目的通过三维有限元分析研究下颌水平低位阻生第三磨牙分冠术中切割内摩擦角对周围组织的生物力学影响规律,建立精准分冠的量化操作标准。
方法基于CBCT数据构建包含阻生牙(M3M)、邻牙(M2M)、牙周膜、皮质骨/松质骨及下牙槽神经管的三维有限元模型,分别设置四组内摩擦角(50°/60°/75°/90°)的不同参数,模拟35 N垂直载荷下的分冠过程,系统评估牙体断裂效率及邻牙、颌骨、神经管的应力/位移响应。
结果基于牙釉质最大屈服强度即应力阈值,通过应力集中系数(stress concentration factor,SCF)对牙体断裂效率进行量化评估,发现60°内摩擦角组较传统90°组应力集中效应提升139.57%,断裂效率提高;50°组因应力中断导致不完全断裂。
在邻牙保护方面,较传统90°组,75°与60°组使M2M牙周膜应力降低16.7%。在骨折风险评估中,50°组舌侧骨板应力接近下颌骨屈服阈值。在神经管保护中,60°组神经管应力相较于75°组及50°组为最低。
结论水平低位阻生第三磨牙拔除术中,切割牙冠形成的内摩擦角(60°、75°)在便于牙冠断裂及脱位的同时,一定程度上保护了第三磨牙的周围组织。
但过小的内摩擦角(50°)会导致分冠后的牙体组织分布不均匀,从而导致应力中断,降低断裂效率。
通过不同内摩擦角大小下分冠对周围组织所受应力及位移变化的测定,在本实验模型理想状态下,60°及75°为最佳切割牙冠时的内摩擦角,在分冠时需要控制在该角度范围内。
在手术过程中应格外加强对舌侧骨板的保护措施,以有效避免对血管及神经造成损伤。
下颌阻生第三磨牙;微创拔牙;三维有限元分析;生物力学分析;内摩擦角;应力分布
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进化过程中现代人颌骨骨量逐渐减小的趋势与牙列固有宽度之间存在矛盾,导致下颌第三磨牙阻生发病率高,可引发邻牙吸收、冠周炎、间隙感染及囊肿等继发疾病。
拔除术作为主要治疗手段[1],仍面临显著技术挑战,尤其是对邻近下牙槽神经管的水平低位阻生齿而言,术中神经损伤风险突出[2-3]。
分冠技术作为解除阻力的关键环节,其操作精度直接影响手术安全性[4],现有研究建议保留冠底1/3牙体组织,随后利用牙挺或剥离子完成牙冠的分离[5]。
目前,传统切割方式仍存在组织损伤隐患[6]。华成舸[7]提出的刚体平动与斜面原理为微创拔牙提供了新思路,即通过减小内摩擦角可能实现更安全的组织分离,但其力学机制尚需量化验证。
锥形束计算机断层扫描(cone beam computed tomography,CBCT)可清晰显示阻生齿的三维解剖关系[8],使医师在阻生牙拔除术中的判断更为准确,操作更为精细。同时,CBCT的DICOM数据为我们提供了精确构建牙及颌面部解剖结构三维模型的可能性,进而进行各种解剖结构的形态、分布及空间结构的分析,即有限元分析(finite element analysis,FEA)[9]。
有限元分析的优势在于它能够将微小且复杂的解剖结构(如牙根、牙髓、神经管、牙周膜、骨皮质和骨松质)进行分解,提供在患者体内无法实现的独立测量方法[10-11],并且为口腔医学领域提供了一种精确且量化的研究手段。借助对口腔解剖结构及功能的数学建模与计算模拟,我们能够为临床治疗方案的制定提供更科学、更个性化的依据[12]。
下颌阻生第三磨牙因其解剖位置的特殊性及周围解剖结构的复杂性,使得有限元分析成为术前的理想应用工具。
尽管已有研究对下颌阻生第三磨牙的拔除术进行了有限元分析[5,13],但对更为精细的结构,尤其是下牙槽神经管的具体应力分析却鲜有涉及。本研究使用有限元分析法建立下颌水平阻生第三磨牙及其相邻第二磨牙、皮质骨、松质骨、牙周膜以及下牙槽神经管的模型,并分析不同内摩擦角切割对周围组织的力学影响,旨在为临床拔除水平低位阻生第三磨牙时的分冠步骤提供科学参考,提高手术效率与安全性。
1.1 器械材料
Planmeca CBCT扫描仪(Planmeca ProMax 3D Mid,Planmeca公司,芬兰);Mimics 21.0(Materialise 公司,比利时);Geomagic 21.0(Geomagic 公司,美国);Solidwork 2022(Dassault 公司,法国);Ansys Workbench 2021(Ansys 公司,美国)。
