CC BY
15
I
Орипнальы досл1дження
Original Researches
Травма
УДК 616.717.5-001.5 DOI: 10.22141/1608-1706.2.20.2019.168019
Зазiрний 1.М.1, Василенко А.В.2
1Центр ортопедИ, травматолог!! та спортивно!медицини Кл/н/чно! л1карн1 «феофаня» ДУС, м. Ки!в, Укра!на
2Ки!вська м1ська кл1н1чна л1карня швидко! медично!допомоги, м. Ки!в, Укра!на
ШШ Я Я я я я
Бюмеханшне моделювання у визначенш м1цноси
и ■ ■■■ ■ ■ ■ ■ ■ ■
ф|ксаци р1зних вид1в 1мплантапв при лжуванж внутр1шньосуглобових перелом1в дистального метаеп1ф1за променевоТ к1стки за типом Ñ3 (б1омехан1чне досл1дження)
Резюме. У статтi наведено результати бюмеханчного моделювання осьових навантажень на систему «'¡мплантат — юстка» в умовах перелому дистального метаепiфiза (ДМЕ) променево! юстки (ПК) за типом С3. Проведено аналiз напруження та деформаций, як виникають при утворенн уламюв ДМЕ променево! юстки та iмплантату,, пд час реабШацИ Мета до^дження — покращення результат лiкування хво-рих i3 нестабльними, тяжкими, внутршньосуглобовими переломами ДМЕ ПК за типом 23-С3. Завданням досыдження було визначення: залежност величини змщення уламюв вд величини прикладеного наванта-ження при фiксацi! р'зними фксуючими системами; стаб^зуючихвластивостей р'знихвидiв фiксацi! (спиц 2,0 мм, пластини без кутово! стабльностi, пластини з кутовою ставльн'ютю та фксованим кутом, пластини з пол/'акс/'альною кутовою ставльн'ютю) при моделюванн перелому ДМЕ ПК за типом С3; оптимального варiанта фiксацi! перелому ДМЕ ПК за типом С3.
Ключовi слова: внутршньосуглобовий перелом; променева юстка; фксацяперелому
Переломи дистального вщдшу променево! ыстки (ПК) е найчастшим видом перелому, що виникають у людей, i становлять основну частину роботи орто-педичного та хiрургiчного вщдшення в усьому свт. Запропоновано сотш методик, здшснюються постш-ний пошук нових i вдосконалення старих способiв лшування ще! тяжко! патологи, однак остаточного виршення питання, яке б задовольняло вах лiкарiв та !х пащенпв, дом не знайдено [1]. Проблема ви-бору тактики лшування переломiв променево! ыстки у дистальному вщдш не втратила свое! гостроти до-тепер. Труднощi лшування внутршньосуглобових, нестабшьних переломiв дистального метаепiфiза (ДМЕ) променево! ыстки викликаш зазвичай ви-сокоенергетичним характером ураження, високою частотою ушкодження зв'язкових структур. Основна вимога при лшуванш таких переломiв — анатомiчна репозицiя, вiдновлення суглобово! поверхш, довжи-ни променево! кiстки, стабшьна фiксацiя уламкiв.
На сьогоднi доступною е велика кiлькiсть видiв ль кування, включаючи закриту репозицiю i накладан-ня rincoBo! шини, закритий остеосинтез перелому за допомогою спиць Кршнера, зoвнiшня фiкcацiя мо-дульним, стрижневим апаратом, в!дкрита репoзицiя та внутршня фiкcацiя за допомогою волярно! блоку-ючо! пластини [7].
