대한치과보철학회지 :Vol. 40, No. 2, 2002 일체주조법, 레이저용접법, 납착법, 방전가공법에의해제작된임플란트보철물의적합도에관한연구 부산대학교치과대학치과보철학교실및공과대학조선해양공학과 * 설영훈 정창모 전영찬 강성원 * Ⅰ. 서론보철수복물의수동적적합 (pas

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1 대한치과보철학회지 :Vol. 40, No. 2, 2002 일체주조법, 레이저용접법, 납착법, 방전가공법에의해제작된임플란트보철물의적합도에관한연구 부산대학교치과대학치과보철학교실및공과대학조선해양공학과 * 설영훈 정창모 전영찬 강성원 * Ⅰ. 서론보철수복물의수동적적합 (passive fit) 은임플란트치료의장기적인예후에영향을미치는매우중요한요소중의하나이다. 부적합보철물을고정나사로조일경우발생하는인장력, 압축력, 그리고굽힘력은보철물또는지대주고정나사의풀림이나여러가지구조물의파절과같은기계적합병증뿐만아니라동통, 변연골흡수, 또는골유착실패와같은생물학적합병증을야기할수있으며 1-7), 보철물의부적합은인상채득, 모형제작, 납형제작, 주조, 도재피개나연마등의임상이나기공과정중에발생한오차들의결과이다. 8-11) 근자에들어다양한재료나제작기술의개발로일체주조보철물의적합도가많이개선되었다고는하나, 길이가길거나만곡형인주조체, 특히임플란트보철물과같이길고주조금속량이많이소요되는주조체의경우에는일체주조법으로만족할만한적합도를얻기가매우어렵다. 11,12) 따라서 Bruce 13) 는보철물의길이가 15.5mm 이하일경우에만일체주조법의사용을추천하고있으며, 임플란트보철물의경우에있어서 Goll 등 14) 은경험적으로일체주조한전악임플란트보철물의 25% 는수동적적합을보이지않았다고하였고 Carr와 Stewart 15) 역시일체주조한전악임플란트보철물은부정확하고적합도가불량하다고하였다. 반면 White 등 16) 은일체주조한보철물이 Sheffield test를만족시킬만큼정확하다고주장하였으나, 이를입증할만한과학적인자료를제시하 지는못하였다. 현재임플란트주조체의적합도를향상시키기위하여임상에서사용할수있는방법으로는부적합한주조체를분할한후납을이용하여연결하는납착법 (soldering), 연결부위에서최소한의간격을갖도록미리분할된납형을제작하여주조한후주모형상에서각각의주조체를연결하는레이저용접법 (laser welding), 그리고주모형상에서지대주와유사한형태와크기를갖고있는공구전극 (electrode) 을이용하여일련의방전을통해일체주조체의내면을공구전극에맞도록침식시키는방전가공법 (electrical discharge machining) 외에도여러가지방법이있다. 9) 납착법은통상적으로가장흔히사용되고있는방법으로써, 일체주조법과납착법으로제작된고정성국소의치의적합도비교에관한다수의연구가보고된바있는데 Fusayama 등 17), Huling과 Clark 18), Bruce 13), Rubin과 Sabella 19), 그리고임등 20) 은일체주조법이, Stackhouse 21), Hollenback과 Shell 22), Sloan 등 23), Rosential 등 24), 그리고 Gegauff와 Rosenstiel 25) 은납착법이더우수한변연적합도를보인다고보고하였으나 Ziebert 등 26) 은 3본계속가공의치에있어두방법간의적합도에차이가없음을보고하였다. 레이저용접법은 1970년 Gordon과 Smith 27) 에의해제 3형주조용금합금에처음으로사용되었는데, 근자에들어서는급속한산화막형성으로납착이불가능한타이타늄용접에많이이용되고있는추세이 156

2 다. 레이저용접은금속표면에조사되어흡수된레이저광이열에너지로변환하여조사부를용융시키는원리를이용한방법으로써, 납착법에비하여경제적이고시간이절약되며납과같은이종금속의사용으로인한전기화학적부식이없다는장점을갖고있다. 또한레이저용접은거의모든치과용합금에적용이가능하고매우짧은시간동안국소적인부위를가열함으로써인접한도재나레진에손상없이용접이가능하며연결강도가우수하다 ) 레이저용접에있어용접될두주조체사이의연결간극은매우중요하다. 연결간극이클수록왜곡이커지고연결강도는약해질수있기때문에 66) 가능한긴밀한연결간극이필수적이며, Gordon과 Smith 27) 는 0.001inch 이하의연결간극을추천하였다. 또한그들은적합도측면에서경험적으로납착법에비해레이저용접법의적합도가더우수하다고주장하였다. 한편 Jemt와 Linden 33) 은임상적으로, Riedy 등 34) 은 laser videography를이용한실험을통하여레이저용접타이타늄보철물이일체주조보철물보다더나은적합을보였다고보고하였으나, Jemt 35) 는사진촬영측정 (photogrammetric measurement) 을통하여레이저용접타이타늄보철물과주조금합금보철물사이에는 3차원적왜곡에유의성있는차이가없었다고보고한바있다. 유럽에서 spark erosion으로알려진방전가공법 (electrical discharge machining) 은치과분야에서는 1982년독일의기공장인 Rübeling 36) 에의해비귀금속합금으로제작한어태치먼트의 receptacle이나 pinhole을형성하기위하여처음사용되었다. 근자에들어임플란트치료가활발해지면서방전가공법을이용하여임플란트상부보철물을제작하거나보철물과지대주간의적합도를개선시키는술식에관한여러가지보고가있어왔다. 37) 1995년 Schmitt와 Chance 38) 는 laser scanning과 CAD-CAM, 그리고방전가공을이용하여 Ti ingot을가공하여임플란트보철물을제작하는술식을소개하였으며, Schmitt 등 39) 과 Evans 40) 는 UCLA-형지대주를이용하여제작한보철물의적합도를방전가공으로수정하는술식을보고하였다. 