Análise do comportamento mecânico do uhmwpe de grau médico através da metodologia de taxa de crescimento de trinca de fadiga



Baixar 307.03 Kb.
Página1/2
Encontro27.02.2018
Tamanho307.03 Kb.
  1   2



ANÁLISE DO COMPORTAMENTO MECÂNICO DO UHMWPE DE GRAU MÉDICO ATRAVÉS DA METODOLOGIA DE TAXA DE CRESCIMENTO DE TRINCA DE FADIGA
Oliveira, B.J.S1, Bolfarini, C.2

1Depto. de Engenharia de Materiais, Universidade Federal de São Carlos, São Carlos (SP), Brasil

2Depto. de Engenharia de Materiais, Universidade Federal de São Carlos, São Carlos (SP), Brasil

E-mail: bruno.jsoliveira@hotmail.com



Resumo. Há muitos anos o UHMWPE irradiado é utilizado como componente de suporte para superfícies metálicas de próteses, devido às melhorias das propriedades de desgaste conferidas pela irradiação. Estudos indicam que este processo piora as propriedades de resistência ao crescimento de trincas de fadiga, mas a comunidade científica só vem voltando seus olhos para este fato nos últimos 10 anos, principalmente através da filosofia tolerante a defeitos, que afirma que o importante é definir com que velocidade uma trinca crescerá, pois o defeito inicial já está presente. Este trabalho comparou os resultados já obtidos na medição da velocidade de trincas a partir de levantamento de literatura e de gráficos representativos visando determinar as condições mais interessantes de irradiação do UHMWPE, considerando o método da taxa de crescimento de trinca de fadiga (norma ASTM E647); aferiu a validade da filosofia tolerante a defeitos a partir da utilização de dados de esforços biomecânicos diários aplicados a cálculos decorrentes da norma supracitada; aproximou geometricamente os componentes de quadril e ombro para verificar a diferença do fator de forma na obtenção dos resultados e procurou verificar a validade, da filosofia tolerante a defeitos e do ensaio de taxa de crescimento de trinca de fadiga, na determinação da propriedade de resistência ao crescimento de trincas no UHMWPE para aplicações reais. Conclui-se que a faixa ótima de irradiação dos UHMWPE é de 50kGy a 100kGy, que o método da taxa de crescimento de trinca de fadiga funciona melhor como instrumento de comparação de propriedades do que como um bom meio de extrapolar resultados para a realidade de uso do UHMWPE e que a filosofia tolerante a defeitos parece adequada no que concerne à utilização como ferramenta de desenvolvimento de produtos na extrapolação para atividades diárias de uma pessoa em recuperação, principalmente para articulações de quadril e ombro.
Palavras-chave: UHMWPE, Fadiga, Irradiação, Próteses.

1. INTRODUÇÃO
O UHMWPE com ligações cruzadas (causadas por irradiação) apresenta grande potencial para a melhoria da resistência ao desgaste e longevidade de dispositivos médicos ortopédicos. Apesar deste material já ser usado há muito tempo, apenas nos últimos anos os procedimentos para criação das ligações cruzadas passaram a ser realizados de maneira controlada. O mais importante nesta metodologia é a refusão ou recozimento do polietileno para eliminação de radicais livres como dito por Sun et.al.(1996). Além disso, estudos recentes dentro da comunidade ortopédica demonstram que um comportamento ótimo em desgaste do UHMWPE é obtido usando um mínimo de 50-150KGy de radiação como afirma Muratoglu et.al(1999).

Um nível alto de ligações cruzadas resulta em restrição do movimento das cadeias na região amorfa e, como resultado, este processo reduz os mecanismos de plasticidade à disposição do polímero. A deformação plástica mostrou-se o mecanismo principal para o processo de orientação induzida por tensão e por um comportamento concomitante de endurecimento por deformação, observados no UHMWPE sem ligações cruzadas. Esta evolução microestrutural associada a tensões de pico agindo no polímero foi nomeada de “camada de dano induzido por plasticidade” e foi observada nas camadas sob a superfície de dispositivos médicos ortopédicos para profundidades de muitos micra, sendo bastante importante, uma vez que o fenômeno tem sido ligado aos processos de desgaste nos dispositivos feitos de UHMWPE, como visto em Edidin et.al.(1999).

A produção de ligações cruzadas por irradiação tem sido vista como a grande solução para os problemas de falha deste tipo de dispositivo devido às melhores características de desgaste; de qualquer maneira, a resistência à fratura e fadiga do polímero nesse estado para aplicações de carregamento cíclico se mantém uma área de discussão intensa. Por exemplo, já é estabelecido que a criação de ligações cruzadas resulta em diminuição da deformação de fratura da resina, no entanto, esta menor plasticidade (que é benéfica contra o desgaste) já demonstrou reduzir a dureza e a resistência à propagação de trincas de fadiga para este material, como afirmado por Gomoll et.al.(2000) e Baker et.al.(1999). No entanto, é importante salientar que até a presente data há uma profusão de trabalhos reforçando os efeitos benéficos das ligações cruzadas na melhoria da resistência ao desgaste do UHMWPE, mas estudos investigando o papel das mesmas no comportamento em fadiga ainda são poucos, o que reforça o intuito do presente trabalho.