Матер1али та методи
Бioмехaнiчне дocлiдження проведено на базi лабораторий бюмехашки 1нституту патолог!! хребта та cуглoбiв iменi професора М.1. Ситенка НАМНУ з використанням стенда для бюмехашчних дослщжень. Метою експери-менту було визначення надшносп фiкcaцi! перелoмiв дистального метaепiфiзa ПК за допомогою стандартних фiкcaтoрiв у вигляд! спиць 2,0 мм, пластин без кутово! стабтьносл та !мплантатав з р!зним видом блокуючо! системи фшсац!!. Дослщження проводилося на 24 син-тетичних моделях компан!! Synbone Swiss Made (7001
© «Травма» / «Травма» / «Trauma» («Travma»), 2019
© Видавець Заславський О.Ю. / Издатель Заславский А.Ю. / Publisher Zaslavsky O.Yu., 2019
Для кореспонденци: Зазфний I.M., Кл1н1чна л^арня «Феофан1я» Державного управлшня справами, вул. Академ^а Заболотного, 21, м. КиТв, 03680, УкраТна; e-mail: zazirny@ukr.net For correspondence: I.M. Zazirnyi, Clinical Hospital "Feofaniya" of the Agency of State Affairs, Academic Zabolotny st., 21, Kyiv, 03680, Ukraine, e-mail: zazirny@ukr.net
right Radius), як за анатомо-механ1чними властивостя-ми наближен1 до юстково1 тканини людини. На муляжах Synbone Swiss Made шляхом розр1зання було 1м1товано перелом ДМЕ ПК за типом С3 (рис. 1). Хоча нестабтьш переломи за типом С можуть мати чимало р1зноман1тних вар1ант1в утворення фрагмент1в, ми систематизували та видтили основн1 з них, яю утворюються пщ час ушко-дження (рис. 2). Кожна модель перелому ф1ксувалася чотирма способами фксацш спицею 2,0 мм, пластиною без кутово!' стабтьносл DSP, пластиною з кутовою ста-бтьнютю та ф1ксованим кутом (LSP Synthes) i пластиною з пол1акс1альною (багатор1вневою, суглобовою пщтрим-кою) кутовою стабтьнютю (LSP Stryker) (рис. 2). Модел1 птдавалися да цикл1чних довготривалих компрес1йних навантажень р1зними способами. Для визначення меха-н1чних властивостей зразка проводили його компресшне навантаження за допомогою машини для бюмехашчного дослщження. Зразки встановлювали на рухомому стол1 досадно!" машини. Навантаження прикладали шляхом вертикального перемщення рухомого стола машини. Експеримент повторювали з кожним вар1антом фксаци' на 6 синтетичних моделях променево!' кустки. Швидисть деформування зразка змшювали вт 2 до 8 мм/хв. Попе-редне навантаження становило 50 Н. Зусилля стискання вим1рювали динамометром, сигнал з якого надходив у м1кропроцесор тензодинамометра CAS CI-2001A з тен-зометричним датчиком SBA-100L. П1сля дослщждення отримана 1нформац1я ф1ксувалася у вигляд1 д1аграми деформування у координатах «навантаження Р — абсолютна деформащя (перемщення) Ар».
Пщ час роботи з програмою 1ндикатор випробуваль-но1 машини вказував на поточне число цикл1в навантаження; поточну величину навантаження P, що дае на зразок; перемщення рухомо!' траверси. Зазначен1 дан1 тд час випробувань при цикл1чних навантаженнях за-писували за допомогою ноутбука ASUS 1з вбудованою веб-камерою ASUS (1.3 mp). Дан1, отриман1 в результата експерименту, були оброблеш статистично. Розрахунки проводилися за допомогою пакета для обробки та ана-л1зу досл1дницьких даних SPSS 11.0. Попередня подготовка даних для обробки проводилася при використанн1 пакета MS Excel+ 2017. Для визначення статистичних характеристик моделей фксаци' були застосоваш стан-дартн1 методи описово!' статистики: визначення серед-нього, стандартного вщхилення виб1рки, дисперс1я. Ступ1нь в1дм1нност1 м1ж видами фксаци' виявляли за допомогою дисперсшного анал1зу з поправкою Бонфер-рон1 (для усунення ефекту множинних пор1внянь) [2, 3].
Результати та обговорення
Дослiдження стабiлiзацiйних властивостей спиць при фксаци переломiв дистального в^дд^у променевоУ кiстки
Д1аграми залежносТ зм1щення (перем1щення) в1д-ламюв в1д величини прикладеного зусилля для р1зних схем навантаження наведено на рис. 3. Для побудови графтв використовувалися показники п1сля вим1р1в на 6 моделях.
Як бачимо, при синтез! уламюв за допомогою спиць модель демонструе непоган1 ф1ксуюч1 можливост при осьовому навантаженн1 (максимальне перемщення — близько 3,5 мм при навантаженш до 10 кг, шсля чого втрачаеться ф1ксац1я i настае ефект зм1щення). При 1нших видах навантаження на модельований перелом ефект змщення настае при величиш перемщення близько 8,0 мм. Найпрш1 результати даний вид фксаци' показав при навантаженш 1з зовшшньо! сторони, тому що втрата фксаци' настала вже при навантаженн1 5,0—6,0 кг.