이러한보고들에서는방전가공을위하여산업용장비와, 공구전극으로 copper- plated die나기존의 copper analog를사용한반면, Secotec system(sae Dental Vertriebs GmbH, Germany) 은임플란트보철물의수동적적합을얻기위해개발된전용시스템으로 Eisenmann과 Rübeling 41) 은 Straumann Octa system을, Rübeling 42) 은Bränemark standard abutment을위한 Secotec system의적용술식에관하여보고한바있다. 한편 Linehan과 Windeler 43) 는방전가공법을이용하여주조체의접합도가상당히개선되었음을보고한바있으나, 이연구에서는방전가공의적합도개선정도를보여주고있을뿐다른적합도수정방법들과의비교연구는미흡한실정이다. Waskewiz 등 44) 은 5개임플란트를식립한광탄성모델에서보철물을 10Ncm의조임회전력으로조임순서를달리하여나사를조였을때, 나사조임순서는응력분포에영향을주지않았다고보고하였다. 한편 Watanabe 등 45) 은스트레인게이지를이용한실험에서스트레인값은적합도가좋은보철물에서는조임순서에영향을받지않지만적합도가불량한보철물에서는조임순서에따라차이가있었다고보고하였다. 이와같이나사조임순서가보철물의적합오차로인해지지골에발생되는응력이나스트레인에미치는영향에대해서는아직일치된견해를보이고있지못하다. 이에본연구에서는임플란트보철물제작시금원주또는 plastic sleeve를사용한일체주조보철물, 레이저용접법또는납착법으로연결된보철물, 그리고방전가공법으로적합오차를수정한보철물간의적합도차이와이들보철물에서나사조임순서에따른적합도변화를삼차원스트레인측정을이용하여상호비교해보고자하였다. Ⅱ. 연구재료및방법 1. 스트레인측정용모형제작본연구를위하여 Fig. 1에서와같이 Linehan과 Windeler 43) 에의해고안된알루미늄 (solid aluminum) 실험모형을제작하였다. 실험모형은 3개의 L자형막대와이막대가고정되는기초블록으로이루어져있으며, L자형막대는길이 10cm, 직경 5mm의수직원통과길이 20cm, 폭 6mm의수평사각막대를연결하여제작하였다. 이때 157

3 Fig. 1. Experimental model for measurement of strain. Fig. 2. Alignment of three implants. 수직원통간의중심거리는 16mm가되도록하였으며, 임상적상황을고려하여 3개의수직원통이부드러운호를이루도록배열하였다 (Fig. 2). 또한각각의수직원통의끝에는나사홈을형성하여직경 4mm의임플란트고정체 (AVANA, Soomin Synthesis Dental Materials Co., Korea) 를고정한후높이 3mm의 standard abutment(avana, Soo-min Synthesis Dental Materials Co., Korea) 를 torque wrench(sae Dental Vertriebs GmbH, Germany) 를이용하여 20Ncm의조임회전력으로체결하였다. 실험모형의각 L자형막대에 6개의알루미늄용스트레인게이지 (Kyowa Electronic Instruments Co., Japan) 를제조자의지시에따라수직원통중간지점의전후면, 수평사각막대중간지점의좌우면및상하면에부착하였고 3개의 L자형막대에부착된총 18개의스트레인게이지를 digital strain indicator인 memory recorder analyzer(edx- 1500A, Kyowa, Japan) 에연결시켜실험모형을완성하였다. 와금원주를고정시킴으로써무게에의한알루미늄막대의변형을최소화하려고노력하였다. 30분간패턴레진의완전한경화를기다린후인상체를실험모형으로부터제거하였다. 다음 Secotec system의 standard abutment와 implant analog를 20Ncm의조임회전력으로체결하여인상체내의금원주에위치시키고금나사 (AVANA, Soo-min Synthesis Dental Material s Co., Korea) 를이용하여 10Ncm의조임회전력으로고정한후, 방전가공이가능하도록 implant analog에구리선을연결하고초경석고 (SAE Dental Vertriebs GmbH, Germany) 로작업모형을제작하였다. 3. 시편제작제작방법에따라 plastic sleeve 일체주조군, 금원주일체주조군, 레이저용접군, 납착군, 방전가공군의다섯가지실험군으로나누고각실험군당 5개의시편을준비하였다.(Table I) 2. 작업모형제작인상채득은 RCSI(rigid customized stent for impression) 기법 46) 을이용하였는데, 인상용 coping 대신에금원주 (AVANA, Soo-min Synthesis Dental Material s Co., Korea) 를사용하고미리제작한금속트레이를특수제작한프레임에의해지지되도록위치시킨상태에서패턴레진 (Pattern resin,gc Co.,Japan) 을 brush-on 기법으로적용하여트레이 1) 일체주조시편제작작업모형의 standard abutment상에금원주또는 plastic sleeve를 10Ncm의조임회전력으로체결하고직경 3mm의플라스틱환봉 (Degussa AG, Germany) 과패턴레진으로연결한후, 주조형왁스로일정한규격의납형을완성하고실온에서 24시간방치하였다. 납형에주입선을설치하고 35ml/100g 의혼수비로혼합한 cristobalite 매몰재 (cristobalite F F, Noritake, Japan) 를이용하여직경 90mm의 158