Além disso, é comum esbarrar na dicotomia aparente que existe nos resultados reportados na literatura. Por exemplo, O’Connor et al.(1999) reportaram que nenhuma falha foi observada em suas amostras com ligações cruzadas após 20 milhões de ciclos, enquanto Baker et al.(1999) observaram que as ligações cruzadas resultaram numa diminuição significativa da resistência à propagação de trinca de fadiga.

Esse conflito aparente resulta de uma diferença na abordagem filosófica usada na definição de resistência à fadiga. O primeiro utilizou uma abordagem de vida total que envolveu carregamento cíclico das amostras sem concentradores de tensão. Nesse caso, a não existência de uma falha não exclui a possibilidade da existência de pequenos defeitos gerados por causa de danos cíclicos, e esse tipo de dano é uma preocupação clínica. O segundo estudo aplicou uma filosofia considerando um defeito pré-existente, envolvendo o carregamento cíclico de amostras entalhadas com uma pequena trinca tipo I na ponta do entalhe. Essa análise conservadora envolveu uma abordagem via mecânica de fratura e mediu a resistência à propagação da trinca de fadiga, ou seja, o primeiro aborda a resistência ao início de um defeito, enquanto o segundo mede a resistência ao crescimento de um defeito, como discutido por Baker et.al.(2003). Encontram-se aí mais motivos para uma abordagem deste problema, procurando-se a definição e justificativa de um ponto de vista mais vantajoso.

Além das questões envolvendo mecanismos de desgaste superficial, observou-se que o UHMWPE sofre um efeito de delaminação quando em serviço. Esse fenômeno é caracterizado por danos ao material que se encontra abaixo da superfície, permitindo que detritos na forma de placa se soltem, causando desgaste severo, sendo muito observado em componentes tibiais sujeitos a carregamentos em próteses de substituição de joelho, como afirmado por Klapperich et.al.(1999).

A produção de detritos de UHMWPE pode levar à osteólise, que é uma resposta imune a antígenos que causa perda óssea nas proximidades do implante, podendo levar ao afrouxamento do implante, mudança dos estados de tensão locais e subsequente necessidade de troca. Ambos os processos dependem consideravelmente do processo de fratura, então caracterizar melhor as propriedades de fratura do UHMWPE, seja irradiado ou não, é de importância fundamental para o desenvolvimento e design de implantes ortopédicos, como pode ser visto em Gencur et.al.(2006).

Assim, o principal objetivo deste trabalho será questionar a validade da filosofia tolerante a defeitos e também do método da taxa de crescimento de trinca de fadiga (ASTM E647) para:

1º: comparar a melhor condição de uso do UHMWPE entre as diferentes condições mais utilizadas, através de curvas experimentais levantadas por diferentes autores.

2º: aferir, através de cálculos baseados em valores de esforços biomecânicos, o quanto pode este método ser utilizado como referência na obtenção de resultados que condizem com a realidade de uso dos produtos, para três diferentes regiões de solicitação: ombro, joelho e quadril, os três casos mais comuns nas cirurgias de artroplastia total na atualidade.

3º: aferir novamente, aproximando melhor a geometria da copa acetabular (para quadril) e do componente glenoidal (para ombro), tendo em vista a diferença considerável entre suas geometrias e a do corpo de prova previsto na norma, para que se possa observar melhor o efeito desta diferença.

4º: determinar de maneira satisfatória as propriedades mecânicas preponderantes ao crescimento destas trincas em corpos de prova poliméricos, destacadamente o UHMWPE de grau médico e suas versões irradiadas.



2. MATERIAIS E MÉTODOS
Primeiramente, foi realizada intensa pesquisa no sentido de encontrar curvas resultantes do ensaio de crescimento de trinca de fadiga representando testes com diferentes níveis de irradiação na literatura, tendo-se como pré-requisito o uso de trabalhos em que o grupo de controle fosse sempre uma versão do mesmo UHMWPE não irradiado, por vezes tendo sido apenas recozido ou refundido para estabilização e considerando que os corpos de prova dentro do mesmo experimento fossem também da mesma resina. A profusão de resultados tendo em vista este cenário não é muito significativa, mas algumas curvas foram encontradas, para três diferentes autores, um deles em dois momentos: Baker et. al.(2003), Gencur et. al.(2006), Puértolas et. Al.(2006) e Baker (2001). Estes resultados foram comparados e analisados.

Secundariamente, foram colhidos valores de força máxima e mínima envolvidos em atividades utilizando os quadris (10 atividades), os ombros (10 atividades) e os joelhos (8 atividades), a maioria de ordem corriqueira, visando uma avaliação coerente. Estes valores foram subtraídos para obtenção de um ΔP envolvendo cada uma das atividades.

De posse destes valores, utilizaram-se os trabalhos de Baker et. al.(2003) e Gencur et. al.(2006) para obtenção das características geométricas de suas respectivas amostras. Estes foram escolhidos, pois utilizaram as mesmas resinas entre si (GUR 1050 da Ticona) em sua versão mais atual, sem estearato de cálcio, o que permite comparação entre seus resultados e, portanto, entre os cálculos resultantes do tratamento de seus dados. Esses valores de geometria foram utilizados juntamente dos ΔP obtidos na Eq.(1), levando a valores de ΔK, que foram localizados em seus respectivos gráficos, levando a valores de da/dN correspondentes. Como as escalas dos gráficos são pouco objetivas, quando em dúvida sempre foi considerado o valor mais baixo de da/dN. Abaixo, a Eq.(1):


(1)




A partir dos valores de da/dN foi possível projetar o crescimento da trinca para aquela atividade após um dado número de ciclos, no caso, adotado como 5 milhões de ciclos, valor de referência encontrado em diferentes normas internacionais; estes dados foram organizados em tabelas. Ao fim, um cálculo simples foi feito para determinar a taxa máxima que deveria ser encontrada para que uma trinca de 1 mm nucleasse após esta quantidade de ciclos.