Досодження стaбiлiзaцiйних властивостей пластини без кутовоУ стaбiльностi при фксаци переломiв дистального вод^у променевоУ кютки
Д1аграми залежност1 зм1щення уламюв вщ величини прикладеного навантаження для р1зних схем навантаження наведено на рис. 4. Для побудови д1аграми використовувалися показники шсля вим1р1в на 6 моделях.
Зпдно з рис. 4, при поеднанш вщламюв за допомогою пластини без кутово!' стабтьносл модель демонструе най-кращ1 ф1ксуюч1 можливост1 при осьовому навантаженш, максимальне перемщення становить близько 2,0—2,5 мм при навантаженш до 10 кг, шсля чого не втрачаеться фкса-цш. При навантаженш з тильно! та долонно! сторш теж не втрачаеться фксацш, а змщення при навантаженш 10 кг дор1внюе близько 10 мм — з долонно! сторони i близько 12,0 мм — з тильно1 сторони. Найпрш1 результати цей вид фкдсаци показав при навантаженш з променево! сторони, тому що втрата фкдсаци настала при навантаженш до 8,0— 10,0 кг залежно вт якост контакту м1ж уламками.
Дослiдження стабшзацмних властивостей пластини LSP i3 фiксовaним кутом блокування при фiксaцiï переломiв дистального вiддiлу променевоУ кiстки
Д1аграми залежност зм1щення вщламюв в1д величини прикладеного навантаження для р1зних схем навантаження наведено на рис. 5. Для побудови д1аграми використовувалися показники шсля вим1р1в на 6 моделях.
Як подано на рис. 5, при синтез! уламюв за допомогою пластини з кутовою фксащею модель не втрачае фксаци' при вс1х видах навантаження. Найкращ1 фксукш можливост1 ми отримали при навантаженн1 з промене-во1 поверхн1, максимальне перем1щення — близько 0,8— 1,0 мм при навантаженш 10 кг. Фксукш можливост при осьовому навантаженн1 були дещо г1рш1 — 1,2—1,8 мм при навантаженш 10 кг. При двох шших видах навантаження змщення становило 6,0—8,0 мм при навантаженш з тильно!' сторони та близько 8,0 мм — 1з долонно!
Досодження стaбiлiзaцiйних властивостей пластини LSP i3 полiaксiaльним кутом блокування при фксаци переломiв дистального вод^у променевоУ кютки
Д1аграми залежност1 зм1щення уламюв вщ величини прикладеного навантаження для р1зних схем навантаження наведено на рис. 6. Для побудови д1аграм використовувалися показники шсля вим1р1в на 6 моделях.
Рисунок 1. Схема модельованого перелому дистального в!дд!лу променево/ кстки на муляж.i Synbone Swiss Made: А — вид тильно/ поверхнi променево/ ^стки; Б — вид долонно/ поверхнi променево/ ^стки; В — вид суглобово/ поверхш; Г — дистальний рад'юульнарний суглоб, вид збоку
Рисунок2. Передня та бокова сюаграмихвороïВ., 50 роюв (¡стор1яхвороби № 1999): VR — волярний фрагмент, DUC — дорсально-л!ктьовий кутовий фрагмент, RC — рад!альна колона, DW—дорсальна ст!нка, FIA — вльний, внутршньосуглобовий фрагмент, USF — ульнарно-
шилоподбний фрагмент
А
В
3 4 5 6 7
Навантаження,кг
3 4 5 6 7 Навантаження,кг
- Модель 1
• Модель 2
- Модель 3
• Модель 4
- Модель 5
- Модель 6
- Модель 1 ■Модель 2
- Модель 3 -Модель 4
- Модель 5
- Модель 6
Б
3 4 5 6 7 Навантаження,кг