4 Table Ⅰ. Experimental groups Code Fabrication method Sample size OCP One-piece casting using plastic sleeve 5 OCG One-piece casting using gold cylinder 5 LSR Laser welding 5 SOL Soldering 5 EDM Electrical discharge machining 5 duration 6.0ms, focus 0.7mm에서용접을시행하고 pulse power 1.9Kw, pulse duration 6.0ms, focus 1.2mm의조건하에서용접표면을다듬었다. 용접순서는먼저전후상하의순서로 4군데에초기고정을위한용접을시행하고나머지용접은후하방, 전상방, 후상방, 전하방순으로용접점이약 75% 중첩되도록하였다. 원형금속주조링에매몰하였다. 30분간실온에서경화시킨후소환로에위치시켜 700 에서왁스제거를시행하고 30분간 heat soaking시킨후진공주조기 (KDF CASCOM, Denken Co., Japan) 에서제 4형주조용금합금 (DM-53, We Dong Myung, Co., Korea) 으로주조하고실온까지서냉시켰다. 주조된시편을매몰재에서조심스럽게제거하여초음파세척기에서세척한후주입선을절단하고연마하였다. 금원주일체주조시편과 plastic sleeve 일체주조시편을각각 5개씩총 10개의일체주조시편을제작하였는데, plastic sleeve 일체주조시편의경우 10 배율기공용현미경검사를통하여한개의주조체가불완전하게주조된것이확인되어재제작하였다. 2) 레이저용접시편제작작업모형상에서금원주들을일체주조시편들과같은방법으로연결한후각환봉의중앙부위를디스크로수직절단하고, 12μm 두께의 metal foil(arti- Fol, Dr. Jean Bausch KG, Germany) 을개재시킨상태에서다시주조용왁스를절단부에첨가하여연결간극이최소화되도록하였다. 다음분할된 3개의납형을일체주조법과동일한방법으로매몰, 주조, 연마하였다. 레이저용접을위하여먼저작업모형상에서분할된주조체를위치시킨후주조체상호간의안착을방해하는연결부위의조기접촉을확인하고조정하였다. 각주조체를금나사를이용하여 10Ncm의조임회전력으로고정하고레이저흡수율을높이기위하여용접부를 sandblasting한다음, Nd:YAG 레이저용접기인 Herapuls(Heraeus Kulzer Dental GmbH & Co., Germany) 를이용하여제조사가추천하는주조용금합금용접조건인 pulse power 2.1Kw, pulse 3) 납착시편제작스탠드납착을위하여일체주조시편과동일한주조용금합금으로시편과유사한원호를갖는납착용스탠드를제작하였다. 납착용시편으로는스트레인측정이끝난금원주일체주조시편을 disk(shofu, Japan) 로수직절단하여분할한주조체를이용하였으며이때납착간격은 300μm 이되도록하였다. 분할된주조체를금나사를이용하여 10Ncm의조임회전력으로고정한후패턴레진으로납착인기를채득하고실온에서 24시간방치하였다. 납착인기된시편을작업모형에서제거하여증류수와 22ml/100g의혼수비로혼합한소량의납착용매몰재 (Deguvest L, Degussa AG, Germany) 로납착용스탠드에고정한후 1시간동안경화시켰다. 납착용스탠드에매몰재로고정된시편을 427 의도재로입구에서 10분간그리고도재로내에서추가적으로 10 분간예열시킨후융제 (Fluβmittel T, Degussa AG, Germany) 를묻힌금납 (Stabilor- Lot 710, Degussa AG, Germany) 을납착부에위치시키고 710 에서도재로납착을시행하였다. 납착된시편을도재로에서제거하여서냉시키고매몰재를제거한후초음파세척하였다. 4) 방전가공시편제작방전가공시편으로는스트레인측정이끝난 plastic sleeve 일체주조시편을이용하였다. 방전가공을위하여먼저서베이테이블에작업모형을고정하고 3개의 standard abutment 방향을고려하여적절한삽입철거방향을결정한후, 시편을지대주상에소량의왁스로고정하였는데이때가능한주조체의적합오차가각지대주에균등히분배되도록하였다. 다음서베이테이블상의작업모형에고정된시편을기공용방전가공기인 SAE-2000(SAE Dental Vertriebs GmbH, Germany) 에위치시키고시편을 159

5 승융장치의삼발이에패턴레진으로고정한후작업모형의구리선과피가공체인시편을각각의전극에연결하였다. Implant analog로부터 standard abutment를제거하고구리공구전극을 20Ncm의조임회전력으로체결한후시편이완전히잠기도록작업조 (work tank) 에유전성 (dielectric) 가공액을채우고방전가공을시행하였다. 전체적인방전가공은구리공구전극의소모를고려하여새로운공구전극으로 2회에걸쳐시행하였으며, 각각의방전조건은 SAE사의사용지침서를참고로하였다. 4. 측정 3개의 L자형막대에부착된총 18개의스트레인게이지가연결된 digital strain indicator인 memory recorder analyzer는주조체의적합오차로인하여나사조임시발생하는스트레인을 microstrain unit로기록하였다. 스트레인측정은시편당나사조임순서를 1 2 3, 1 3 2, 2 1 3(2 는중간임플란트, 1과3 은좌 우임플란트 ) 으로달리하여각각 3번씩, 모두 9번시행하였으며, 각시편의스트레인을측정하기전에 balance 조정을실시하고시편을실험모형에위치시켰으며 torque wrench를이용하여 10Ncm의조임회전력으로금나사를체결한후스트레인을측정하였다. Ⅲ. 연구성적모든실험군에서금나사조임후 3차원적으로스트레인이나타났으며, 스트레인의크기와분포는실험군에따라다른양상을보였다. 각실험군별나사조임순서에따른스트레인값의평균치와표준편차를 Table Ⅱ와 Fig. 3에정리하였다. 여기서스트레인값은 18개의스트레인게이지에서측정된값들의절대값을총합한수치를의미한다. 제작방법과나사조임순서에따른스트레인값의통계학적유의성여부를검정하기위하여이원변량분석법을시행한결과 (Table Ⅲ), 제작방법간에는스트레인값에유의한차이가존재하였으나 (P<0.01) 나사조임순서간에는유의한차이가없었으며 (P>0.05) Table Ⅱ. Mean values(microstrain) of changing the screwing order in experimental groups Group Screwing order OCP (101.06) (153.16) (95.05) (114.44) OCG (113.92) (129.22) (113.37) (110.31) LSR (55.63) (28.90) (27.86) (38.34) SOL (201.75) (206.47) (209.91) (190.99) EDM (19.62) (13.41) (4.63) (17.28) Groups connected by vertical line are not significantly different at p=0.05 level. Standard deviations in parentheses. Total Table Ⅲ. Statistical analysis by 2-way ANOVA Factor Sum of Squares DF Mean Square F value P value Fabrication method(a) Subjects within groups Screwing order(b) Subjects within groups A B Total

