PROTET. STOMATOL., 2010, LX, 2, 112-123
Porównanie wytrzymałości zębów odbudowanych za pomocą
indywidualnych wkładów koronowo-korzeniowych metalowych
i standardowych kompozytowych wzmacnianych włóknami
szklanymi
Comparison of the strength of teeth restored by individual cast dowels and
prefabricated fiberglass-reinforced composite posts
Beata Dejak
Z Zakładu Protetyki Stomatologicznej Katedry Stomatologii Odtwórczej UM w A
odzi
Kierownik Zakładu: dr hab. n. med. B. Dejak
HASA
A INDEKSOWE: KEY WORDS:
lane wkłady koronowo-korzeniowe, wkłady kompozy- cast dowels, glass fiber-reinforcedcomposite(FRC)posts,
towe wzmacniane włóknem szklanym, wytrzymałość strength of teeth restored with posts, contact stresses in ad-
zębów odbudowanych wkładami koronowo-korzenio- hesive interface around posts, finite element method
wymi, naprężenia kontaktowe wokół wkładów, metoda
elementów skończonych
Streszczenie Summary
Cel pracy. Celem pracy było porównanie wytrzyma- Aim of the study. To compare the strength of cen-
łości zębów odbudowanych wkładami lanymi i wkłada- tral incisors restored with cast dowels versus fiberglass
mi FRC oraz ocena zespolenia tych uzupełnień z zębi- reinforced composite posts and to analyse the bond
nÄ…. strength of these appliances to dentin.
Materiał i metoda. Badanie przeprowadzono FEA z Material and methods. The investigation was based
wykorzystaniem elementów kontaktowych. Stworzono on the finite element analysis with use of contact ele-
3D trójwymiarowe modele zębów pierwszych siecznych ments. Three 3-D models of central incisor were cre-
szczęki A  zęba nienaruszonego, B  zęba odbudowane- ated: A  intact tooth, B  tooth with FRC post and C 
go FRC post oraz C  zęba odbudowanego lanym wkła- tooth restored with cast metal NiCr dowel. Each model
dem NiCr. Każdy model poddano obciążeniu siłą 100N was subjected to a force of 100 N applied under palatal
rozÅ‚ożonÄ… równomiernie pod guzkiem jÄ™zykowym, pod cusp, angled 130°, to the long axis of teeth. To evalu-
kÄ…tem 130°. Do oceny wytężenia tkanek zÄ™bów, cerami- ate the strength of tooth tissues, the following criteria
ki i kompozytów zastosowano zmodyfikowane kryterium were used: the modified von Mises failure criterion for
zniszczenia von Mises (mvM), dla włókna szklanego ceramic and composites; the Tsai-Wu failure criterion
kryterium zniszczenia Tsai-Wu, a dla metalu kryterium for FRC and the Huber-Mises-Hencky failure criterion
Hubera-Misesa-Henckye go. Naprężenia zredukowa- for cast alloy NiCr. The equivalent stresses occurring in
ne powstałe w modelach porównano z wytrzymałością the tested models were compared to the tensile strength
poszczególnych materiałów na rozciąganie. Obliczono of the materials. Contact stresses in the cement-tissue
także naprężenia kontaktowe w połączeniu wkładów adhesive interface were calculated and compared to
oraz koron ze strukturami zęba i porównano je z wy- tensile and shear bond strength of the luting cement to
trzymałością połączenia na rozciąganie i ścinanie ce- dentin.
mentu kompozytowego do zębiny. Results. Maximal mvM stresses in dentin of the te-
112
Wkłady koronowo-korzeniowe
Wyniki. Maksymalne naprężenia mvM w zębinie zę- eth restored with FRC post were 21% lower and with
bów odbudowanych FRC post były o 21%, a z wkładami cast dowel were 25% lower than in the intact tooth (14
lanymi Cr-Ni o 25% mniejsze w porównaniu z napręże- MPa). The stresses in cast dowel were several-fold hi-
niami w nietkniętym zębie (14 MPa). Naprężenia mvM gher than in FRC post. Maximum mvM stresses in the
we wkładach metalowych były wielokrotnie wyższe niż resin cement around metal dowel reached 6.2 MPa, and
w FRC post. Największe naprężenia mvM w cemencie around FRC post 9.6 MPa. In all ceramic crowns le-
wokół wkładów metalowych wyniosły 6,2 MPa, a wo- aned on metal cores, the highest mvM stresses reached
kół wkładu FRC 9,6 MPa. W koronie pełnoceramicznej 23 MPa, and on the composite core 30.7 MPa.
opartej na metalowym rdzeniu maksymalne naprężenia Conclusions. Posts made of materials with high mo-
mvM wyniosły 23 MPa, zaś na rdzeniu kompozytowym duli of elasticity reinforce the structure of teeth. The
30,7 MPa. teeth with metal dowel should have higher fracture re-
Wnioski. Wkłady koronowo-korzeniowe wykonane z sistance than those with FRC post. Under physiologi-
materiałów o wyższym module elastyczności od zębiny cal loadings, these posts in incisal teeth, irrespective
wzmacniają struktury zębów. Zęby odbudowane wkła- of whether cast or FRC, are neither exposed to damage
dami metalowymi powinny być bardziej odporne na zła- nor to debond. Ceramic crowns leaned on metal cores
mania niż zęby z FRC. Podczas fizjologicznych obciążeń demonstrate higher strength and better adhesion than
wkłady kk, niezależnie czy wykonane z metalu, czy FRC those on composite cores.
nie są narażone na uszkodzenie ani odcementowanie.
Korony ceramiczne oparte na metalowych rdzeniach sÄ…
potencjalnie bardziej odporne na zniszczenie i bardziej
szczelne niż na rdzeniach kompozytowych.