Abaixo, um fluxograma deste roteiro de atividades:


fluxograma: processo 18fluxograma: processo 22fluxograma: processo 25fluxograma: processo 296fluxograma: processo 297fluxograma: processo 305conector de seta reta 313conector de seta reta 314conector de seta reta 315conector de seta reta 316conector de seta reta 317conector de seta reta 318conector de seta reta 320conector de seta reta 321

conector de seta reta 319

Terminada esta etapa, foi realizada uma aproximação geométrica das copas acetabulares (para quadril) e dos componentes glenoidais (para ombro) considerando-os como calotas esféricas. As grandezas importantes nestas aproximações são mostradas abaixo, na Fig. 1 e na Fig. 2.


conector reto 334conector reto 335conector reto 336conector reto 337
t

D

Figura 1: Grandezas medidas na aproximação de uma copa acetabular para uma hemisfera. Figura retirada de Currier et. al. (2007)


conector reto 339conector reto 340conector reto 341conector reto 342conector reto 343conector reto 344conector reto 345conector reto 346
t

h
conector reto 350 conector reto 351
D


Figura 2: Grandezas medidas na aproximação de um componente glenoidal para uma calota esférica. Figura retirada de http://jwi.charite.de/en/ (2011).
Assim, para as grandezas acima descritas, pode-se observar a Tabela 1:
Tabela 1: Valores utilizados para as grandezas importantes na aproximação geométrica dos componentes. O valor de r, não descrito acima, é apenas o raio, metade de D.

 

ACETÁBULO

GLENÓIDE

D (mm)

50

25

r (mm)

25

12,5

t (mm)

10

5

h (mm)

n/a

2

Com estes valores foi possível calcular a pressão ΔT agindo sobre os componentes para uma dada atividade, dividindo-se ΔP pelas respectivas áreas superficiais das geometrias consideradas, como se pode observar abaixo, primeiro para a copa acetabular na Eq.(2):

(2)

E depois para o componente glenoidal na Eq.(3):


(3)


A partir dos valores obtidos, foi necessário calcular a tensão média atuante na propagação da trinca, considerando que para calotas esféricas é verdadeira a condição σ1 = σ2. Esse cálculo se dá então pela Eq.(4) abaixo:

(4)

Dado o valor de σ, pode-se partir para a determinação do valor de ΔK, valor final de interesse, representado na Eq.(5):


(5)




Onde a é o tamanho da pré-trinca, diferente para Baker et. al.(2003) e Gencur et. al.(2006), respectivamente 5 mm e 12 mm, e Y é um fator geométrico decorrente da consideração de que o comportamento das fraturas se assemelha ao de uma trinca lateral em um corpo de dimensões finitas. Este comportamento pode ser aproximado pelo ábaco da Fig. 3 mostrada abaixo, que justifica o valor adotado de Y como 2, para os valores de 2a/W próximos aos utilizados pelos autores supracitados:

Figura 3: Ábaco para a determinação do fator geométrico Y a partir da relação 2a/W de cada autor.

Novamente os valores de ΔK, foram localizados nos respectivos gráficos, levando a valores de da/dN correspondentes. Como as escalas dos gráficos são pouco objetivas, quando em dúvida sempre foi considerado o valor mais baixo de da/dN. A partir destes foi possível projetar o crescimento da trinca para cada uma das mesmas atividades anteriores após o mesmo número de ciclos. Cabe ressaltar que não foi realizada aproximação para o platô tibial, uma vez que a geometria de suas regiões solicitadas já se assemelha àquela dos corpos de prova CT.

Todos os resultados, para a geometria dos corpos de prova CT e para as geometrias aproximadas dos componentes de ombro e quadril, foram organizados em tabelas e analisados para gerar discussões posteriores.


3. RESULTADOS E DISCUSSÕES
Abaixo, apresentam-se os gráficos (do mais antigo ao mais novo) de crescimento de trinca de fadiga, divididos por autor, nas Figuras de 4 a 7:

Figura 4:Taxa de crescimento de trinca de fadiga, segundo Baker, D.A(2001)

Figura 5: Taxa de crescimento de trinca de fadiga, segundo Baker et. al.(2003)

Figura 6: Taxa de crescimento de trinca de fadiga, segundo Puértolas et. al. (2006)



Figura 7: Taxa de crescimento de trinca de fadiga, segundo Gencur et. al.(2006)

Agora, podem-se apresentar as tabelas finais de resultados com os valores procurados, divididas por região do corpo. Após cada uma das tabelas para um dado autor considerando o corpo de prova CT, será apresentada uma tabela considerando as geometrias aproximadas definidas na seção de metodologia do presente trabalho, afim de que seja fácil estabelecer comparações. Há uma tabela de geometria aproximada para cada autor, pois o valor da pré-trinca de cada um é diferente. Deve-se frisar que todos os valores de peso corporal e porcentagens de peso corporal usados para cada atividade foram extraídos da base de dados Orthoload (2011). Assim, surgirão, na ordem, 4 tabelas para fêmur, 4 para ombro e 2 para joelho, que não passou por aproximação geométrica. As Tabelas de 2 a 5 são para fêmur, as Tabelas 6 a 9 são para ombro e as Tabelas 10 e 11 são para joelho.