6 두변수간에는상호작용이없는것으로나타났다 (P>0.05). 총평균스트레인값은방전가공군, 납착군, 레이저용접군, 금원주일체주조군, 그리고 plastic sleeve 일체주조군순으로증가하였으며, 실험군간의스트레인값의차이를유의수준 5% 에서 Duncan의다중범위검정법으로사후검정한결과 (Table Ⅱ) 방전가공군과나머지실험군간에는스트레인값에유의성의 차이가존재하였으나나머지실험군들사이에서는유의성있는차이가없었다. Table Ⅳ와 Fig. 4에는실험군간의왜곡양상을상호비교하기위하여스트레인게이지에서측정된값들을다시전후, 좌우, 상하스트레인값으로구분하여나타내었다. 이때전후, 좌우, 상하스트레인값은 3개의 L자형막대의수직원통전후면, 수평사각막대의좌우면또는상하면에부착된각각 6개의스트레 Table Ⅳ. Mean values(microstrain) of axis of fit in experimental groups Group OCP (129.60) (61.10) 45.61(21.26) OCG (63.86) (73.75) 53.61(18.78) LSR (31.75) 49.68(10.52) 45.12(9.31) SOL (96.33) (84.25) 74.54(28.35) EDM (11.80) 37.99(13.73) 40.81(5.87) Standard deviations in parentheses. Axis of fit Back/Forth Side/Side Up/Down Table Ⅴ. Duncan test results comparing mean strain values in axis of fit Axis of fit Group Back/Forth EDM SOL OCG OCP LSR Side/Side EDM LSR SOL OCP OCG Up/Down EDM LSR OCP OCG SOL Groups connected by horizontal line are not significantly different at P=0.05 level Microstrain Inits Microstrain Inits Back/Forth Side/Side Up/Down 0 OCP OCG LSR SOL EDM Experimental group 0 OCP OCG LSR SOL EDM Experimental group Fig. 3. Mean strain values of changing the screwing order in the experimental groups. Fig. 4. Mean strain values of axis of fit in the experimental groups. 161

7 인게이지에서측정된스트레인값들의합을의미한다. 실험군간의전후, 좌우, 상하스트레인값의차이를일원변량분석법으로검정한결과모든방향에서실험군간에유의한차이가존재하였으며 (P<0.001), Duncan의다중범위검정법을이용하여사후개별비교한결과를 Table Ⅴ에나타내었다. 전후방향으로는방전가공군, 납착군, 그리고금원주일체주조군이, 좌우방향으로는방전가공군과레이저용접군이나머지실험군에비하여유의성있게작은스트레인값을나타내었다. 한편상하로는납착군만이나머지실험군에비하여유의성있게큰스트레인값을보였다. Ⅳ. 총괄및고찰고정성국소의치의연결부위는기능시의변형이나파절을방지하기위하여충분한크기를가져야만하나, 치태조절의용이성이나심미성을이유로크기가제한된다. 일반적으로구치부에서는교합력에효과적으로저항하기위하여협설폭 3mm, 수직고경 2mm의연결부면적이요구되며, 47) 본연구에서는이러한기준을참고로 3mm 직경의환봉을선택하여납형제작에이용하였다. 납형제작은규격화를위하여가급적동일한양의패턴레진을사용하였으며주조된각시편의전체무게는 5.8g으로표준화하여가능한시편간의무게차이에의한영향을최소화하도록노력하였다. 각실험군은스트레인게이지에서측정된값들을전체스트레인값외에도시편의삼차원적왜곡특성을고려하여전후, 좌우, 상하스트레인값으로나누어비교해보았다. 본연구의실험모형은 3개의 L자형막대가모두유연하여고정된기준점이없는형태이므로시편은상대적왜곡이아니라절대적왜곡으로나타나게된다 ) 따라서측정된세방향의스트레인값은순수하게시편의왜곡방향을표현한다기보다는어느정도서로보상변형된 L자형막대의왜곡경향을나타내어준다고생각하는것이옳을것이나실험군간비교를용이하게하기위하여세방향의스트레인값을보철물의왜곡방향으로간주하여비교에이용하였다. 또한전후, 좌우, 상하스트레인값을측정하는스트레인게이지는 L자형막 대의각각다른위치에부착되어있고그부착부의형태와직경에차이가있으므로각실험군에서세방향의스트레인값크기를서로비교하는것은의미가없을것이다. 본연구결과나사조임순서에따른스트레인값에유의한차이가나타나지않았는데, 이는나사조임순서가임플란트주위골에발생하는응력에영향을주지않았다는 Waskewiz 등 44) 의보고와일치하는결과이다. 한편적합도가우수한보철물에서는나사조임순서가임플란트주위에발생하는스트레인에영향을주지않지만적합도가불량한보철물에서는스트레인에영향을주었다는 Watanabe 등 45) 의보고를고려해볼때아마도본실험결과는모든실험시편의적합도가비교적우수하여나타난결과로추론해볼수있으며, 이것은적합도가가장불량한 plastic sleeve 일체주조군의조임순서에따른스트레인값이통계적으로는유의하지는않지만다른실험군보다차이가약간크게나타나것을통해서도알수있다 (Table Ⅱ). 