Wstęp Wytrzymałość i trwałość odbudowy zęba wkła-
dem zależy od materiału wkładu, jego długości, sze-
Wkładami koronowo-korzeniowymi odbudowu- rokości i długości ścian korzenia, dobrego zespole-
je się zęby wyleczone endodontycznie, których nia wkładu z tkankami, obecności struktury nadzią-
struktury naddziąsłowe zostały znacznie zniszczo- słowej zęba objętej koroną oraz obciążenia zęba (7).
ne, nie gwarantują dobrej retencji korony protetycz- Pomimo wielu badań MES nie udało się dotychczas
nej i podczas żucia mogą ulec złamaniu w szyjce określić jednoznacznie, jaki rodzaj zastosowanego
zęba (1). Najczęściej stosowane są indywidualne, wkładu koronowo-korzeniowego zapewni większą
lane wkłady koronowo-korzeniowe lub prefabry- wytrzymałość odbudowywanym zębom. Według
kowane, wykonane z kompozytu wzmacnianego niektórych autorów, im większy moduł Younga ma
włóknem szklanym (fibreglass-reiforced compo- materiał, z którego wykonano wkład, tym większe
site  FRC). naprężenia koncentrują się w nim samym, a mniej-
Wkłady indywidualne są odlewane ze stopów sze naprężenia są przenoszone na zębinę, koronę i
metali, które charakteryzują się wysokim modułem cement (8-11). Natomiast według innych badań, w
elastyczności (stopy złota  95GPa, stal chromowo- zębach wokół wkładów FRC występują mniejsze i
-niklowa  188GPa) (2, 3). Wkłady FRC mają wła- równomierniej rozłożone naprężenia niż w zębach
ściwości anizotropowe (4). Moduł Younga wzdłuż z wkładami metalowymi (12-18).
długiej osi wkładu wynosi 39 GPa (zgodnie z kie- Laboratoryjne testy wytrzymałościowe także nie
runkiem ułożenia włókien), natomiast w kierunku pozwoliły jednoznacznie rozstrzygnąć, jaki rodzaj
prostopadłym 9.5 GPa (4). Wkłady ze stopów złota wkładu jest lepszy. Według jednych badań zęby
mają 7-krotnie większą wytrzymałość na zginanie odbudowane wkładami FRC miały większą odpor-
(1542MPa) w porównaniu z zębiną (213MPa) (5). ność na złamania w porównaniu z zębami z wkła-
Wkłady wzmacniane włóknami szklanymi mają dami metalowymi (19, 20). Inne testy wykazały, że
mniejszą wytrzymałość na zginanie (879MPa) w do złamania zębów z wkładami lanymi należy użyć
porównaniu z metalowymi, chociaż nadal 4-krot- większej statycznej siły niż do zniszczenia zębów
nie większą od zębiny (5, 6). odbudowanych wkładami FRC, choć w obu przy-
PROTETYKA STOMATOLOGICZNA, 2010, LX, 2 113
B. Dejak
padkach obciążenie przekracza przeciętną siłę żu- mm (model A) (ryc. 1a). Model zęba usytuowa-
cia (21-25). Niszcząca siła wywołuje przeważnie ny był w układzie współrzędnych tak, że oś Z była
uszkodzenie mniej wytrzymałej zębiny, nie wkła- równoległa do długiej osi zęba, oś X wskazywała
du, niezależnie od jego rodzaju. Złamania zębów z mezjalną stronę, a oś Y skierowana była do przed-
FRC z reguły występują w szyjce zęba, w przeci- sionkowej części zęba.
wieństwie do z
le rokujÄ…cych, wewnÄ…trzkorzenio- ZÄ…b opracowano pod koronÄ™ ceramicznÄ… zgodnie
wych złamań zębów z wkładami indywidualnymi z regułami (36). Nachylenie ścian osiowych wyno-
metalowymi (26-29). Stwierdzono doświadczalnie, siło 10o, brzeg sieczny skrócono o 2 mm, wzdłuż
że zęby zrekonstruowane FRC są bardziej odpor- girlandy dziąsłowej wytworzono stopień typu ro-
ne na zmęczenie (30-31). Natomiast długoczaso- unded shoulder o szerokości 0,8 mm. Wykonano
we kliniczne obserwacje nie wykazały statystycz- skan opracowanej korony zęba Dental 3D Scanner
nych różnic w trwałości i ilości powikłań między D250 (3ShapeA/S, Kopenhaga, Dania). Chmurę
odbudową zębów w oparciu o wkłady lane i FRC punktów wprowadzono do programu Ansys i na ich
(32, 33). podstawie stworzono bryłę opracowanej korony zę-
Celem pracy było porównanie wytrzymałości ba. Wygenerowano dodatkowo warstwę o grubości
zębów odbudowanych wkładami lanymi i wkła- 0,1 mm, otaczającą opracowaną koronę, która imi-
dami FRC oraz ocena zespolenia tych uzupełnień towała cement. Bryłę tą dodano do modelu A. W
z zębiną. preprocesorze programu Ansys stworzono walec o
wymiarach 15 mm x 1,2 mm, zakończony ściętym
Materiał i metoda stożkiem, otoczony warstwą 0,1 mm imitującą ce-
ment. Bryłę tą wprowadzono w kanał i komorę zę-
Tworzenie modeli zębów do obliczeń MES ba, a następnie dodano do modelu zęba. Model zęba
Skanerem laserowym Dental 3D Scanner D250 przecięto płaszczyzną prostopadłą do długiej osi, w
(3ShapeA/S, Kopenhaga, Dania) wykonano skany odległości 2 mm od szyjki zęba. W ten sposób stwo-
powierzchni zęba pierwszego siecznego lewego rzono model zęba z standardowym wkładem FRC i
szczęki. Skany przetworzono za pomocą oprogra- koroną protetyczną (model B) (ryc. 1b).