1.2 方法
1.2.1 模型建立
1.2.1.1 选定建模对象
本研究已通过山西医科大学第二医院伦理委员会批准(批号:[2025]YX第172号)。选取1例山西医科大学第二医院口腔科下颌水平低位阻生第三磨牙成年患者的CBCT影像,要求第三磨牙牙根发育完全,且周围骨质无吸收,无牙体缺损,相邻下颌第二磨牙牙体组织及周围骨质完整,下颌骨发育完整,无骨质缺损以及颌骨囊性病变,第三磨牙牙根与下牙槽神经管关系密切,处理导出为DICOM数据。本实验数据采集已获得患者知情同意。
1.2.1.2 三维有限元模型建立
将数据导入Mimics 21.0软件,通过蒙版结合手动阈值分割得到三维模型,导出为STL格式,随后导入至逆向工程软件Geomagic 21.0中,文献表明,在牙齿附近的下颌骨皮质骨厚度通常在 1 mm至 3 mm,将2 mm作为骨皮质厚度[14-15],利用偏移指令将外表面整体向内偏移收缩2 mm,从而使皮质骨与松质骨实现分离。随后建立牙与颌骨之间的牙周膜模型,取0.2 mm作为牙周膜厚度[16],将阻生齿与第二磨牙的初始模型通过形态扩展功能沿法线向外偏移0.2 mm。以上结构均进行表面优化过程。
将经过表面优化后的模型以STP格式导入Solidwork,采用布尔差运算来计算完整牙周膜模型,将第二磨牙、第三磨牙及神经管各结构按实际情况放置,并做出相应调整。接着利用布尔差依次计算下颌骨模型(皮质骨、松质骨)和两颗牙的装配模型,从而在皮质骨和松质骨模型上实现牙槽窝建模。模型装配完成之后,导出为X_T格式的文件便于后续有限元模型的构建。
将X_T格式文件导入Ansys Workbench软件,首先对颌骨、牙及下牙槽神经管使用三角形及四边形网格进行精确网格划分。假设模型中皮质骨与松质骨材料性质连续、均质、各向同性,牙齿设为各向同性[16-18],根据以往研究[13,16,19-22],设置本实验具体材料的弹性模量及泊松比(表1),得到最终有限元模型(图1)。
表1
材料属性
Tab.1 Material properties
图1
图1建立完整水平低位阻生齿及其周围结构模型
A:骨皮质模型;B:骨松质模型;C:第三磨牙及邻近第二磨牙、牙周膜、下牙槽神经管模型。
Fig.1Model establishment of a complete horizontally low-positioned impacted third molar and surrounding structures
1.2.1.3 实验模型的建立
模拟临床截冠方式,我们以临床中所使用的直径1 mm的长车针作为切割工具,牙冠咬合面至颈部的外形高点处作为起始点,沿近远中最大径进行切割,牙冠底部剩余组织预留1.5 mm,接着将车针进针处向远中平移,切割终点止于舌侧边缘嵴,从而使裂隙与根方牙体组织形成内摩擦角α,顺时针方向角度为正,基于已有研究[13],以及临床操作中车针所能达到的最大边界,将角度分为90°、75°、60°、50°,其中90°是基准组M0,其余三组分别为M1(75°)、M2(60°)和M3(50°)(图2)。
图2
图2根据不同内摩擦角切割牙冠对模型进行分组,裂隙宽度1 mm,底部预留1.5 mm组织
Fig.2Model grouping based on internal friction angle with crown sections cut, featuring a fissure width of 1 mm and 1.5 mm of tissue retained at the base
1.2.1.4 约束及载荷条件
为了更真实地反映拔牙操作中牙体与骨组织的力学相互作用,我们通过限制非目标自由度,施加约束,分别为边界约束,即在下颌骨近远中面及底面施加约束,模拟术中骨组织的固定状态;组织间接触的处理中,牙釉质、牙周膜与下颌骨间使用绑定约束,消除界面相对滑动,以保障载荷的有效传递,牙冠部分骨质与釉质之间脱离接触,模拟临床去除牙冠周围骨质的过程。
施加载荷来模拟牙冠切割后使用牙挺或剥离子进行牙体组织的断裂,故我们选择在牙冠施加70 N的断裂力,均匀分散在牙冠两端断面上,分别为35 N,载荷方向垂直于表面(图3)。