따라서이러한결과들로부터완전한수동적적합이아니더라도임상적으로어느정도허용가능한적합오차내에서는나사조임순서가치료결과에큰영향을주지는않을것으로생각된다. 본연구결과 plastic sleeve 또는금원주일체주조군과납착군, 그리고레이저용접군간에는적합도에유의한차이를보이지않았다. 주조체의왜곡은납형의변형, 매몰과정 ( 경화팽창, 열팽창, 그리고매몰링의제한효과 ), 합금의주조수축, 주입선제거나연마과정중의응력방출등에의해야기된다. 8-11) 통상적인주조보철물의제작과정에서는납형형성후변형을최소화하기위하여즉시매몰할것을추천하고있으나 47,51,52), 임플란트보철물의경우에는납형제작후충분한응력의완화를위해장시간작업모형상에서유지할것을추천하고있다. 53) 본연구에서도일체주조군의경우시편의왜곡을가능한최소화시키기위하여납형제작후패턴레진의중합수축으로발생한내부응력이충분히완화될수있도록작업모형상에 10Ncm 의조임회전력으로고정한후 24 시간방치하였으며 54,72), 주입선은 all-wax spruing technique으로연결하고 55) 직경 90mm의큰매몰링을사용하여 56) 매몰한후 bench-setting시켰다. 55) 또한잉여금속의수축으로인한변형을최소화하기위하여미리계측된양의금속을주조하였으며열응력에의 162

8 한변형을최소화하기위하여주조된시편을실온에서서냉시켰다. 이와같은노력에도불구하고비록통계학적인유의성의차이는없으나일체주조군중 plastic sleeve 일체주조군은금원주일체주조군을포함한다른실험군들에비하여비교적큰적합오차와표준편차를보였는데, 이러한결과는나사조임력에의한 plastic sleeve의변형, 주조체접합면의표면거칠기, 금원주를사용하지않음으로인한주조금속의부피증가등이원인으로작용했기때문으로생각된다. 또한 plastic sleeve를이용한시편제작과정에서불완전한주조로인하여 1개의시편을재제작하였으로 plastic sleeve는금원주를사용하는경우보다주조실패가능성이높다고하겠다. 또한 Carr 등 57) 은금원주와지대주간의금나사에의한전하중 (preload) 은금원주또는 plastic sleeve의사용, 주조합금, 매몰재, 연마방법등에의해영향을받을수있으며금원주가 plastic sleeve를사용하는것보다전하중의크기와정밀도면에서더우수하다고보고하였는바, 방전가공과같은추가적인수정작업을시행하지않는다면적합도나전하중측면에서 plastic sleeve보다는가능한금원주를사용하는것이바람직한방법으로생각된다. 일체주조군들은방전가공군과비교시주로수평면에서의스트레인값이크고수직방향에서는유의차가없는것으로나타났는데, 이러한결과는일체주조금합금보철물의왜곡이주로수평면 (X축, Y 축 ) 에서일어나고수직축 (Z축) 에서는안정하다는 Jemt와 Lie 58) 의보고와일치되는결과이다. Tan 등 59) 과 Phillips 등 60) 은바람직한적합도를결정하는기준으로서임플란트부품들사이의 machining tolerance의사용을제안하고있다. Ma 등 61) 은 machining tolerance의양을 22μm 에서 100μm 정도라고보고하였는데만약보철물의수평변위량이 machining tolerance 범위내에존재한다면구강내장착후보철물의부적합은응력을발생시키지않을수도있을것이다. 따라서이러한 machining tolerance를고려한 다면 60-62) 본연구에서측정된스트레인값이상의보 철물왜곡이수평면에서발생하였다는생각이옳을것이다. 서론에서언급한것처럼여러선학들이적합도측면에서일체주조보철물보다는레이저용접보철물 이우수하다고주장하였다. 그러나본실험결과 Jemt 35) 의보고와마찬가지로레이저용접법의우위성을확인할수는없었다. 한편레이저용접군은방전가공군과비교하여상하스트레인값에는유의한차이가없었으나수평면에서의전후스트레인값은유의성있게큰것으로나타났다. 이러한결과는시편제작과정에서상하방향의왜곡은레이저용접후추가적으로레이저를조사함으로써약간의수정이가능하였으나, 비록연결간극을최소화하여용접을시행하였음에도불구하고용융된금속의응고수축으로인한전후수평면에서의왜곡은필연적으로일어날수밖에없고또한수정이불가능하였기때문으로생각된다. 레이저용접은귀금속보다는낮은열전도와높은레이저흡수율을가진 Ti, Co, Cr 등의비귀금속에사용하는것이훨씬더용이하다고알려져있으며 27), 임상에서흔히임플란트보철물제작에사용하고있는귀금속계합금의주성분인금이나은은비귀금속에비하여열전도율이 4 5배이상높고빔흡수율이 1/10 이하이기때문에레이저에의한가열과용융이어렵다. 따라서금합금을레이저용접하기위해서는더많은에너지를필요로하고에너지가증가함에따라변형이커질가능성이높다. 또한레이저용접에의한변형은연결간극, 용접시간, 용접깊이등에의해서도영향을받는다 ,66-68) 한편 Smith 등은금합금을레이저용접할경우간혹발생하는미세균열을제외하고는명백한어려움이없다고보고한바있다. 30) 본실험에서는제조회사에서추천하는금합금용접조건에따라레이저용접을시행하였으며 smoothing은가능한변형이일어나지않도록낮은레이저강도와넓은포커스에서시행하였다. 예비실험결과시편의레이저침투깊이는평균 1.2mm이었고이정도의용접깊이는연결부위에충분한강도를부여할것으로생각된다. 일체주조임플란트보철물보다분할및납착한임플란트보철물의적합도가더우수하였다는 Waskewicz 등 44) 이나 Clelland 등 69) 의보고와는달리본연구에서는, 비록납착군의스트레인값의평균치가일체주조군들보다작았지만, 실험군들사이에유의성의차이가없는것으로나타났다. 납착보철물의왜곡은납착간격, 납착인기재료, 분할체고정 163