Valores PC (propagação catastrófica) de ΔK são altos demais e não estão nos gráficos e por isso os asteriscos; valores CS (crescimento subcrítico) de ΔK estão com fonte vermelha; valores TE (trinca estática) de ΔK estão com fonte azul.

Tabela 2: Valores (fêmur) para Baker et. al. (2003). Os asteriscos indicam valores altos demais que não estão no gráfico de origem (Figura 5)


Atividade

ΔP

(N)


ΔK

(MPa.m1/2)



Regime

da/dN

(mm/ciclo)



Após 5 milhões

de ciclos (m)



Entrando

na banheira



2118,5

23,03

PC

*

*

Deitando

na cama


997,5

10,84

PC

*

*

Andando de bicicleta (40 rpm)

475,0

5,16

PC

*

*

Entrando no carro (motorista)

1957,0

21,27

PC

*

*

Sentando numa

cadeira


1350,2

14,68

PC

*

*

Deitado de bruços e levantando a perna

1360,8

14,79

PC

*

*

Sentado (banco), mãos no joelho.

415,8

4,52

PC

*

*

Descendo escadas com apoio

1748,0

19,00

PC

*

*

Subindo escadas com apoio

1729,0

18,80

PC

*

*

Cama elástica: pulando com as duas pernas

1878,0

20,42

PC

*

*

Tabela 3: Valores (fêmur) para Baker et. al.(2003) considerando a geometria aproximada. O gráfico de origem é a Figura 5



Atividade

ΔP

(N)


ΔK

(MPa.m1/2)



Regime

da/dN

(mm/ciclo)



Após 5 milhões

de ciclos (m)



Entrando

na banheira



2118,5

0,19

TE

1,00E-07

0,0005

Deitando

na cama


997,5

0,09

TE

1,00E-07

0,0005

Andando de bicicleta (40 rpm)

475,0

0,04

TE

1,00E-07

0,0005

Entrando no carro (motorista)

1957,0

0,18

TE

1,00E-07

0,0005

Sentando numa

cadeira


1350,2

0,12

TE

1,00E-07

0,0005

Deitado de bruços e levantando a perna

1360,8

0,12

TE

1,00E-07

0,0005

Sentado (banco), mãos no joelho.

415,8

0,04

TE

1,00E-07

0,0005

Descendo escadas com apoio

1748,0

0,16

TE

1,00E-07

0,0005

Subindo escadas com apoio

1729,0

0,16

TE

1,00E-07

0,0005

Cama elástica: pulando com as duas pernas

1878,0

0,17

TE

1,00E-07

0,0005

Tabela 4: Valores (fêmur) para Gencur et. al.(2006). Os asteriscos indicam valores altos demais que não estão no gráfico de origem (Figura 7)

Atividade

ΔP

(N)


ΔK

(MPa.m1/2)



Regime

da/dN

(mm/ciclo)



Após 5 milhões

de ciclos (m)



Entrando

na banheira



2118,5

5,95

PC

*

*

Deitando

na cama


997,5

2,80

CS

1,00E-02

50

Andando de bicicleta (40 rpm)

475,0

1,34

CS

1,00E-04

0,5

Entrando no carro (motorista)

1957,0

5,50

PC

*

*

Sentando numa

cadeira


1350,2

3,79

CS

1,00E-01

500

Deitado de bruços e levantando a perna

1360,8

3,82

CS

1,00E-01

500

Sentado (banco), mãos no joelho.

415,8

1,17

TE

1,00E-07

0,0005

Descendo escadas com apoio

1748,0

4,91

PC

*

*

Subindo escadas

com apoio



1729,0

4,86

PC

*

*

Cama elástica: pulando com as duas pernas

1878,0

5,28

PC

*

*

Tabela 5: Valores (fêmur) para Gencur et. al.(2006) considerando a geometria aproximada. O gráfico de origem é a Figura 7



Atividade

ΔP

(N)


ΔK

(MPa.m1/2)



Regime

da/dN

(mm/ciclo)



Após 5 milhões

de ciclos (m)



Entrando

na banheira



2118,5

0,30

TE

1,00E-07

0,0005

Deitando

na cama


997,5

0,14

TE

1,00E-07

0,0005

Andando de bicicleta (40 rpm)

475,0

0,07

TE

1,00E-07

0,0005

Entrando no carro (motorista)

1957,0

0,27

TE

1,00E-07

0,0005

Sentando numa

cadeira


1350,2

0,19

TE

1,00E-07

0,0005

Deitado de bruços e levantando a perna

1360,8

0,19

TE

1,00E-07

0,0005

Sentado (banco), mãos no joelho.