23456789 Навантаження,кг
- Модель 1
- Модель 2
- Модель 3
- Модель 4
- Модель 5
- Модель 6
- Модель 1
■ Модель 2
- Модель 3
■ Модель 4 " Модель 5
- Модель 6
Рисунок 3. Д\аграми залежност! величини змщення уламк!в вщ величини прикладеного навантаження при ф/ксац/У перелому спицями: А — осьове навантаження; Б — навантаження з долонноУ поверхн/; В — навантаження з тильноУ поверхн/; Г — навантаження з променевоУ поверхн/
А
В
3 4 5 6 7
Навантаження,кг
3 4 5 6 7
Навантаження,кг
12
10
2
Модель 1 г
Оч
-Модель 2 «
ф
— Модель 3 3"
г 4
Модель 4 со
-Модель 5 2
-Модель 6 0
-Модель 1 -Модель 2
- Модель 3 -Модель 4
- Модель 5
- Модель 6
Б
3 4 5 6 7
Навантаження,кг
3 4 5 6 7
Навантаження,кг
- Модель 1 ■ Модель 2
- Модель 3
- Модель 4
- Модель 5
- Модель 6
-Модель 1 -Модель 2
- Модель 3 -Модель 4
- Модель 5
- Модель 6
Рисунок 4. Д'шграми залежност! величини змщення уламк/в вщ величини прикладеного навантаження при ф/ксацп перелому пластиною без кутовоУ ф!ксацИ: А — осьове навантаження; Б — навантаження з долонноУ поверхнВ — навантаження з тильноУ поверхнГ — навантаження
з променевоУ поверхн\
2.0
1,8
1,6
7 1.4
т
1.2
к
х ш 1,0
=! 0,9
СО 0,6
а,4
0,2
0
А
8
7
зг
X а
к т
ш 3 4
г
со
2
1
0
В
3 4 5 6 7
Навантаження,кг
3 4 5 6 7
Навантажения,кг
12
10
^—Модель 1 £ 8
^—Модель 2 V X X fi
Модель 3 D 3
^—Модель 4 со 4
Модель 5 2
Модель 6 0
- Модель 1 «.Модель 2
- Модель 3
- Модель А
- Модель 5
- Модель 6
Б
3 4 6 6 7 Навантажения, кг
3456789 10
Навантажения, кг
- Модель 1
- Модель 2
- Модель 3
- Модель 4
- Модель 5
- Модель 6
■ Модель 1
■ Модель 2 Модель 3
■ Модель 4 Модель 5 Модель 6
Рисунок 5. Д'аграми залежност величини змщення уламкв вд величини прикладеного навантаження при фксацИ' перелому пластиною LSP ¡з ф!ксованим кутом: А — осьове навантажения; Б — навантаження з долонноi поверхн!; В — навантаження з тильноi поверхн!;
Г — навантаження з променевоi поверхн!
1,6
1,4
1,2
>
I 1,0
к
X X 0,8
(11
а 0,6
т
со 0,4
0,2
0
А
16
14
12
X 10
к
X
ill
Э 6
т
со 4
В
3 4 5 6 7 8
Навантаження, кг
-Модель 1 £ 5
-Модель 2 ot X 4
-Модель 3 01 3 3
2
-Модель 4 со
-Модель 5 1
-Модель 8 0
345 6789 10
Навантаження, кг
Б
0,25
0,20
- Модель 1 Модель 2 2 2 ОС I X а; 3" 0,15
Модель 3 0,10
Модель 4 Модель 5 s со 0,05
-Модель 6 0
3 4 5 6 7 8 Навантаження, кг
-Модель 1 -Модель 2 ■ Модель 3 -Модель 4 -Модель 5 - Модель 6
1 2 3 4 5 6 7 8
Навантаження, кг
Рисунок 6. Д/аграми залежностi величини змщення уламк1в вд величини прикладеного навантаження при фiксацil перелому пластиною LSP iз полiаксiальним кутом блокування: А — осьове навантаження; Б — навантаження з долонноi поверхнi; В — навантаження з тильноi поверхнi; Г — навантаження з променевоi поверхн
А
2 3 4 5 6 7 8
Навантаження,кг
■ LSP-P
з хуто&ою стабтьнгстю
Пластина без кутово! стабтьност!
■ Спиц!
■ Пластмна зхутовою стабтьнгстю
Пластина без кутово! стабтьност!
- Спиц!
Б
1 23456789 10
Навантаження, кг
- Пластина з хуто&ою стабтьнютю
Пластина без кутово! стабтьност!
■ Спиц!