mowania 3Shape Dental Designer CAD. Zbiory Na podobnej zasadzie wygenerowano walec o
z rozszerzeniem PTS, zawierające współrzędne długości 10 mm i średnicy 1,2 mm, zakończony
punktów na powierzchniach badanego zęba wpro- ściętym stożkiem. Wprowadzono go w kanał ko-
wadzono do programu metody elementów skoń- rzenia, wzdłuż osi zęba i dodano do modelu zęba.
czonych ANSYS 10 (ANSYS wersja 10, ANSYS Bryłę korony zęba przecięto płaszczyzną prostopa-
Inc., Canonsburg, Pa, USA) (34). Wykonano tak- dłą do długiej osi, stanowiącą powierzchnię nośną
że CT badanego zęba aparatem GXCB-500/i-CAT wkładu. Wokół walca i powierzchni nośnej zamo-
(Gendex Dental Systems, Des Plaines, IL, USA) delowano warstwę cementu o grubości 0,1 mm. Tak
Punkty na powierzchni zęba (uzyskane ze skane- powstał model zęba z indywidualnym lanym wkła-
ra) oraz punkty na granicy szkliwa, zębiny i mia- dem koronowo-korzeniowym i koroną protetyczną
zgi (uzyskane z CT), w poziomych warstwach (co (model C) (ryc. 1c).
1 mm) wprowadzono do preprocesora programu.
Punkty te połączono krzywymi i na ich podstawie Dane materiałowe
odtworzono pola przekrojów poprzecznych zęba. Założono, że indywidualny wkład koronowo-ko-
Połączenie pól przekrojów poprzecznych pozwo- rzeniowy był wykonany ze stopu chromowo-niklo-
liło na utworzenie bryły modelu zęba siecznego wego, a standardowy z kompozytu wzmacnianego
przyśrodkowego, podzielonego na szkliwo, zębi- włóknami szklanymi. Korna była wykonana z cera-
nę i miazgę. Wielkość i kształt zęba były zgodne z miki leucytowej Empress 1 (Ivoclar, Vivadent AG,
danymi z anatomicznego atlasu (35). Korona mia- Schaan, Lichtenstein). Oba wkłady były adhezyj-
ła długość 10,5 mm, szerokość medialno  dystalną nie, idealnie zespolone ze strukturami zęba cemen-
8,5 mm, a długość korzenia wynosiła 13mm. Wokół tem kompozytowym Variolink II (Ivoclar, Vivadent
korzenia zęba zamodelowano ozębną o grubości 0.2 AG, Schaan, Lichtenstein).
114 PROTETYKA STOMATOLOGICZNA, 2010, LX, 2
Wkłady koronowo-korzeniowe
Ryc. 1. Modele zębów siecznych przyśrodkowych szczęki; a  nienaruszony ząb, b  ząb z wkładem kompozytowym
wzmacnianym włóknami szklanymi, c  ząb z wkładem lanym metalowym NiCr.
Wprowadzono wartości modułów elastyczności i kompozytu rdzenia korony (41MPa, 293 MPa) (47),
współczynników Poissona dla szkliwa (37), zębiny ceramiki (48.8MPa, 162.9MPa) (48) oraz cementu
(38, 39), ozębnej (40), stopu chromowo-niklowego kompozytowego (45.1MPa, 178MPa) (49).
(3), wkładu wzmacnianego włóknem szklanym (4),
cementu kompozytowego (41), kompozytu rdze- Podział modeli na elementy skończone
nia korony (42), ceramiki korony (43). Dane zesta- W celu dokonania obliczeń każdy model zęba
wiono w tabeli I. Założono, że materiały użyte w podzielono na 10-węzłowe strukturalne bryłowe
modelu były liniowe, elastyczne, homogenne, izo- elementy (Solid 187). W modelu nietkniętego zę-
tropowe (prócz wkładu FRC), ale miały różną wy- ba A użyto 71243 elementów złączonych w 98476
trzymałość na ściskanie i rozciąganie. Przyjęto war- węzłach, w modelu B zęba ze standardowym wkła-
tości wytrzymałości na rozciąganie i ściskanie dla dem kk  86480 elementów złączonych w 115645
szkliwa (11,5MPa, 384MPa) (2, 44), zębiny (105,5 węzłach, w modelu C zęba z indywidualnym wkła-
MPa, 297MPa) (2, 45), stopu chromowo-niklowe- dem kk  85916 elementów złączonych w 114959
go (710MPa) (3), kompozytu wzmacnianego włók- węzłach. W połączeniu cementu z tkankami wo-
nem szklanym (73/1200MPa, 160/1000MPa) (46), kół wkładów i pod koronami zastosowano pary
T a b e l a I . Mechaniczne właściwości materiałów użytych w badanych modelach
Materiał Moduł elastyczności [GPa] Współczynnik Poisson
Szkliwo 84,1 0,33
Zębina 18,6 0,31
Ozębna 0,05 0,45
Stop NiCr 188 0,33
Kompozyt wzmacniany włóknem szklanym Ez =37 Exy=9,5 ½z=0,34 ½xy=0,27
Ceramika leucytowa 65,0 0,19
Kompozyt rdzenia 14,1 0,24
Cement kompozytowy 8,3 0,35
PROTETYKA STOMATOLOGICZNA, 2010, LX, 2 115
B. Dejak
związanych elementów kontaktowych Targe 170 i współczynnik k wynosi 1, dlatego kryterium przy-
Conta 174. biera formÄ™ kryterium Hubera-Misesa-Henckye go
(HMH). Do oceny wytężenia włókna szklanego,
Utwierdzenia modeli i obciążenia które charakteryzuje się silnymi właściwościami
Modele A, B, C utwierdzono w węzłach na ze- anizotropowymi zastosowano kryterium Tsai-Wu,
wnętrznej powierzchni ozębnej i poddano obciąże- stosowane do kompozytów wzmacnianych włók-
niu skośnemu, które symulowało siły, jakim pod- nami (53). Według tych kryteriów materiał ulegnie
legają zęby sieczne podczas zaciskania w zwarciu zniszczeniu, gdy wartości naprężeń zredukowanych
centralnym. Miały one wartość sumaryczną 100N przekroczą wartość jego wytrzymałości na rozcią-
(50) i były rozłożone równomiernie do węzłów le- ganie (52, 53). Wyniki obliczeń przedstawiono w
żących pod guzkiem językowym, w miejscu kon- postaci map tych naprężeń w zębinie, szkliwie,
taktu z zębami przeciwstawnymi, pod kątem 130o wkładach kk, cemencie i koronie protetycznej mo-
do długiej osi zęba (ryc. 2) (51). deli zębów siecznych. Maksymalne wartości naprę-
żeń zredukowanych powstałe w materiałach mode-
Obliczenia li porównano między sobą i z wytrzymałością tych
materiałów na rozciąganie.