415,8

0,06

TE

1,00E-07

0,0005

Descendo escadas com apoio

1748,0

0,24

TE

1,00E-07

0,0005

Subindo escadas com apoio

1729,0

0,24

TE

1,00E-07

0,0005

Cama elástica: pulando com as duas pernas

1878,0

0,26

TE

1,00E-07

0,0005

Tabela 6: Valores (ombro) para Baker et. al.(2003). Os asteriscos indicam valores altos demais que não estão no gráfico de origem (Figura 5)



Atividade

ΔP

(N)


ΔK

(MPa.m1/2)



Regime

da/dN

(mm/ciclo)



Após 5 milhões

de ciclos (m)



Passando a mão no cabelo

616,1

6,70

PC

*

*

Levantando 10kg ao lado do corpo (1 mão)

939,3

10,21

PC

*

*

Levantando uma garrafa de café cheia (1L)

1010,0

10,98

PC

*

*

Martelando acima do nível da cabeça

939,3

10,21

PC

*

*

Desenhando na altura da cabeça

606,0

6,59

PC

*

*

Virando volante com duas mãos

646,0

7,02

PC

*

*

Colocando 2kg sobre estante no nível da cintura

799,0

8,69

PC

*

*

Abdução a 60 graus com 2kg

898,9

9,77

PC

*

*

Elevação a 90 graus com 2kg

1302,9

14,16

PC

*

*

Andando com 2 muletas

1020,1

11,09

PC

*

*

Tabela 7: Valores (ombro) para Baker et. al.(2003) considerando a geometria aproximada. Os asteriscos indicam valores altos que não estão no gráfico de origem (Figura 5)



Atividade

ΔP

(N)


ΔK

(MPa.m1/2)



Regime

da/dN

(mm/ciclo)



Após 5 milhões

de ciclos (m)



Passando a mão no cabelo

616,1

1,39

CS

1,00E-03

5

Levantando 10kg ao lado do corpo (1 mão)

939,3

2,12

PC

*

*

Levantando uma garrafa de café cheia (1L)

1010,0

2,27

PC

*

*

Martelando acima do nível da cabeça

939,3

2,12

PC

*

*

Desenhando na altura da cabeça

606,0

1,36

CS

1,00E-03

5

Virando volante com duas mãos

646,0

1,45

CS

1,00E-03

5

Colocando 2kg sobre estante no nível da cintura

799,0

1,80

PC

*

*

Abdução a 60 graus com 2kg

898,9

2,02

PC

*

*

Elevação a 90 graus com 2kg

1302,9

2,93

PC

*

*

Andando com 2 muletas

1020,1

2,30

PC

*

*

Tabela 8: Valores (ombro) para Gencur et. al.(2006). Os asteriscos indicam valores altos demais que não estão no gráfico de origem (Figura 7)



Atividade

ΔP

(N)


ΔK

(MPa.m1/2)



Regime

Da/dN

(mm/ciclo)



Após 5 milhões

de ciclos (m)



Passando a mão no cabelo

616,1

1,73

CS

1,00E-03

5

Levantando 10kg ao lado do corpo (1 mão)

939,3

2,64

CS

1,00E-02

50

Levantando uma garrafa de café cheia (1L)

1010,0

2,84

CS

1,00E-02

50

Martelando acima do nível da cabeça

939,3

2,64

CS

1,00E-02

50

Desenhando na altura da cabeça

606,0

1,70

CS

1,00E-03

5

Virando volante com duas mãos

646,0

1,82

CS

1,00E-03

5

Colocando 2kg sobre estante no nível da cintura

799,0

2,25

CS

1,00E-02

50

Abdução a 60 graus com 2kg

898,9

2,53

CS

1,00E-02

50

Elevação a 90 graus com 2kg

1302,9

3,66

CS

1,00E-01

500

Andando com 2 muletas

1020,1

2,87

CS

1,00E-02

50

Tabela 9: Valores (ombro) para Gencur et. al.(2006) considerando a geometria aproximada. Os asteriscos indicam valores altos que não estão no gráfico de origem (Figura 7)



Atividade

ΔP

(N)


ΔK

(MPa.m1/2)



Regime

da/dN

(mm/ciclo)



Após 5 milhões

de ciclos (m)



Passando a mão no cabelo

616,1

2,15

CS

1,00E-03

5

Levantando 10kg ao lado do corpo (1 mão)

939,3

3,28

PC

*

*

Levantando uma garrafa de café cheia (1L)

1010,0

3,52

PC

*

*

Martelando acima do nível da cabeça

939,3

3,28

PC

*

*

Desenhando na altura da cabeça

606,0

2,11

CS

1,00E-03

5

Virando volante com duas mãos

646,0

2,25

CS

1,00E-03

5

Colocando 2kg sobre estante no nível da cintura

799,0

2,79

CS

1,00E-02

50

Abdução a 60 graus com 2kg

898,9

3,14

PC

*

*

Elevação a 90 graus com 2kg

1302,9

4,55

PC

*

*

Andando com 2 muletas

1020,1

3,56

PC

*

*

Tabela 10: Valores (joelho) para Baker et. al. (2003). Os asteriscos indicam valores altos demais que não estão no gráfico de origem (Figura 5)



Atividade

ΔP

(N)


ΔK

(MPa.m1/2)



Regime

Da/dN

(mm/ciclo)



Após 5 milhões

de ciclos (m)