9 방법, 납착방법, 및냉각방법등다양한요인에의해영향을받는다. 본실험에서는 Stade 등 70) 의추천에따라납착부의강도에영향을미치지않는최소간격인 0.3mm의납착간격을사용하였으며, 납착면이가능한평행하도록절단하였다. 71) 또한자가중합아크릴릭레진의경우분말을많이넣을수록중합수축이작아진다는 Mojon 등 72) 의보고에따라납착인기채득을위한패턴레진적용시가급적단량체액에적신붓에중합체분말이충분히흡착되도록하였다. 인기된주조체를고정하는방법에는납착용매몰재블록을이용하는방법과납착용스탠드를이용하는 73) 방법이있다. 男은매몰재블록을이용하는방법은매몰재의종류, 블록의형태와크기, 가열방법등에따라복잡한수축, 팽창현상이일어나고이러한현상을정확히조절하는것은매우어렵기때문에피납착체와고정체의열거동을일치시킬수있는피납착체와동일한금속으로제작한납착용스탠드의사용을추천하였으며, 본실험에서는이러한제안에따라시편제작에사용한금속과동일한금합금으로납착용스탠드를제작하고소량의납착용매몰재를이용하여고정하였다. 한편납착은일정한납착결과를얻기어려운화염납착법 74) 대신에비교적균일한조건하에서행해지는도재로납착법을선택하였으며, 납착후서냉시켜열응력에의한왜곡을최소화하였다. 방전가공군에비하여납착군에서는상하스트레인값과수평면에서의좌우스트레인값이유의성있게크게나타났는데, 이러한결과는위에서언급한여러가지요인들이복합적으로작용하여발생한 3차원적인왜곡때문으로생각된다. 한편임등 20) 은연결방법에따른주조체변위에관한 3차원적연구를통해일체주조군의최종변위량이가장작았고다음으로스탠드납착군, 매몰재블록납착군순이었으며, 납착군들에서는납착인기과정이나고정과정보다는납착과정에서가장큰변위가발생하였다고보고하였다. 본연구와다소차이가있는이런결과는, 임등 20) 의연구에서는두개의측정원통을직선적으로연결하는주조체를시편으로이용한반면본연구에서는세개의금원주를연결하는곡선적이며길이가더긴주조체시편을사용하였기때문인것으로생각한다. 따라서선학들의보고와같이길이가길거나만곡형인고정성보철물일수록일체주조로 만족할만한적합도를얻기는더어려우며적합도수정을위한추가적인술식의요구가증가할것으로생각된다. 방전가공방식에는특정형상의전극을사용하여그형상을투영가공하는형조방전가공과와이어에의한윤곽방전가공이있다. 임플란트적합도수정을비롯하여현재치과기공분야에적용되고있는대부분의방전가공방식은형조방전가공이다. 방전가공은공구전극으로부터피가공물로의주기적인불꽃방전을통해금속을제거해나가는방법으로강유전성액 (dielectric fluid) 속에서시행된다. 유전성액은일종의경유로써절연체, 전도체, 냉각제및불꽃에의해생긴금속지꺼기를세척하는기능을한다. 37,76) 방전은한순간양극이가장근접한한곳에서만일어나며이과정은 1초에 250,000번정도반복되고 37,38) 순간적으로 3,000 5,000 의고열이발생되어금속표면의일부를녹이고기화시킨다. 공구전극은주로구리나흑연으로제작되며가공속도와정확성을결정하는중요한인자이다. 41) 방전가공중에는피가공물뿐만아니라전극으로부터도금속이제거되어전극소모가일어나기때문에저전극소모가공을시행하더라도가공정확도를향상시키기위하여공구전극을새로교환하고수차례반복가공을시행한다 ) 방전가공은금속의경도나접착성질에영향을받지않기때문에모든금속에적용이가능하고, 기계적인힘을가하지않기때문에얇은작업체의가공이나길고작은직경의절삭이가능하며, 비교적매끄러운가공표면과약 10μm 정도의가공정확도 40) 를제공한다는장점을가지고있다. 37) 그러나가공표면에는급열, 급냉의열변화와고온, 고압의물리화학적작용에의해모재와는다른매우얇은변질층이형성된다. 한편방전가공의주된단점으로는고가의장비가필요하며만족스러운결과를얻기위해서는기공과정중에세심한주의가필요하다는점을들수있다. 37,78) 방전가공에있어가장중요한요소중의하나가작업모형의정확도이다. 아무리방전가공의가공정확도가우수하다할지라도모든작업은작업모형상에서시행하기때문에만약작업모형이부정확하다면방전가공된주조체는구강내에서부적합할것이다. 따라서정확한인상채득과모형제작그리고모형의정확도를확인하는과정이필수적이다. 본연구에서 164

10 는임상적상황과는다르게아주유연한알루미늄막대끝에임플란트가고정되어있었으므로인상체의무게가실험모형에가해지지않도록특수제작한프레임과 RCSI 46) 를이용하여인상을채득하였다. 또한작업모형의정확성은 Linden과 Windeler 43) 의연구에서처럼 verification splint 79,80) 를사용하여검사하였다. 본연구결과방전가공군이나머지실험군들에비하여유의하게가장작은스트레인값을보였다. 이러한우수한적합도외에도방전가공된일체주조체는납과같은이종금속을사용하지않았기때문에부식이나납합금성분에의한생체위해작용이없으며, 납착부나레이저용접부에서일어날수있는파절문제를걱정할필요가없다. 따라서방전가공은보철분야에서임상적활용가치가매우높은방법중에하나라고생각된다. 임플란트보철물의적합도에대해 Patterson 등 81) 은나사조임한상부구조물의계면과지대주사이에틈이없고바람직하지않은스트레인이없는상태라고정의하였으나, 본연구에서알수있듯이실제로완벽한수동적적합을갖는보철물을제작하는것은불가능하다. 따라서여러선학들은수동적적합으로간주할만한적합오차의수준을나름대로정의하여보고하고있는데, Bränemark 82) 은10μm 정도의적합오차를, Klineberg와 Murray 83) 는지대주계면원주의 90% 이상에서 30μm 이하의적합오차를제안하였다. Assif 등 84) 은경험있는술자들의육안검사시 30 μm 또는그이상의적합오차를부적합으로간주하였으나 26μm 또는그이하의적합오차는수동적적합으로판단하였다고보고한바있다. 한편 Jemt 85) 는수동적적합을장기적으로임상적합병증을유발하지않는수준의적합으로정의하고있으며, 150μm 보다작은적합오차는허용할만하다고하였다. 비록이처럼적합에관한여러가지기준들이보고되어문헌에많이인용되고있으나, 이러한수치들은과학적인근거보다는보고자의경험에크게의존하고있다. 비록임플란트보철물의부적합이변연골흡수나골유착실패와같은생물학적합병증을야기할수있다고는하나이러한주장은이론적인추론일뿐아직은과학적으로증명된바가없다. Michael 등 86) 은동물실험을통하여비록임플란트주위로골개조가확인되었으나주조체의부적합이임플란트의골 유착에큰영향을주지는않았다고보고하였으며 Carr 등 87) 은적합이양호한실험군과적합이불량한실험군간에골반응의유의한차이가없었다고하였고 Roberts 등 88) 은임플란트에가해지는교정력으로임플란트주위의골개조가일어났음을보고하였다. 