371,2
403,00
434,80
428,60
K-135-25-1
281,8
391,9
279,6
321,90
346,00
279,60
K-135-25-1
296,7
299
449,9
312,70
352,00
340,10
K-135-25-2
401,1
330,1
420,4
284,00
311,40
338,60
K-135-25-2
436,9
428,6
338,6
397,40
344,50
410,60
K-135-25-3
330,1
330,1
326
443,40
379,60
374,50
K-135-25-3
289,7
332,9
335,7
341,50
367,90
326,00
K3 NOVA 395,6
356,7
497,8
332,90
393,80
299,00
K3 NOVA 320,6
383,1
530,2
458,90
430,60
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