Agachamento acentuado com os pés plantados

2270,0

24,68

PC

*

*

Sentar e levantar, assento com 45cm de altura

2590,0

28,16

PC

*

*

Descer escada

3220,0

35,01

PC

*

*

Subir escada

3220,0

35,01

PC

*

*

Ficar parado sobre uma perna

2610,0

28,37

PC

*

*

Andando descalço

2700,0

29,35

PC

*

*

Andando calçado

2670,0

29,03

PC

*

*

Andando com 2 muletas

1827,0

19,86

PC

*

*

Tabela 11: Valores (joelho) para Gencur et. al. (2006). Os asteriscos indicam valores altos demais que não estão no gráfico de origem (Figura 7)



Atividade

ΔP

(N)


ΔK

(MPa.m1/2)



Regime

Da/dN

(mm/ciclo)



Após 5 milhões

de ciclos (m)



Agachamento acentuado com os pés plantados

2270,0

6,38

PC

*

*

Sentar e levantar, assento com 45cm de altura

2590,0

7,28

PC

*

*

Descer escada

3220,0

9,05

PC

*

*

Subir escada

3220,0

9,05

PC

*

*

Ficar parado sobre uma perna

2610,0

7,34

PC

*

*

Andando descalço

2700,0

7,59

PC

*

*

Andando calçado

2670,0

7,50

PC

*

*

Andando com 2 muletas

1827,0

5,14

PC

*

*

Pela análise do gráfico representado na Figura 4, pode-se aferir que mesmo pequenas doses de radiação ionizante, usadas principalmente nos processos de esterilização, já podem ser significativas nas quedas dos valores de resistência à propagação de trincas de fadiga por parte do UHMWPE. Além disso, é evidente que as duas esterilizações não ionizantes pouco afetam a resistência à fadiga do material, mas provavelmente não melhoram as propriedades de desgaste, pois não poderão criar reticulados.

Assim, é possível afirmar que, para casos em que os carregamentos cíclicos são mais agressivos, como nas substituições de platô tibial, mesmo um fator ionizante menos significativo, como a esterilização, pode desempenhar papel determinante, o que torna mais interessante e menos custoso para as empresas o uso de métodos não ionizantes.

Pela análise do gráfico da Figura 5, pode-se notar a forte influência do uso de radiação no pós-processamento destes materiais, visando à melhoria das propriedades de desgaste. Deve-se destacar que neste trabalho os tempos de refusão e recozimento foram bastante consideráveis, o que torna claro que o objetivo era precisar com eficácia o quanto a quantia de radiação, e somente ela, influencia no resultado final, ao dar “todo o tempo do mundo” para que os radicais livres pudessem se recombinar formando reticulados. Esses tempos longos facilitam afirmar que há de fato uma queda sensível da resistência à propagação das trincas no material com o aumento da radiação e que a influência dos tratamentos térmicos posteriores é mínima, uma vez que os grupos de controle apresentaram resultados sobrepostos na curva final.

A ductilidade limitada no UHMWPE altamente reticulado reduz a capacidade de alongamento do polímero e limita a habilidade deste de acumular plasticidade na ponta da trinca. Isso é muito importante para a propriedade estudada, uma vez que a plasticidade prejudicada na ponta da trinca permite que uma maior quantidade de sua força motriz, a energia elástica acumulada, seja utilizada no avanço da mesma ao invés de ser dissipada em trabalho de deformação plástica.

Analisando o gráfico da Figura 6, nota-se uma relação muito mais estreita entre os níveis de radiação do que poderiam sugerir os trabalhos anteriores. Isso ocorre devido principalmente ao tempo de estabilização utilizado, que foi de apenas 2 horas. Por mais que fosse feito por refusão, o processo provavelmente não permitiu suficiente mobilidade e tempo aos radicais livres, até por que a temperatura não foi tão acima do ponto de fusão do polímero.

Cabe aqui ainda a discussão de que irradiação afeta indiretamente também a resistência do material, quando se utiliza o método de refusão na estabilização, pois a presença de reticulado reduz a capacidade de conformação das cadeias para formar lamelas, ou seja, o polímero depois deste tipo de estabilização sempre termina menos cristalino, o que diminui sua resistência, mas pode ser vantajoso para a conformação, diminuindo gastos com processamento, desde que a perda de resistência não seja um problema.

A análise do gráfico presente na Figura 7 reforça todas as outras discussões, ao mostrar os UHMWPE reticulados com comportamento mais fraco em relação à resistência a propagação de trinca de fadiga, além de demonstrar que o tempo curto dos dois tratamentos térmicos usados faz com que a queda de resistência à propagação seja pouco diferenciada, inclusive se tornando praticamente a mesma nos últimos estágios do regime de crescimento subcrítico para os corpos refundidos e recozidos.

Quanto à análise das Tabelas, primeiro deve-se destacar que a variação de resultados causada pela aproximação geométrica dos componentes acetabular e glenoidal para calotas esféricas, que causaram muitas mudanças nos valores finais obtidos de ΔK em relação ao corpo de prova normalizado, mas pouquíssimas variações entre si, com a variação da pré-trinca.

Para fêmur e sob os parâmetros do trabalho de Baker et. al.(2003), as variações encontradas no fator de intensidade de tensão são em geral bem maiores do que os valores aferidos no gráfico, o que não permitiu a procura de nenhum valor para estabelecimento de um tamanho de trinca final. Uma extrapolação até seria possível, mas seria irrelevante, primeiro por adentrar o regime de propagação catastrófica e segundo por certamente conduzir a valores absurdos, ou melhor, ainda mais absurdos do que a maioria dos observados para as amostras de Gencur et. al.(2006).