图3
图3第三磨牙切割后的载荷条件
A:力的方向为X轴相反方向,朝向牙冠;B:力的方向为沿X轴方向,朝向牙根;两个方向的力大小均为35 N,均匀分散在断面。
Fig.3Loading conditions on the sectioned third molar
1.2.2 观察指标
采用Ansys Workbench 21.0软件进行应力分析,观察相同载荷中,不同角度切割牙体的断裂效率,以及断裂时第三磨牙牙冠底部、相邻第二磨牙、周围骨组织、下牙槽神经管以及牙周膜的最大von Mises应力及位移。
其中,牙体的断裂效率以应力集中系数(stress concentration factor,SCF)进行量化评估,公式如下:SCF=σmaxσyield
σmax为牙冠所受最大von Mises应力,σyield为牙体组织的最大屈服强度。Zaytsev[23]测得人牙釉质的屈服强度为(363±8)MPa,本实验取σyield值为363 MPa。
2.1 第三磨牙应力及位移分析
2.1.1 最大von Mises应力
各组模型在关键解剖结构均呈现特征性应力集中现象,具体表现为:裂隙底部及边缘嵴等区域均出现应力的梯度变化。从应力分布特征来看,所有组别最大von Mises应力均定位于裂隙远中区域底部。
在最大von Mises应力演变方面,M0、M1和M2随内摩擦角参数调整呈现规律性变化:当切割内摩擦角度从M0组的90°逐步递减至M2组的60°时,第三磨牙牙冠底部最大主应力值呈递增趋势,分别为275.92 MPa(M0,SCF≈0.760)、459.15 MPa(M1,SCF≈1.265)和661.01 MPa(M2,SCF≈1.821),应力增幅达139.57%,M3组最大主应力值急剧下降至176.87 MPa(SCF≈0.487),较M2组降幅达73.2%(图4)。
M1与M2组的最大von Mises应力均大于牙釉质屈服强度阈值。另外值得注意的是,M3组牙冠底部残余牙体组织呈现非均匀应力分布特征,应力云图显示近远中方向存在较为明显的应力中断区域,这种现象说明在本实验的载荷条件下,牙冠组织无法完全断裂(图5)。
图4
图4四组模型第三磨牙应力比较,M1与M2牙冠底部呈现较高应力集中
Fig.4Stress comparison of the third molars in four model groups;M1 and M2 exhibit higher stress concentration at the base of the crown
图5
图5四组最大von Mises应力位置对比
Fig.5Comparison of maximum von Mises stress locations in four groups
2.1.2 位移场分布
针对第三磨牙位移响应特征的生物力学分析显示,所有实验组的位移矢量场最大值均集中于裂隙近中的牙冠组织顶点区域。M0、M1和M2中,当内摩擦角从M0组的90°依次递减至M1组75°、M2组60°时,峰值位移呈现较为明显的增长,分别为0.23 mm(M0)、0.29 mm(M1)及0.33 mm(M2),位移增幅与内摩擦角参数呈负相关趋势,并且牙根有顺时针旋转趋势。
值得注意的是,M3组顶点位移锐减至0.05 mm,较M2组降幅达84.8%,该力学行为与其最大主应力的下降趋势相契合(图6)。
图6
图6第三磨牙不同位移方向及大小
Fig.6Displacement directions and magnitudes of the third molar
2.2 第二磨牙、牙周膜及周围牙槽骨应力及变形分析
2.2.1 第二磨牙牙周膜最大von Mises应力
M1与M2组牙周膜呈现相似的应力集中特征,最大von Mises应力值均为0.05 MPa。其应力分布差异体现在:M1组应力峰值位于第三磨牙近根尖1/3远中面,M2组应力集中开始向舌侧偏移;M3组表现差异较大,其最大应力值升高至0.10 MPa,应力集中区转移至第二磨牙近颈缘。当内摩擦角参数设置为75°(M1组)和60°(M2组)时,牙周膜承受的峰值应力低于基准组M0的0.06 MPa(表2),其最大von Mises应力降低16.7%,可有效降低第二磨牙牙周膜负荷(图7、8)。