또한 Jemt와 Book 89) 은상악무치악임플란트보철물에서보철물의적합도와변연골높이사이에유의한연관성을확인할수없었다고보고하였다. 비록이와같은동물실험이나임상연구는보철물의부적합에대한생물학적내성이존재한다는것을제시해주고있으나 Kallus와 Bessing 90) 은적합이불량한임플란트보철물이 delayed component failure를유발한다고보고하였으며또한, 임상적으로적합이불량한보철물은치태침착, 연조직염증반응등의치주적문제를야기할수있으므로임플란트보철물은가능하다면수동적적합이되게제작하는것이바람직할것이다. 따라서최상의적합도를갖는임플란트보철물을제작하기위해서임상가는정확하고세심한임플란트보철술식과아울러다양한적합도수정방법들에대한경험, 편리성, 그리고시간의효율성등을고려하여적절한제작방법을선택해야하며추후임플란트보철물의부적합과기계적또는생물학적합병증간의연관관계를과학적으로증명하기위한지속적인연구가있어야할것으로생각된다. Ⅴ. 결론본연구에서는임플란트보철물제작방법중금원주또는 plastic sleeve를사용한일체주조보철물, 레이저용접법또는납착법으로연결된보철물, 그리고방전가공법으로적합오차를수정한보철물간의적합도차이와이들보철물에서의나사조임순서에따른적합도변화를삼차원스트레인측정을이용하여상호비교해보고자하였다. 본연구결과다음과같은결론을얻었다. 1. 스트레인값은방전가공군, 납착군, 레이저용접군, 금원주일체주조군, 그리고 plastic sleeve 일체주조군순으로증가하였으며, 방전가공군을제외한나머지실험군들사이에서는유의성있는차이를보이지않았다. 2. 나사조임순서에따른스트레인값에유의한차이 165

11 가나타나지않았다. 3. 방전가공군에비하여레이저용접군과일체주조군들에서는수평적왜곡이크게나타났으며, 납착군에서는수직및수평적왜곡모두가크게나타났다. 참고문헌 1. Albrektsson T. A multicenter report of osseointegrated oral implants. J Prosthet Dent 1988; Adell R, Ericksson B, Lekholm U, Bränemark P-I, Jemt T. A long- term follow-up study of osseointegrated implants in the treatment of totally edentulous jaws. Int J Oral Maxillofac Implants 1990;5: Zarb GA, Schmitt A. A longitudinal clinical effectiveness of osseointegrated dental implants. The Toronto study. Part II. The prosthetic results. J Prosthet Dent 1990;64: Adell R, Lekholm U, Rockler B, Bränemark P-I. A 15-year study of osseointegrated implants in the treatment of the edentulous jaw. Int J Oral Surg 1981;10: Sones AD. Complications with osseointegrated implants. J Prosthet Dent 1989; 62: Carlson B, Carlsson GE. Prosthodontic complications in osseointegrated dental implant treatment. Int J Oral Maxillifac Implants 1994;9: Skalak R. Biomechanical considerations in osseointegrated prostheses. J Prosthet Dent 1983;49: Kan JY, Rungcharassaeng K, Bohsali K, Goodacre CJ, Lang BR. Clinical methods for evaluating implant framework fit. J Prosthet Dent 1999;81: Wee AG, Aquilino SA, Schneider RL. Strategies to achieve fit in implant prosthodontics : A review of the literature. Int J Prosthodont 1999;12: Taylor RL, Bergman GF: Laboratory techniques for the Bränemark system. Chicago, IL, Quintessence, Tan KB, Rubenstein JE, Nicholls JI, Yuodelis RA. Three-dimensional analysis of the casting accuracy of one-piece, osseointegrated implant- retained prostheses. Int J Prosthodont 1993;63: Ziebert GJ, Hurtado A, Glapa C, Schiffleger BE. Accuracy of one-piece castings, preceramic soldering. J Prosthet Dent 1986;55: Bruce RW. Evaluation of multiple unit castings for fixed partial dentures. J Prosthet Dent 1964;14: Goll GE. Production of accurately fitting fullarch implant frameworks: Part I-Clinical procedures. J Prosthet Dent 1991;66: Carr AB, Stewart RB. Full-arch implant framework casting accuracy. preliminary in