Obliczono także kontaktowe naprężenia ściska-
jące, rozciągające i ścinające występujące w połą-
czeniu cementu i tkankami wokół wkładów oraz
pod koronÄ…. Przedstawiono je graficznie w po-
staci map na powierzchniach kontaktów z tkan-
kami. Maksymalne wartości kontaktowych naprę-
żeń rozciągających porównano z wytrzymałością
na rozciąganie TBS połączenia cementu kompo-
zytowego Variolink II ze szkliwem i zębiną (54).
Podobnie maksymalne wartości kontaktowych na-
prężeń ścinających porównano z wytrzymałością na
ścinanie SBS połączenia cementu kompozytowego
Variolink II z tkankami (55).
Ryc. 2. Model zęba siecznego poddany dziłaniu sił sko-
śnych  przyłożonych pod guzkiem językowym.
Wyniki
Obliczono składowe naprężeń (naprężenia nor- Wartości maksymalnych naprężeń mvM wystę-
malne, naprężenia styczne, główne) w 3 modelach pujących w poszczególnych materiałach modeli
podczas obciążenia skośnego. Symulacja kontak- podczas obciążenia skośnego zostały zaprezento-
towa przeprowadzona metodą elementów skończo- wane w tabeli II, największych naprężeń kontakto-
nych jest analizÄ… nieliniowÄ…, dlatego wymaga, aby wych w tabeli III.
obciążenie było podzielone na kroki. Obciążenie skośne nietkniętego zęba (model A)
Tkanki zębów, kompozyty i ceramika charakte- wywołało w szkliwie naprężenia mvM 21,6 MPa
ryzują się różną wytrzymałością na rozciąganie i na skoncentrowane pod guzkiem podniebiennym (tab.
ściskanie. Jednym z kryteriów używanych do oce- II). W zębinie naprężenia mvM 14 MPa powstały w
ny wytężenia takich materiałów w złożonych sta- ścianie podniebiennej korzenia (ryc. 3a).
nach naprężeń jest zmodyfikowane kryterium von Zastosowanie wkładu FRC wywołało w zębi-
Misesa (mvM) (52). Uwzględnia ono iloraz wytrzy- nie naprężenia mvM 11 MPa (model B) (ryc. 3b).
małości na ściskanie i wytrzymałości na rozciąga- Odbudowa zęba metalowym wkładem koronowo-
nie (współczynnik k), który np. dla szkliwa wynosi -korzeniowy (model C) spowodowała większą re-
33,4, dla zębiny 2,8, dla ceramiki leucytowej 3,3, dukcję naprężeń mvM w zębinie odpowiednio 10,5
dla cementu kompozytowego 3,9. Dla stopu NiCr MPa (tab. II).
116 PROTETYKA STOMATOLOGICZNA, 2010, LX, 2
Wkłady koronowo-korzeniowe
T a b e l a I I . Maksymalne wartości naprężeń zredukowanych w modelach badanych zębów siecznych przy-
środkowych szczęki z wkładami koronowo-korzeniowymi z różnych materiałów (MPa)
Największe naprężenia mvM (MPa)
Symbol
Model
korona kompozyt cement cement
modelu
wkład zębina
ceramiczna rdzenia korony wkładu
21,6
A zÄ…b 14,0
(szkliwo)
zÄ…b
0,06
B z wkładem 30,7 14,54 11,0 13,8 9,6
(wsp. Tsai-Wu)
FRC
zÄ…b
C z wkładem 23,0 67,9 10,5 12,6 6,2
metalowym
T a b e l a I I I . Maksymalne wartości naprężeń kontaktowych w połączeniu cementu z zębiną wokół wkładów i
pod koronami badanych zębów siecznych przyśrodkowych szczęki z wkładami koronowo-korzeniowymi z róż-
nych materiałów (MPa)
Największe naprężenia kontaktowe (MPa)
Symbol
Model pod koroną wokół wkładu
modelu
rozciągające ścinające rozciągające ścinające
ząb z wkładem
B 11,3 3,4 5,2 1,6
FRC
ząb z wkładem
C 8,8 3,0 4,8 0,9
metalowym
Ryc. 3. Rozkład naprężeń według zmodyfikowanego kryterium zniszczenia von Mises w:
a) zębinie nienaruszonego zęba siecznego (Model A),
b) zębinie zęba siecznego z wkładem FRC (Model B).