表2
阻生齿周围结构(除颌骨外)最大von Mises应力对比
Tab.2 Comparison of maximum von Mises stress in surrounding structures (excluding the jawbone) of impacted MPa
图7
图7第二磨牙牙周膜外侧应力分布
Fig.7Stress distribution at the outer surface of the periodontal ligament of the second molar
图8
图8第二磨牙牙周膜牙根面应力分布
Fig.8Stress distribution at the periodontal ligament-root surface interface of the second molar
2.2.2 牙周膜形变(位移)分布
通过对形变云图的定量解析(图9),各实验组在第三磨牙牙冠断裂工况下呈现以下特征:M1组与M2组的最大变形均集中于远中轴面近根尖1/3区域,其中,M1组峰值变形量为0.31 μm,M2组变形量降至0.27 μm,降幅达12.9%(相较于M1组),M3组最大位移场发生区位转移,峰值点迁移至舌侧牙周膜中部,变形量达0.32 μm,较M2组升高18.5%。
值得注意的是,在相同载荷条件下,基准组M0呈现最大形变(0.38 μm),而M2组的形变抑制效果最为显著,较M0降低30.0%,该数据一定程度上说明调整内摩擦角至60°参数可有效优化牙周膜的力学保护效应。
图9
图9第二磨牙牙周膜形变分布
Fig.9Strain distribution in the periodontal ligament of the second molar
2.2.3 相邻第二磨牙最大von Mises应力及位移
邻近第二磨牙牙根区域的最大von Mises应力呈现非线性分布特征,四组模型对应的应力值依次测得为0.17 MPa(M0组)、0.14 MPa(M1组)、0.16 MPa(M2组)和0.13 MPa(M3组)(图10,表2)。生物力学测试表明,在牙冠断裂过程中,M3组第二磨牙牙根峰值位移达0.22 μm(较M2组0.14 μm显著高出57.1%),且位移趋势与其他三组相反,牙冠向远中位移,牙根向近中位移(图11)。
M3组位移增幅与应力降低趋势形成对比。这种位移-应力的逆向关联特征提示:虽然M3组第二磨牙有效分散了应力集中(较M0组下降23.5%),但可能以增大牙体位移为生物力学代偿。
图10
图10四组第二磨牙牙根应力分布
Fig.10Root stress distribution in the second molar across four model groups
图11
图11第二磨牙牙体位移分布
Fig.11Displacement distribution in the second molar
2.2.4 皮质骨最大von Mises应力及形变分布
M0、M1、M2组最大von Mises应力均集中在第三磨牙舌侧骨板。随着内摩擦角参数递减,骨皮质应力呈现递增趋势:25.85 MPa(M0),40.67 MPa(M1),58.92 MPa(M2)。值得注意的是,该应力增长序列仍低于骨皮质屈服强度阈值80 MPa[24]。M3组展现独特的双相应力分布模式:主要应力区分布于舌侧骨板,峰值应力降至7.29 MPa(图12)。
骨皮质生物力学响应的量化分析显示,形变场与应力场存在一定程度上的重叠,当内摩擦角参数从M0组依次递减时,骨皮质形变呈现先增后降的非线性响应:1.15 μm(M0),2.12 μm(M1),3.96 μm(M2),1.25 μm(M3)。最大形变量3.96 μm(M2组)仍低于骨改建启动阈值,提示舌侧骨板的骨折风险较低(图13)。
图12
图12骨皮质舌侧骨板应力分布
Fig.12Stress distribution in the lingual cortical bone plate
图13
图13皮质骨形变分布