vitro observation for in vivo testing. J Prosthodont 1993; 12: White GE. Osseointegrated dental technology. chicago: Quitessence Publishing P Fusayama T, Wakumoto S, Hosoda H. Accuracy of fixed partial dentures made by various soldering techniques and onepiece casting. J Prosthet Dent 1964;14: Huling JS, Clark RE. Comparative distortion in three-unit fixed prostheses joined by laser welding, conventional soldering, or casting in one piece. J Dent Res 1977;56: Rubin JG, Sabella AA. One-piece castings for fixed bridgeworks. J Prosthet Dent 1955;5: Lim JS, Jeon YC, Jeong CM. Three-dimensional comparision of framework dis- 166

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16 ABSTRACT FIT OF IMPLANT FRAMEWORKS FABRICATED BY ONE-PIECE CASTING, LASER WELDING, SOLDERING, AND ELECTRIC DISCHARGE MACHINING Young-Hoon Seol, Chang-Mo Jeong, Young-Chan Jeon, Sung-Won Kang* Department of prosthodontics, College of Dentistry, Pusan National University Department of naval architecture and ocean engineering, College of Engineering, Pusan National University* The purpose of this study was to measure and compare the strains produced by screw-tightening implant frameworks fabricated by five different fabrication methods; (1) one-piece cast using plastic sleeve, (2) one-piece cast using gold cylinder, (3) laser welding, (4) soldering, and (5) electrical discharge machining, and also to measure and compare the strains produced when the order of screw tightening was changed. A research model incorporating eighteen strain gages was made to measure the fit of implant frameworks in three dimensions. Three implants aligned in an arc were fixed on the top ends of the L-shape aluminum bars of the research model, and standard abutments were joined to the implants with abutment screws. Five types of implant framework were placed on the abutments and screwed by a torque wrench using 10 Ncm. Under the conditions of this study, the following conclusions were drawn: 1. The electrical discharge machining group showed the smallest magnitude of strain, followed by the soldering group, the laser welding group, the one-piece cast group using gold cylinder, and the one-piece cast group using plastic sleeve. However, among the magnitude of strain for the remaining groups except the electrical discharge machining group, there were not significant differences. 2. When the order of screw tightening was changed, there were not significant differences in the magnitude of strain. 3. In comparison with the electrical discharge machining group, the laser welding group and the one-piece cast groups showed greater horizontal distortion and the soldering group showed greater horizontal and vertical distortion. Key words : One-piece casting, Laser welding, Soldering, Electrical discharge machining, Distortion 171