PROTETYKA STOMATOLOGICZNA, 2010, LX, 2 117
B. Dejak
W ceramicznej koronie opartej na wkładzie FRC granicy rdzenia i zębiny 1,6 MPa (tab. III).
i kompozytowym rdzeniu (model B) naprężenia Rozkład naprężeń w zębie z lanym wkładem
koncentrowały się w miejscach przyłożenia sił oraz (model C) był podobny jak w zębie z wkładem FRC
brzegu dodziąsłowym uzupełnienia, osiągając mak- (model B), ale wartości uległy redukcji. Podczas
symalną wartość 30,7 MPa (ryc. 4a) (tab. II). W ce- obciążenia skośnego, w ceramicznej koronie mak-
mencie kompozytowym łączącym koronę z rdze- symalne naprężenia mvM 23 MPa wystąpiły pod
niem, podczas obciążenia skośnego, maksymalne guzkiem podniebiennym (ryc. 5a) (tab. II). W ce-
naprężenia mvM zlokalizowały się wokół dodzią- mencie pod koroną osiągnęły 12,6 MPa (tab. II).
słowego, podniebiennego brzegu korony i wyniosły Wokół brzegu korony powstały również najwięk-
13,8 MPa (ryc. 4b) (tab. II). W tym miejscu wystą- sze naprężenia rozciągające 3 MPa (tab. III). We
piły także maksymalne naprężenia rozciągające 11,3 wkładzie metalowym koncentracja maksymalnych
MPa (tab. III). Wokół brzegu wargowego korony po- naprężeń zredukowanych HMH o wartości 64,8
wstały największe naprężenia kontaktowe ścinające MPa wystąpiła w połączeniu części koronowej z
3,4 MPa (tab. III). W wkładzie FRC współczynnik korzeniową (ryc. 5b) (tab. II). Wokół trzonu wkła-
Tsai-Wu nie przekroczył 0,06 (ryc. 4c) (tab. II). W du metalowego w cemencie naprężenia mvM wy-
cemencie wokół tego wkładu naprężenia mvM osią- niosły 6,2 MPa (tab. II). Naprężenia kontaktowe
gnęły 9,6 MPa (tab. II). Naprężenia kontaktowe roz- rozciągające (4,8 MPa) i ścinające (0,9 MPa), kon-
ciągające skoncentrowały się wokół granicy rdzenia centrowały się wokół powierzchni nośnej wkładu
i trzonu wkładu i wyniosły 5,2 MPa, a ścinające na (ryc. 5c,d) (tab. III).
Ryc. 4. Rozkład naprężeń w modelu zęba z wkładem
FRC (Model B).
a) Rozkład naprężeń mvM w ceramice leucytowej koro-
ny protetycznej.
b) Rozkład naprężeń mvM w cemencie kompozytowym
łączącym koroną ceramiczną z zębiną.
c) Rozkład współczynnika Tsai-Wu we wkładzie FRC.
118 PROTETYKA STOMATOLOGICZNA, 2010, LX, 2
Wkłady koronowo-korzeniowe
Ryc. 5. Rozkład naprężeń w modelu zęba z wkładem koronowo-korzeniowym lanym NiCr (Model C).
a) Rozkład naprężeń mvM w ceramice leucytowej korony protetycznej.
b) Rozkład naprężeń von Mises we wkładzie lanym.
c) Rozkład naprężeń ściskających i rozciągających w adhezyjnym połączeniu cementu z zębiną wokół wkładu me-
talowego (ciemnogranatowy kolor wskazuje maksymalne naprężenia kontaktowe rozciągające).
d) Rozkład naprężeń ścinających w adhezyjnym połączeniu cementu z zębiną wokół wkładu metalowego (czerwony
kolor wskazuje maksymalne naprężenia kontaktowe ścinające).
Dyskusja woduje zmniejszenie naprężeń w tkankach zęba,
szczególnie w przyszyjkowej zębinie. Potwierdzają
Z przeprowadzonych badań wynika, że zastoso- to wytrzymałościowe testy przeprowadzone przez
wanie wkładu FRC spowodowało redukcje naprę- Bonfante i wsp. (25) i Qing i wsp. (22), w których
żeń w zębinie o 21%, a wkładu lanego o 25% w zniszczenie zębów z wkładami metalowymi wyma-
porównaniu do naprężeń w nienaruszonym zębie gało użycia sił statystycznie znacząco większych
(tab. II). Im materiał wkładu kk miał większy moduł niż do złamania zębów z wkładami FRC. Także
elastyczności tym mniejsze naprężenia powstały w inni autorzy wykazali, że lane wkłady zapewniają
zębinie rekonstruowanych zębów. Jest to zgodne z większą odporność na złamania zębom w porów-
badaniami FEA Asmunssen i wsp. (9), Pierrisnard naniu z wkładami standardowymi wzmacnianymi
i wsp. (8), Okamoto i wsp. (10) i Pegoretti i wsp. włóknami (21, 22, 24).
(11), z których wynika, że użycie wkładów koro- Wartości naprężeń w samych wkładach zależały
nowo-korzeniowych ze sztywnych materiałów po- od modułu elastyczności materiałów, z jakich zo-
PROTETYKA STOMATOLOGICZNA, 2010, LX, 2 119
B. Dejak
stały wykonane. We wkładzie metalowym miały Podobne badania 3D FEA przeprowadzili
one 10krotnie mniejsze wartości od wytrzymało- Bosichian i wsp., Silva i wsp., Lanza i wsp., Okada
ści stopu NiCr na rozciąganie (3), a we wkładzie i wsp., a 2D FEA Adanir i wsp., Albuquerque i
FRC od współczynnik Tsai-Wu osiągnął wartość wsp., Nakamura i wsp. (12-17). Wyciągnęli oni
0,06 (współczynnik 1 wskazuje na zagrożenie ma- wnioski, że wkłady FRC generują w zębie podczas
teriału). Według kryteriów, w obu przypadkach na- obciążeń mniejsze i bardziej homogennie rozłożo-
prężenia zredukowane były znacznie niższe od wy- ne naprężenia niż wkłady metalowe. W badaniach
trzymałości tych materiałów. Jeżeli wkłady koro- tych nie analizowano naprężeń w poszczególnych
nowo-korzeniowe są prawidłowo zacementowane materiałach, tylko w całych modelach. Do oceny
i mają średnicę 1,2 mm, to w czasie fizjologicznych
wytężenia materiałów autorzy powyższych prac
obciążeń nie istnieje niebezpieczeństwo ich uszko- zastosowali kryterium Hubera-Misesa-Henckiego,
dzenia niezależnie od materiału, z jakiego zostały
które nie uwzględnia różnic w wytrzymałości tych
wykonane.