В
1 2345678В 10
Навантаження, кг
■ Пластика зхутовою сгабтьнгетю
Пластика без кутовот стабтьност!
■ Спиш
t 2345678В 10
Навантаження, кг
Рисунок 7. Д1аграми залежност! величини змщення уламк1в вд величини прикладеного навантаження для середнiх показник!в при Bcix видах фiксаци: А — осьове навантаження; Б — навантаження з долонноi поверхн! (1м1тац1я долонного згинання); В — навантаження з тильноi поверхш (1м1тац1я тильного згинання); Г — навантаження з променевоi поверхн! рм^а^я дев!ацИ)
Як бачимо, при з'еднанш уламюв за допомогою пластини LSP i3 полiаксiальним кутом блокування модель не втрачае фксащ! при Bcix видах навантаження. Найкращi фксукш можливост ми теж отримали при навантаженнi з променево! поверхш, при цьому макси-мальне змiщення становило близько 0,1 мм при наван-таженнi до 10 кг. Фксукш можливоcтi при осьовому навантаженш були кращi порiвняно з шшими методами фксащ! — 1,1—1,4 мм при навантаженш до 10 кг. При двох шших видах навантаження перемщення становило близько 6,0 мм при навантаженш з долонно! поверхш та близько 8,0 мм — при навантаженш з тильно!сторони.
Шсля цього ми визначили середш показники серед 6 моделей для кожного методу фксащ! та порiвняли середш показники для кожного з видiв навантаження (рис. 7).
Шсля проведеного порiвняльного аналiзу ми отримали показники стандартного вщхилення та дисперсн, яы свщчали про те, що змiннicть даних, отриманих в результат доcлiдження, суттево рiзнять-ся в доcлiджуваниx групах. Отже, ми отримали таы результати: найпрш^ як i прогнозувалось, показники ми виявили при дослщженш способу фшсаци за допомогою 2-мм спиць (мав мicце ефект повзучос-тi, як ми його назвали, при величиш навантаження вiд 3,0 кг); два шших види фшсаци пластин — DSP
та LSP, що за сво!ми показниками протистояли на-вантаженням, були близьы один до одного, хоча слщ зазначити, що навантаження з променево! поверх-ш та осьове навантаження продемонструвало ваду пластини без кутово! стабтьност (мав мicце ефект повзучоcтi при величиш навантаження починаючи з 8,0 кг). Найкращi показники опору навантаженням продемонстровано в груш моделей iз фшсованими полiакciальними блокованими пластинами (LSP-P); ефект повзучост ми отримали при рiзниx векторах навантаження починаючи лише з 10,0 кг.
З огляду на отримаш данi доcлiдження i зважаючи на те, що при використанш рiзниx cпоcобiв фiкcацi! мав мюце ефект повзучоcтi, ми прийняли за задовть-ний результат величину змщення уламыв до 2 мм та об'ективно провели анал1з стабтьност фiкcацi! рiзни-ми системами. Величини середшх показникiв наванта-жень, що призвели до змщення уламыв понад 2 мм, подаш в табл. 1.
Як показали результати проведених дослщжень, за-стосування 2-мм спиць для фшсацп уламкових пере-ломiв АО23 за типом С променево! ыстки найменш доцiльне. Пластини без кутово! стабтьност та пластини iз кутовою cтабiльнicтю дуже близьы за сво!ми показниками та вiдрiзняютьcя лише мicцем розташу-вання щодо лiнi! «водороздту», завдяки чому маемо збтьшення навантаження, необxiдного для змщення
Таблиця 1. Середне значення величини навантажень (P), як призводять до змiщення уламк'/в до 2 мм
Навантаження/фшсащя Осьове навантаження Навантаження з долонноТ поверхш Навантаження з тильноГ поверхнi 1м^ащя променевоГ iнклiнацГГ
Спи^ 6,05 2,08 2,18 1,93
Пластина без кутово!' стабтьносп 8,77 2,22 2,30 2,58
Пластина з кутовою стабтьнютю 13,42 2,35 2,48 27,25
Пластина LSP-P 14,92 3,48 4,20 125,92
понад 2 мм при тильному згинанш та !мггацп променево! дев!ац!!, але за рахунок бшьшо! жорсткостi кон-струкцй', що дозволяе значно пiдвищити опiр осьово-го навантаження. Полiаксiальна блокована пластина внаслщок багаторiвневого розташування гвинтiв, роз-подшу сили навантаження по всiй площi суглобово! поверхнi, долонного та тильного кортексу набагато краще протисто!ть рiзнонаправленим видам навантаження, що призводить до значного збтьшення навантаження, необхщного для досягнення змiщення уламыв понад 2 мм.