Já para este último trabalho, quatro das dez atividades permaneceram no regime de crescimento subcrítico, ainda que todos tenham dado valores finais de tamanho de trinca muito grandes para qualquer consideração positiva. Uma única atividade levou a um valor aceitável, mas é pouco representativa, uma vez que é pouco provável que uma pessoa que passe pelos longos períodos de recuperação envolvidos em cirurgias de substituição de articulações fique apenas sentada, com as mãos sobre os joelhos.

A diferença entre geometrias se fez mais sensível nessas considerações analíticas, o que pode derivar das próprias aproximações necessárias à realização dos cálculos, como a consideração de que é a resultante, e não alguma componente dela, que age sobre os implantes. Além disso, há que se considerar que as amostras de Baker, ainda que respeitem às proporções previstas na norma ASTM E647, fogem às recomendações de tamanho mínimo, fazendo-as menores do que o previsto. Isto certamente afeta o desempenho mecânico e o crescimento da trinca na mesma, principalmente por se tratar de uma espessura muito pequena, que ao mesmo tempo facilita um estado plano de tensões e conduz melhor a trinca, mas acentua sua velocidade de propagação, o que faz sentido ao se comparar os resultados.

Ainda assim, o que se observa são crescimentos de trinca muito agressivos para 18 de 20 casos envolvendo atividades corriqueiras, que não deveriam causar problemas a um paciente em recuperação. Fica bem delineada a diferença entre atividades e desempenho dos polímeros, mas ficam questionados a aproximação tolerante a defeitos e o ensaio de taxa de crescimento de trinca de fadiga para esta região do corpo.

No entanto, ao se utilizar a geometria aproximada de uma hemisfera para a copa acetabular, nota-se uma variação positiva e brusca dos valores, levando todas as 20 atividades em direção à região de regime de trinca estática, onde se considera a trinca como estática, devido a velocidades de propagação extremamente baixas. A velocidade de 10-7mm/ciclo foi tomada como convenção, uma vez que representa uma região mais do que segura para o uso do implante após 5 milhões de ciclos, adotado este modelo geométrico.

Esta melhoria brusca de comportamento se dá certamente pela mudança de geometria e consequente mudança na aproximação matemática utilizada, o que denota segurança em relação ao uso da filosofia tolerante a defeitos. Deve-se, no entanto frisar que as pré-trincas teóricas consideradas (5mm e 12mm, para Baker e Gencur) são muito maiores do que a trinca aceitável de tamanho máximo de 1mm, considerada neste trabalho, ou seja, são mais suscetíveis a uma propagação estável do que seria uma trinca curta dentro de um destes componentes, uma vez que dissipam energia elástica com mais eficiência do que aquela. Qualquer componente observado com uma trinca desta magnitude seria automaticamente descartado numa linha de produção. Vale relembrar que a filosofia tolerante a defeitos considera que no corpo haverá sempre um defeito já nucleado de tamanho máximo menor do que a resolução do melhor meio de verificação existente. Nota-se também que a variação da pré-trinca pouca diferença fez entre os resultados.

Assim, pode-se argumentar que a filosofia tolerante a defeitos faz sentido se aplicada para a região do quadril, enquanto que o ensaio de taxa de crescimento de trinca de fadiga se mostra menos eficiente na predição de comportamentos in vivo ao extrapolar o conservadorismo da aproximação.

Para o caso do ombro, observa-se novamente que os valores de Baker et. al. (2003) continuam sendo muito severos, mesmo para atividades envolvendo uma articulação em média muito menos solicitada do que as outras duas. Já a outra geometria fornece todos os resultados dentro do regime de crescimento subcrítico, mas nenhum deles com resultados aceitáveis após os 5 milhões de ciclos, resultando em trincas absurdas. Vale ressaltar que embora os valores sejam bastante altos existe certa diferença ao se considerar a articulação gleno-umeral uma vez que, ao contrário das outras duas citadas nesta monografia, ela não se encontra solicitada mecânica e ciclicamente com tanta frequência.

Pode-se destacar a questão da diferença de geometrias e afirmar que, descontada essa diferença e considerando carregamentos mais bem definidos, talvez seja válida a aproximação tolerante a defeitos no design de componentes glenoidais, uma vez que metade dos casos apresentou crescimento subcrítico.

Concomitantemente, pode-se avaliar o efeito causado pela aproximação geométrica para uma calota esférica, que ao mesmo tempo em que manteve 7 das 10 atividades anteriores na região de crescimento subcrítico, indicou pouquíssima diferença de valores de ΔK entre as duas aproximações, pela norma e pela geometria. Ainda que os valores finais após 5 milhões de ciclos sejam muito grandes, é de se destacar a concordância entre os dois cenários, o que evidencia mais uma vez a coerência da filosofia tolerante a defeitos, principalmente ao se olhar para as 10 atividades representadas nas 4 tabelas e notar a proximidade dos valores, que inclusive caem nas mesmas regiões de comportamento das trincas consideradas em muitos casos. A variação da pré-trinca entre trabalhos novamente fez pouca diferença, destacando-se que apenas a atividade “Colocando 2kg sobre estante no nível da cintura” teve seu regime alterado entre um trabalho e outro com o uso da aproximação geométrica.