materiałów na rozciąganie i ściskanie. W tej pracy
Im sztywniejszy był wkład koronowo-korzenio- dla tkanek zęba, ceramiki i kompozytów zastoso-
wy tym niższe były naprężenia mvM w cemencie
wano zmodyfikowane kryterium von Misesa, a dla
wokół niego (wokół metalowego o 35% mniejsze
kompozytów wzmacnianych włóknami szklany-
niż wokół FRC) oraz niższe naprężenia kontakto- mi kryterium Tsai-Wu. Kryteria te uwzględniające
we w połączeniu jego z tkankami. Naprężenia te
specyficzne właściwości materiałów, pozwoliły na
nie przekroczyły TBS i SBS cementu Variolink II
ocenę ich wytężenia bliższą rzeczywistości. W po-
do zębiny korzenia (55).
przednich pracach nie badano także naprężeń kon-
W ceramicznych koronach opartych na wkła-
taktowych w połączeniu wkładów z zębiną. W tej
dach koronowo-korzeniowych maksymalne naprÄ™-
pracy, wokół uzupełnień na granicy cementu z tkan-
żenia mvM wystąpiły w miejscach przyłożenia sił
kami zastosowano elementy kontaktowe w opcji
(w brzegu siecznym i pod guzkami podniebiennymi
 bonded . Pozwoliło to obliczyć naprężenia kon-
zębów) oraz w przyszyjkowych brzegach uzupeł-
taktowe rozciągające, ściskające i ścinające oraz
nień. Nie przekroczyły one wytrzymałości ceramiki
zwizualizować ich rozkład na całej powierzchni
leucytowej na rozciÄ…ganie (48). W ceramice koro-
połączenia cementu ze strukturami zębów wokół
ny opartej na rdzeniu metalowym naprężenia były
wkładów koronowo-korzeniowych i pod koronami
mniejsze o 25% niż w koronie na rdzeniu kompozy-
ceramicznymi.
towym. Również w cemencie łączącym koronę pro-
tetyczną z metalowym rdzeniem powstały napręże-
Wnioski
nia mvM mniejsze o 9% niż z rdzeniem kompozyto-
wym. Lokalnie naprężenia kontaktowe rozciągają- 1. W strukturach zębów odbudowanych metalowymi
ce w połączeniu brzegu korony z tkankami zęba w wkładami koronowo-korzeniowymi powstają
obu przypadkach, przekroczyły TBS cementu kom- mniejsze naprężenia mvM niż w zębach z wkładami
FRC. Zęby odbudowane wkładami metalowymi
pozytowego Variolink II do zębiny (54). Sytuacja
powinny wykazywać większą odporność na
ta sprzyja wystąpieniu nieszczelności wokół stop-
złamania niż zęby z FRC.
nia korony pełnoceramicznej. Im wyższy był mo-
2. Naprężenia zredukowane we wkładach metalowych
duł elastyczności rdzenia, tym mniejsze naprężenia
oraz FRC były wielokrotnie niższe od wytrzymałości
mvM wystąpiły w koronie protetycznej, cemencie
tych materiałów na rozciąganie. Podczas
łączącym ją z tkankami zęba oraz mniejsze naprę-
fizjologicznych obciążeń wkłady koronowo-
żenia kontaktowe w połączeniu korony z zębiną.
korzeniowe w zębach siecznych niezależnie czy
Wyniki te są zgodne z doświadczalnymi badania-
wykonane z metalu, czy wzmacniane włóknami nie
mi in vitro przeprowadzonymi przez Forberger i
są narażone na uszkodzenie.
Gothring (1), według których im sztywniejszy był
3. Zastosowanie sztywnego, metalowego rdzenia
rdzeń korony tym korona protetyczna wykazywała
wywołuje mniejsze naprężenia w ceramice korony
większą odporność na złamania i lepszą integrację
protetycznej, w cemencie łączącym ją z zębem
brzeżną podczas termocyklicznych obciążeń. oraz w połączeniu cementu z zębiną w porównaniu
120 PROTETYKA STOMATOLOGICZNA, 2010, LX, 2
Wkłady koronowo-korzeniowe
do rdzenia kompozytowego. Korony ceramiczne
11. Pegoretti A., Fambri L., Zappini G., Bianchetti
oparte na metalowych rdzeniach sÄ… potencjalnie
M.: Finite element analysis of a glass fibre reinfor-
bardziej odporne na zniszczenie i bardziej szczelne
ced composite endodontic post. Biomat., 2002, 23,
niż na rdzeniach kompozytowych.
2667-2682.
12. Boschian Pest L., Guidotti S., Pietrabissa R.,
Piśmiennictwo
Gagliani M.: Stress distribution in a post-restored
tooth using the three-dimensional finite element
1. Forberger N., Göhring T. N.: Influence of the type method. J. Oral Rehabil., 2006, 33, 690-697.
of post and core on in vitro marginal continuity, 13. Lanza A., Aversa R., Rengo S., Apicella D., Apicella
fracture resistance, and fracture mode of lithia disi- A.: 3D FEA of cemented steel, glass and carbon
licate-based all-ceramic crowns. J. Prosthet. Dent., posts in a maxillary incisor. Dent. Mater., 2005, 21,
2008, 100, 264-273. 709-715.