Пiсля проведення експерименту з дослщження ста-бшзацшних властивостей рiзних засобiв ф!ксац!! перелому променево! кiстки АО23-С3 постало справедливе питання визначення мiсця кожного з цих iмплантатiв у лкуванш. Процедура дисперсiйного аналiзу, прове-деного нами, полягала у визначеннi сшввщношення
систематично! (групово!) дисперс!! до випадково! (вну-трiшньогруповоi) дисперсй' у вимiрюваних даних. Для визначення ступеня вщмшносл м!ж видами ф!ксац!! ми застосували дисперсiйний аналiз з визначенням критерш Фiшера.
Результати пор!вняльного аналiзу стабшзацшних властивостей р!зних засобiв ф!ксац!! при внутршньо-суглобових, нестабiльних переломах променево! к!стки за типом С3 !з визначенням критерiю Фiшера наведенi в табл. 2 i 3.
В!дношення внутр!шньогрупово! та м!жгрупово! дисперсй' св!дчить про те, що середнi значення у групах в!др!зняються завдяки використанню р!зних конструкц!й фшсац!! уламкiв. Найбшьш близькими були показники при навантаженш з долонно! по-верхнi; при цьому вид! навантаження вс конструкц!! е найб!льш близькими за сво!ми характеристиками.
Таблиця 2. Результати порiвняльного анатзу стаб'ш'зацшних властивостей рiзних засоб!в ф!ксацп при внутршньосуглобових нестабльних переломах променевоi юстки за типом С3
з визначенням критерiю Фшера
Показники Спицi Пластина без кутовоГ стабшьносл Пластина з кутовою стабшьшстю LSP-P
2,7 2,7 24 71
2 1,8 1,9 22 192
2,1 2,5 24,5 101,5
4 1,7 2,5 37 193
5 1,8 3,1 35 94
1,5 2,8 24 104
К, ктькють груп 4 4 4 4
n, ктькють виммрювань 6 6 6 6
Хср., середне груповезначення 1,933 2,583 27,750 125,917
X, загальне середне 39,546
Мiжгрупова дисперая (МД) 20759,978
Дисперсiя групи 1,153 1,754 236,719 6366,552
Внутрiшньогрупова дисперая (ВД) 1651,544
Вщношення МД/ВД 12,57003881
Таблиця 3. Результати пор1вняльного аналзу стабтзацйних властивостей р!зних засоб1в ф1ксац1/
при переломах АО23-С променевоï к!стки
Вид навантаження Величина критер^ F
Осьове навантаження 2,862
Навантаження з долонно! поверхн 1,373
Навантаження з тильно! поверхн 1,924
Навантаження з променево! поверхн 12,570
А при навантаженш з променево! поверхш (дмггашя девiацiï) фшсукш характеристики конструкцш най-бiльш вiдрiзнялись.
Висновки
Грунтуючись на графiках залежност величини змь щення уламив в!д величини прикладеного навантаження для середшх показникiв, можна зробити так! висновки:
1. Найпршим методом фксащ! уламив перелому променево! кустки АО23-С сл!д вважати використання 2-мм спиць через те, що навпъ при незначних наванта-женнях втрачаеться жорстысть з'еднання уламкiв.
2. Пластина без кутово! стабтьносп за сво!ми фк-суючими можливостями, згiдно з даними нашого до-слiдження, може витримувати в 2 рази бтьше осьове та ротацшне навантаження порiвняно з 2-мм спицями.
3. Блоковаш пластини з фксованим кутом мають непогаш фiксуючи властивостi, але поступаються по-лiаксiальним блокованим системам через вщсутшсть можливостi протистояти багаторiвневим видам наван-таження на суглобову поверхню, тим самим призводячи до колапсу суглобово! фасетки в зош фiксацiï уламив.
Конфлiкт ÎHTepecÎB. Автори заявляють про вщ-сутшсть конфлiкту iнтересiв при пiдготовцi дано! статл.