Fig.13Strain distribution in the cortical bone
2.2.5 松质骨最大von Mises应力及形变分布
关于松质骨的应力,前三组的应力集中区域一致,且最大von Mises应力均位于第三磨牙牙冠底部,其中M1组20.10 MPa,M2组松质骨应力介于M0与M1之间,为16.94 MPa(图14)。
值得关注的一点是,当内摩擦角为50°时,骨松质的最大von Mises应力位于第三磨牙颊侧远中外斜线对应的位置上,在第三磨牙的切割线处有一条应力集中带,且应力为70.60 MPa,接近颌骨的屈服强度,松质骨的形变也相比于前三组出现增长(图15)。
因此,在内摩擦角为50°时提示可能更容易出现松质骨的破坏,导致应力性骨折,在此种载荷条件下,松质骨的形变量也是四组中最大。
图14
图14松质骨应力分布
Fig.14Stress distribution in cancellous bone
图15
图15松质骨形变分布
Fig.15Strain distribution in cancellous bone
综合来看,我们将四组模型对颌骨(包括骨皮质与骨松质)所造成的最大von Mises应力进行综合对比,可以观察到M0(25.85 MPa)、M1(40.67 MPa)、M2(58.92 MPa)以及M3(70.60 MPa)四组数据,说明,随着内摩擦角减小,牙齿断裂时对颌骨的应力有所增加, 而M3组风险最高,表明在分冠时,要尽量控制内摩擦角,不能为追求牙冠脱位的便利性而一味地减小内摩擦角。
2.2.6 下牙槽神经管的最大von Mises应力与形变分析
M2组在神经管上壁产生的最大von Mises应力(0.15 MPa)为四组中最小。M3组产生了四组中最大的应力集中(0.20 MPa)(表2)。值得注意的是,M0~M2组神经管壁最大von Mises应力位于牙冠底部对应位置,而M3组为第三磨牙根尖区对应位置(图16、图17),这与第三磨牙的形变分布对应一致,均代表了对神经管的挤压状态。但M2组的管壁应力分布更为均匀。
图16
图16神经管应力分布
Fig.16Stress distribution in the mandibular canal
图17
图17神经管形变分布
Fig.17Strain distribution in the mandibular canal
本研究基于内摩擦角斜面分割原理对下颌水平低位阻生齿分冠进行有限元模拟,即通过切割,人为地形成一个斜面,分割后的牙体组织将沿斜面脱位,内摩擦角越小,脱位阻力越小[7]。本研究假设,在水平低位阻生齿斜面分割操作中使用内摩擦角切割,在斜面切割后既可以保证断裂效率,又能维持周围组织应力于安全范围内。
在肌肉力学的一项研究中,牙科医师在中等强度下使用高速手机后,手指肌肉能达到(48.88±19.44)N的力[25],在进行拔牙及去骨的高强度操作中,医师所使用的峰值握力为15~40 N,在进行种植时可以使用35 N·cm的扭矩,并且大多数外科医生可以主观感知35 N的力[6,26],故本研究载荷条件改为方向相反的相同大小的35 N。实验在初始内摩擦角90°的模型基础上进行调整,将车针切割起始点从远中偏移,原方案拟形成15°等差间隔进行实验,但在预实验中观察到:当内摩擦角调整至45°时,切割效果未达完全分冠要求,且残留牙体组织量显著增加。
若通过切割线平移方式进行补偿修正,则会突破牙冠解剖界限,此方案既违背临床微创去骨的基本原则,又导致关键变量失控。经多参数对比分析,最终确立了75°、60°、50°三组梯度方案,其中50°调整角在保证有效分冠的同时,兼具最佳变量控制效能,故被确定为较优实验参数。
基于有限元分析结果,本研究揭示了不同内摩擦角对牙冠生物力学行为的特异性影响机制。实验组(75°、60°、50°)均呈现舌侧牙冠组织变薄与颊侧增厚的形态学特征,在35 N垂直载荷下,3组样本的初始应力集中区均位于舌侧裂纹萌生区域。值得关注的是,当内摩擦角降至50°时,其力学响应呈现较为明显的变化:牙冠底部靠颊侧形成低应力区,较其余三组降低,且低于牙体组织的屈服强度阈值,提示此时牙冠难以通过35 N的载荷实现有效断裂。