2. Powers J., Sakaguchi R.: Craig s restorative dental 14. Okada D., Miura H., Suzuki C., Komada W., Shin
materials. 12th ed.,St. Louis, Mosby, 2006. p. 61, C., Yamamoto M., Masuoka D.: Stress distribution
65. in roots restored with different types of post sys-
3. Morris H. F.: The mechanical properties of metal tems with composite resin. Dent. Mater. J., 2008,
ceramic alloys as cast and after simulated porcelain 27, 605-611.
firing. J Prosthet. Dent., 1989, 61, 160-169. 15. Adanir N., Belli S.: Stress analysis of a maxillary
4. Silva N. R., Castro C. G., Santos-Filho P. C., Silva central incisor restored with different posts. Eur. J.
G. R., Campos R. E., Soares P. V., Soares C. J.: Dent., 2007, 1, 67-71.
Influence of different post design and composition 16. Albuquerque Rde C., Polleto L. T., Fontana R. H.,
on stress distribution in maxillary central incisor, Cimini C. A.: Stress analysis of an upper central in-
Finite element analysis. Indian J. Dent. Res., 2009, cisor restored with different posts. J. Oral Rehabil.,
20, 153-158. 2003, 30, 936-943.
5. Plotino G, Grande N. M., Bedini R., Pameijer CH., 17. Nakamura T., Ohyama T., Waki T., Kinuta S.,
Somma F.: Flexural properties of endodontic posts Wakabayashi K., Mutobe Y., Takano N., Yatani H.:
and human root dentin. Dent. Mater., 2007, 23, Stress analysis of endodontically treated anterior te-
1129-1135. eth restored with different types of post material.
6. Lassila L. V., Tanner J., Le Bell A. M., Narva K., Dent. Mater. J., 2006, 25, 145-150.
Vallittu P. K.: Flexural properties of fiber reinforced 18. Maceri F., Martignoni M., Vairo G. J.: Mechanical
root canal posts. Dent. Mater., 2004, Jan, 20, 1, 29- behaviour of endodontic restorations with multi-
-36. ple prefabricated posts, a finite-element approach.
7. Fernandes A. S., Shetty S., Coutinho I.: Factors Biomech., 2007, 40, 2386-2398.
determining post selection, a literature review. J. 19. Rosentritt M., Sikora M., Behr M., Handel G.: In
Prosthet. Dent., 2003, 90, 556-562. vitro fracture resistance and marginal adaptation of
8. Pierrisnard L., Bohin F., Renault P., Barquinsd M.: metallic and tooth-coloured post systems. J. Oral
Corono-radicular reconstruction of pulpless teeth, A Rehabil., 2004, 31, 675-681.
mechanical study using finite element analysis. J. 20. González-Lluch C., Rodríguez-Cervantes P. J.,
Prosthet. Dent., 2002, 88, 442-448. Sancho-Bru J. L., Pérez-González A., Barjau-
9. Asmussen E., Peutzfeldt A., Sahafi A.: Finite ele- Escribano A., Vergara-Monedero M., Forner-
ment analysis of stresses in endodontically treated, Navarro L.: Influence of material and diameter of
dowel-restored teeth. J. Prosthet. Dent., 2005, 94, pre-fabricated posts on maxillary central incisors
321-329. restored with crown. J. Oral Rehabil., 2009, 36,
10. Okamoto K, Ino T, Iwase N, Shimizu E, Suzuki 737-747.
M, Satoh G, Ohkawa S, Fujisawa M.: Three- 21. Kivanç B. H., Alaçam T., Ulusoy O. I., Genç O.,
dimensional finite element analysis of stress distri- Görgül G.: Fracture resistance of thin-walled roots
bution in composite resin cores with fiber posts of restored with different post systems. Int. Endod. J.,
varying diameters. Dent. Mater. J., 2008,27,49-55. 2009 Nov, 42, 11, 997-1003.
PROTETYKA STOMATOLOGICZNA, 2010, LX, 2 121
B. Dejak
22. Qing H., Zhu Z., Chao Y., Zhang W.: In vitro evalu- 33. Jung R.: A comparision of composite post bu-
ation of the fracture resistance of anterior endodon- idups and cast gold-and-core buildups for the resto-
tically treated teeth restored with glass fiber and zir- ration of nonvital teeth after 5 to 10 years. Int. J.
con posts. J. Prosthet. Dent., 2007, 97, 93-98. Prosthodont., 2007, 20, 63-69.
23. Martínez-Insua A., da Silva L., Rilo B., Santana U.: 34. Zienkiewicz O, Tylor R.: Finite element method.
Comparison of the fracture resistances of pulpless Volume1. The basis. 5 ed. Oxford, Butterworth-
teeth restored with a cast post and core or carbon- Heinemann, 2000. p. 87-110.
-fiber post with a composite core. J. Prosthet. Dent., 35. Ash M., Nelson S.: Wheeler s dental anatomy, phy-
1998, 80, 527-532. siology and occlusion. 8 ed. Philadelphia, Saunders
24. Marchi G. M., Mitsui F. H., Cavalcanti A. N.: Effect Co, 2003, p.297-314.
of remaining dentine structure and thermal-mecha- 36. Shillingburg H., Hobo S., Whitsett L. D., Jacobi R.,
nical aging on the fracture resistance of bovine ro- Bracket S.: Fundamentals of fixed prosthodontics.
ots with different post and core systems. Int. Endod. 3th ed. Qintessence, Chicago, 1997, p.433-454.