Список л1тератури
1. Страфун С.С., Тимошенко С.В. Переломы дисталь-ногометаэпифизалучевой кости. — К.: Феникс. — 2015. — 307 с.
2. Лапач С.Н., Бабич П.Н., Чубенко А.В. Статистические методы в медико-биологических исследованиях с использованием Excel. — 2-е изд., перераб. и доп. — К.: МОРИОН, 2001. — 408 с.
3. Phadnis J., Trompeter A, Gallaher K. et al. Mid-term functional outcome after the internal fixation of distal radius fractures // J. Orthop. Surg. Res. — 2012. — 7. — 4.
4. Hoffmann M., Schroeder M, Kossow K. et al. Radiological Dorsal Tilt Analysis of AO Type A, B, and C Fractures of the Distal Radius Treated Conservatively or with Extra-Focal K-Wire Plus ExternalFixateur//Skeletal. Radiol. — 2012. — 41(9). — 1133-1139.
5. Kennedy S.A., Hanel D.P. Complex distal radius fractures //Orthop. Clin. North Am. — 2013. — 44(1). — 81-92.
6. Moor A.M., Dennison D.G. Distal radius fractures and the volar lunate facet fragment: Kirshner wire fixation in addition to volar-lockedplating//Hand (NY). — 2014. — 9(2). —230236.
7. Fernandez D., Jupiter J., Nelson D.J. Indications for Reduction in Distal Radius Fractures. — New York: Springer. — 2nd ей. — 2002.
Отримано 17.02.2019 ■
Зазирный И.М.1, Василенко А.В.2
1Центр ортопедии, травматологии и спортивной медицины Клинической больницы «Феофания» ГУД, г. Киев, Украина
2Киевская городская клиническая больница скорой медицинской помощи, г. Киев, Украина
Биомеханическое моделирование в определении прочности фиксации различных видов имплантатов при лечении внутрисуставных переломов дистального метаэпифиза лучевой кости по типу С3 (биомеханическое исследование)
Резюме. В статье представлены результаты биомеханического моделирования осевых нагрузок на систему «имплан-тат — кость» в условиях перелома дистального метаэпифиза (ДМЭ) лучевой кости (ЛК) по типу С3. Проведен анализ напряжения и деформаций, возникающих при образовании обломков ДМЭ ЛК и имплантата, во время реабилитации. Цель исследования — улучшение результатов лечения больных с нестабильными, тяжелыми, внутрисуставными переломами ДМЭ ЛК по типу 23-С3. Задачей исследования является определение: зависимости величины смещения
осколков от величины приложенной нагрузки при фиксации различными фиксирующими системами; стабилизирующих свойств различных видов фиксации (спицы 2,0 мм, пластины без угловой стабильности, пластины с угловой стабильностью и фиксированным углом, пластины с полиаксиальной угловой стабильностью) при моделировании перелома ДМЭ ЛК по типу С3; оптимального варианта фиксации перелома ДМЭ ЛК по типу С3.
Ключевые слова: внутрисуставной перелом; лучевая кость; фиксация перелома
I.M. Zazirnyi1, A.V. Vasylenko2
Center of Orthopedics, Traumatology and Sports Medicine of Clinical Hospital"Feofaniya" of the Agency
of State Affairs, Kyiv, Ukraine
2Kyiv Municipal Emergency Hospital, Kyiv, Ukraine
Biomechanical modeling in determining the fixation strength of various implants in the treatment of type C3 intra-articular distal radius fracture
(biomechanical study)
Abstract. The article presents the results of the biomechanical modeling of axial loads on the "implant-bone" system in type C3 distal radius fracture. The analysis of stress and strains arising during the formation of fragments of the distal radius and implant at the time of rehabilitation has been carried out. The aim of the study was to improve the treatment outcomes in patients with unstable, severe, intra-articular type 23-C3 distal radius fractures. The task of the study was to determine the dependence of the value of frag-
ment displacement on the magnitude of the applied load when fixing with different fixing systems; to evaluate the stabilization properties of different types of fixation (wires 2.0 mm, plates without angular stability, plates with angular stability and fixed angles and plates with polyaxial angular stability) when modeling type C3 distal radius fracture, to determine the optimal type of fixation for type C3 distal radius fracture.
Keywords: intra-articular fracture; radius; fracture fixation