Diante das evidências, pode-se considerar coerente a filosofia tolerante a defeitos, ainda que todos os valores tenham levado a crescimentos de trincas muito grandes para o aceitável. Ao mesmo tempo, considera-se o ensaio da taxa de crescimento de trinca de fadiga mais coerente para esta região do que para a de quadril uma vez que apenas um dos autores (Gencur et. al.[2006]) utilizou a geometria de seus corpos de prova com o tamanho mínimo recomendado na norma e seus resultados levaram sempre a regimes de crescimento subcrítico nas tabelas acima, mostrando maior concordância com o fato de o ensaio ser hoje bastante usado.

Já no caso de platôs tibiais, não só os cálculos deste trabalho, mas as experiências vêm demonstrando a alguns anos que não faz sentido a utilização desta aproximação, uma vez que as cargas envolvidas, (como visto nas Tabelas), são altíssimas, não dando qualquer chance de cogitação ao impedimento do crescimento da trinca e mostrando a necessidade de combater sua nucleação. As diferenças entre as geometrias dos trabalhos continuam muito acentuadas, mas as discussões cabíveis a elas já foram feitas.

Para esta região também não foram feitas tentativas de aproximação de geometria, uma vez que a geometria de suas regiões solicitadas já se assemelha àquela dos corpos de prova CT.

Abrangendo por fim todas as regiões e os resultados encontrados, pode-se observar que há três instâncias delineadas.

A primeira delas (joelho) não permite a utilização da filosofia tolerante a defeitos, mantendo-a totalmente no campo teórico e reduzindo o ensaio previsto na norma ASTM E647 a um instrumento de comparação.

A segunda (quadril) dá resultados melhores, principalmente ao considerar uma geometria aproximada para os acetábulos, que levou todas as atividades à região de trinca estática, o que é indicativo grave da coerência da filosofia tolerante a defeitos. Além disso, foi a única região que apresentou ao menos uma atividade que não levasse, após 5 milhões de ciclos, além dos limites aceitáveis e mais uma que levou a um tamanho de trinca que não fosse absurdo para os corpos de prova CT. Consideram-se esses dois fatos indicativos importantes na cogitação da aproximação tolerante a defeitos como ferramenta de desenvolvimento de produtos, o que torna o ensaio também mais relevante como instrumento de análise dos mesmos.

Por fim, o ombro é um terceiro caso, que parece permitir o uso desta filosofia de maneira coerente e torna o ensaio um bom indicativo em projetos, desde que refinadas as relações de tensão e deformação na articulação gleno-umeral, talvez através de simulações, que se tornam cada vez mais uma tendência. No entanto, há que se destacar o fato de que a aproximação geométrica piorou levemente os resultados (mudando de 10 para 13 as atividades em regime de propagação catastrófica), indicando coerência entre os resultados como um todo, mas sem levar uma atividade que fosse à região de trinca estática.

Acredita-se que os valores de ombro para a aproximação geométrica tenham ficado piores do que àqueles para quadril devido à descontinuidade das atividades realizadas pela articulação gleno-umeral, ou seja, as atividades realizadas pelos quadris possuem em todo caso um nível mínimo de carregamento considerável, enquanto que os níveis mínimos de carregamento de atividades realizadas pelo ombro tendem a ser irrisórios nos momentos em que se descarrega a articulação. Isso alarga os valores de ΔP encontrados no ombro, aumentando bastante a amplitude das cargas às quais ele é exposto, ao contrário dos movimentos do quadril, onde a frequência tende a ser maior.

Como os resultados tratam sempre das curvas de UHMWPE irradiados, podem-se esperar melhores resultados diante de um cenário em que há desgaste mais acentuado do que fadiga por tensões de contato, caso dos movimentos de quadril, o que explicaria seu melhor desempenho diante de uma geometria melhor aproximada, onde o peso do fator ΔP puro e simples diminui em favor de considerações geométricas inexistentes quando se comparam corpos de prova CT entre si.

Diante do exposto, considera-se ainda assim mais criterioso cuidar dos aspectos que não permitam a nucleação de trincas, visto que os cálculos indicam uma velocidade máxima de propagação admissível de 2x10-7 mm/ciclo, segundo os métodos utilizados neste documento, e que apenas 21 de um total de 106 situações estudadas (aproximadamente 19,81%) cumpriu esse pré-requisito.

Como último argumento, pode-se ainda levantar o fato de que este ensaio não foi desenvolvido para polímeros e que a comunidade acadêmica já o vem utilizando com os mesmos há algum tempo, mas mantendo-o no campo teórico e usando-o como ferramenta de comparação para variações de propriedades. Isso delineia uma de duas possibilidades: ou o crescimento de trinca de fadiga faz pouco sentido prático na extrapolação para a realidade dos polímeros, ou há a necessidade de se criar um ensaio desse tipo para polímeros. Diante das evidências encontradas até aqui nesta monografia e no levantamento de dados para a produção da mesma, parece mais destacada a primeira possibilidade. Isso de forma alguma invalida a filosofia tolerante a defeitos, na medida em que sua visão conservadora permite o desenvolvimento de produtos mais robustos e, mais do que isso, levou nesta monografia a ótimos valores para crescimentos de trincas teóricas principalmente para copas acetabulares e componentes glenoidais, em regimes onde a geometria dos mesmos foi mais bem aproximada.



Compartilhe com seus amigos:
  1   2


©ensaio.org 2017
enviar mensagem

    Página principal