J., 2008, 41, 969-976. 37. Habelitz S., Marshall S., Marshall G., Balooch M.:
25. Bonfante G., Kaizer O. B., Pegoraro L. F., do Valle Mechanical properties of human dental enamel on
A. L.: Fracture strength of teeth with flared root ca- the nanometre scale. Arch. Oral Biol., 2001, 46,
nals restored with glass fibre posts. Int. Dent. J., 173-183.
2007, 57, 153-160. 38. Craig R., Peyton F.: Elastic and mechanical proper-
26. Hayashi M., Takahashi Y., Imazato S.: Fracture resi- ties of human dentin. J. Dent. Res., 1958, 37, 710-
stance of pulpless teeth restored with post-cores and -718.
crowns. Dent. Mater., 2006, 22, 477-485. 39. Kinney J., Marshall S., Marshall G.: The mecha-
27. Cormier C. J., Burns D. R., Moon P.: In vitro com- nical properties of human dentin. A critical review
parison of the fracture resistance and failure mode and re-evaluation of the dental literature. Crit. Rev.
of fiber, ceramic and conventional post systems at Oral Biol. Med., 2003, 14, 13-29.
various stages of restoration. J. Prosthodont., 2001, 40. Rees J., Jacopsen P.: Elastic modulus of the perio-
10, 26-36. dontal ligament. Biomaterials 1997, 18, 995-999.
28. Newman M. P., Yaman P., Dennison J.: Fracture 41. Magne P., Perakis N., Belser U., Krejci I.: Stress di-
resistance of endodontically treated teeth restored stribution of inlay-anchored adhesive fixed partial
with composite posts. J. Prosthet. Dent., 2003, 89, dentures. A finite element analysis of influence of
360-367. restorative materials and abutment preparation de-
29. Fokkinga W. A., Kreulen C. M., Vallittu P. K.: A sign. J. Prosthet. Dent., 2002, 87, 516-527.
structured analysis of in vitro failure loads and fa- 42. Willems G., Lambrechts P., Braem M., Celis J. P.,
ilure modes of fiber, metal and ceramic post-and- Vanherle G.: A classification of dental composites
-core systems. Int. J. Prosthodont., 2004, 17, 476- according to their morphological and mechanical
-482. characteristics. Dent. Mater., 1992, 8, 310-319.
30. Goto Y., Nicholls J. I., Phillips K. M., Junge T.: 43. Albakry M., Guazzato M., Swain M.: Biaxial flexu-
Fatigue resistance of endodontically treated te- ral strength, elastic moduli, and x-ray diffraction
eth restored with three dowel-and-core systems. J. characterization of three pressable all-ceramic ma-
Prosthet. Dent., 2005, 93, 45-50. terials. J. Prosthet. Dent., 2003, 89, 374-380.
31. Hu S., Osada T., Shimizu T., Warita K., Kawawa T.: 44. Giannini M., Soares C., Carvalho R.: Ultimate ten-
Resistance to cyclic fatigue and fracture of structu- sile strength of tooth structures. Dent. Mat., 2004,
rally compromised root restored with different post 20, 322-329.
and core restorations. Dent. Mater. J., 2005, 24, 45. Sano H., Ciucchi B., Matthews W., Pashley D.:
225-231. Tensile properties of mineralized and deminerali-
32. Bolla M., Muller-Bolla M., Borg C., Lupi-Pegurier zed human and bovine dentin. J. Dent. Res., 1994,
L., Laplanche O., Leforestier E.: Root canal posts 73, 1205-1211.
for the restoration of root filled teeth. Cochrane 46. Philips L.N.: Design with Advanced Composite
Database Syst. Rev., 2007, 24, 1, CD004623. Materials. New York. Springer-Verlag, 1989.
122 PROTETYKA STOMATOLOGICZNA, 2010, LX, 2
Wkłady koronowo-korzeniowe
47. Eldiwany M., Powers J., George L.: Mechanical 52. De Groot R., Peters M., De Haan Y., Dop G.,
properties of direct and post-cured composites. Am Plasschaert A.: Failure stress criteria for composite
J. Dent., 1993, 6, 5, 222-224.
resin. J. Dent. Res., 1987, 66, 1748-1752.
48. Probster L., Geis-Gerstorfer J., Kirchner E.,
53. Tsai S. W., Hahn H. T.: Introduction to composi-
Kanjantra P.: In vitro evaluation of a glass cera- te materials. Westport, TechnomicPublishing Co,
mic restorative material. J. Oral Rehabil., 1997, 24,
1980. p. 276-81, 302-6.
636 645.
54. Hikita K., Van Meerbeek B., De Munck J., Ikeda T.,
49. White S., Yu Z.: Compressive and diametral ten-
Van Landuyt K., Maida T.: Bonding effectiveness of
sile strengths of current adhesive luting agents. J.
adhesive luting agents to enamel and dentin. Dent.
Prosthet. Dent., 1993, 69, 568-572.
Mater., 2007, 23, 71-80.
50. Fontijn-Tekamp F. A., Slagter A. P., Van der Bilt A.,
55. Abo-Hamar S., Hiller K., Jung H., Federlin M.,
Van THol M. A., Witter D. J., Kalk W., Jansen J. A.:
Friedl K., Schmalz G.: Bond strength of a new uni-
Biting and chewing overdentures, full dentures and
versal self-adhesive resin luting cement to dentin
natural dentitions. J. Dent. Res., 2000, 79, 1519-
and enamel. Clin. Oral Investig., 2005, 9, 161-167.
-1524.
51. Kraus B., Jordan R., Abrams L.: Dental anatomy
Zaakceptowano do druku: 28.I.2010 r.
and occlusion. Baltimore, Williams & Wilkins Co,
Adres autorów: 92-213 A
ódz
, ul. Pomorska 251
1969. p. 227. © ZarzÄ…d Główny PTS 2010.
PROTETYKA STOMATOLOGICZNA, 2010, LX, 2 123