进一步分析位移场分布发现,随着内摩擦角从75°递减至50°,位移分布呈现系统性偏移现象,最大位移量从颊侧区域逐渐迁移至远中舌尖。其本质在于切削工具与牙体组织接触界面产生的非对称应力传导[27]:当内摩擦角过小时,斜形切削导致舌侧区域过薄,颊侧区域过厚,造成牙冠结构不均匀,从而改变整体应力传导路径。
通过多组对比实验(基准组M0与实验组M1、M2)发现,当内摩擦角设置为75°和60°时,系统展现出更优的生物力学兼容性:在相同载荷条件(35 N)作用下,第三磨牙断裂效率较基准组有明显提升;同时,邻近第二磨牙牙周膜应力峰值降低,牙根位移量也得到较好的控制。
这说明减小内摩擦角可以使被环抱的牙冠组织更好地脱位,并可以减少继发性组织损伤风险。虽然M1组(75°)和M2组(60°)的颌骨总应力峰值分别达到40.67 MPa和58.92 MPa,较基准组有较为明显的提升,但仍低于下颌骨的屈服强度阈值80 MPa[24],不会引发骨组织变形。
然而在M3组(50°)中,应力场分布呈现出一定的力学风险:颌骨应力值增长至70.60 MPa,接近于颌骨的综合屈服强度,操作中造成颌骨骨折的风险大大增加。该模型组对神经管所产生的应力相较于前三组也有明显提升,导致神经管损伤的概率更高。
韩正功[13]通过研究发现,在50°<内摩擦角<80°的特定范围内,近中阻生齿的切割斜面增大,内摩擦角减小,在第二磨牙阻生处产生的应力集中范围逐渐变小,最大应力值也逐渐减小。
但对阻生齿牙周膜的应力会有所增大,基于对周围组织损伤的进一步研究,本实验初步确定内摩擦角在60°至75°之间为最佳切割范围。这一参数组合不仅能够有效维持较高的分冠效率,还降低了颌骨骨折的风险。
采用适宜的内摩擦角进行斜形切割牙冠,相较于传统的垂直切割方式,不仅能使牙冠沿斜面顺利脱位,提高操作的便捷性,还能提高保守切割后牙冠的断裂效率,确保切割的彻底性。同时,这种切割方式对周围组织,特别是邻近第二磨牙的牙根和牙周膜,提供了更为周全的保护。此外,颌骨和神经管所承受的应力均控制在安全阈值之内,确保了手术的安全性和可靠性。
术前可通过CBCT确定进针点与分牙角度,在本模型中,60°~75°角度范围可通过细车针(直径1 mm)偏移2~3 mm实现,为术中斜行分冠操作提供参考。
本研究基于Xu等[5]对于不同分牙深度对周围组织的安全性分析,确定在最佳剩余组织厚度条件下进一步明确不同内摩擦角分冠对周围组织结构的影响。
综合分析牙体组织剩余厚度及内摩擦角大小的两部分数据,我们发现厚度控制于1.5 mm,角度控制于60°及75°可以在保证断裂效率的情况下使牙周膜应力维持于<0.05 MPa、颌骨应力维持于<60 MPa及神经管形变维持于<0.06 μm,可以实现保护周围组织的作用。
本研究有限元模型在材料本构模型设定方面采用了各向同性、均质化的简化假设,这种力学特征的简化处理,可能对关键区域的应力评估产生系统性偏差:下颌骨垂直方向的弹性模量明显小于近远中向和颊舌向的弹性模量[28],因此,在舌侧骨板应力分析中,各向同性模型可能低估了骨板颊舌向的实际应力值,导致对M3组70.60 MPa应力值的风险评估存在局限性;而在松质骨形变分析中,各向同性假设未能反映骨小梁沿主应力方向的力学强化效应[29],可能高估了其塑性变形风险。
后续的实验建议引入基于有限元分析的动态数值模拟技术,建立考虑更加接近生物特征的本构模型,通过参数化扫描获取非线性力学响应数据。
后续还可进一步对牙冠断裂的施力方式进行研究,如Yan等[30]使用杠杆力以及轮轴力来测定下颌骨以及拔牙窝的应力。还应发挥有限元方法及计算机模拟的优势,建立拔牙器械模型,做到模型的载荷条件更加精确,更加贴近临床真实情况。
水平低位阻生第三磨牙拔除术中,切割牙冠形成的内摩擦角在便于牙冠断裂及脱位的同时,一定程度上保护了第三磨牙的周围组织。但过小的内摩擦角会导致分冠后的牙体组织分布不均匀,从而导致应力中断,降低断裂效率。通过对不同内摩擦角大小下分冠对周围组织所受应力及位移变化的分析,本实验中,理想的模型条件下,60°及75°为最佳切割牙冠时的内摩擦角,在分冠时需要控制在该角度范围内。在手术过程中亦应格外加强对舌侧骨板的保护措施,以有效避免对血管及神经造成损伤。
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