Köszönjük, hogy meglátogatta a Nature.com oldalt.Olyan böngészőverziót használ, amely korlátozott CSS-támogatással rendelkezik.A legjobb élmény érdekében javasoljuk, hogy használjon frissített böngészőt (vagy tiltsa le a kompatibilitási módot az Internet Explorerben).Ezenkívül a folyamatos támogatás érdekében stílusok és JavaScript nélkül jelenítjük meg az oldalt.
Diánként három cikket mutató csúszkák.Használja a vissza és a következő gombokat a diák közötti mozgáshoz, vagy a végén lévő diavezérlő gombokat az egyes diák közötti mozgáshoz.
A közelmúltban bebizonyosodott, hogy az ultrahang alkalmazása javíthatja a szövetek hozamát az ultrahangos finomtű-aspirációs biopsziában (USeFNAB) a hagyományos finomtű-aspirációs biopsziához (FNAB) képest.A ferde geometria és a tűhegy hatása közötti kapcsolatot még nem vizsgálták.Ebben a tanulmányban a tűrezonancia és az elhajlási amplitúdó tulajdonságait vizsgáltuk különböző ferdeszög-geometriákhoz, különböző ferde hosszokkal.Hagyományos, 3,9 mm-es metszetű lándzsát használva a csúcs-elhajlási teljesítménytényező (DPR) 220 és 105 µm/W volt levegőben és vízben.Ez magasabb, mint a tengelyszimmetrikus 4 mm-es ferde csúcs, amely 180 és 80 µm/W DPR-t ért el levegőben és vízben.Ez a tanulmány rávilágít a ferde ferde geometria hajlítási merevsége közötti kapcsolat fontosságára a különböző beillesztési segédeszközök összefüggésében, és így betekintést nyújthat a szúrás utáni vágási műveletek szabályozására a tű ferde geometriájának megváltoztatásával, ami fontos az USeFNAB számára.A jelentkezés számít.
A finomtű aspirációs biopszia (FNAB) egy olyan technika, amelyben tűt használnak szövetminta vételére, ha rendellenesség gyanúja merül fel1,2,3.A Franseen típusú hegyekről kimutatták, hogy nagyobb diagnosztikai teljesítményt nyújtanak, mint a hagyományos Lancet4 és Menghini5 csúcsok.Tengelyszimmetrikus (azaz kerületi) ferdeségeket is javasoltak annak érdekében, hogy növeljék a megfelelő minta valószínűségét a kórszövettani vizsgálathoz6.
A biopszia során egy tűt átvezetnek a bőr és a szövet rétegein, hogy feltárják a gyanús patológiát.A legújabb tanulmányok kimutatták, hogy az ultrahangos aktiválás csökkentheti a lágy szövetekhez való hozzáféréshez szükséges átszúrási erőt7,8,9,10.Kimutatták, hogy a tű ferde geometriája befolyásolja a tű kölcsönhatási erőit, például a hosszabb ferde vágásoknál kisebb a szövetbe való behatolási erő 11 .Felmerült, hogy miután a tű áthatolt a szövetfelszínen, azaz a szúrás után a tű vágóereje a teljes tű-szövet kölcsönhatási erő 75%-a lehet12.Kimutatták, hogy az ultrahang (US) javítja a diagnosztikai lágyrész-biopszia minőségét a punkció utáni fázisban13.Más módszereket is kidolgoztak a csontbiopszia minőségének javítására keményszövet-mintavételhez14,15, de nem számoltak be olyan eredményről, amely javítaná a biopszia minőségét.Számos tanulmány azt is megállapította, hogy a mechanikai elmozdulás növekszik az ultrahang-meghajtó feszültségének növekedésével16, 17, 18.Bár sok tanulmány létezik a tű-szövet kölcsönhatások tengelyirányú (hosszirányú) statikus erőiről19, 20, az ultrahangos fokozott FNAB (USeFNAB) időbeli dinamikájával és tűferde geometriájával kapcsolatos vizsgálatok korlátozottak.
A tanulmány célja az volt, hogy megvizsgálja a különböző ferde geometriák hatását a tűhegy ultrahangfrekvenciás hajlítása által kiváltott hatására.Különösen azt vizsgáltuk, hogy az injekciós közeg milyen hatást gyakorol a tűhegy szúrás utáni elhajlására a hagyományos tűferdékek (pl. lándzsák), tengelyszimmetrikus és aszimmetrikus szimpla ferde geometriák esetén (ábra a USeFNAB tűk fejlesztésének megkönnyítése érdekében különféle célokra, például szelektív szívásra). hozzáférés vagy lágyszöveti magok.
Különféle ferde geometriák szerepeltek ebben a tanulmányban.(a) Az ISO 7864:201636 szabványnak megfelelő lándzsák, ahol \(\alpha\) az elsődleges ferde szög, \(\theta\) a másodlagos ferde elforgatási szög, és \(\phi\) a másodlagos ferde elforgatási szög fok , fokban (\(^\circ\)).(b) lineáris aszimmetrikus egylépcsős letörések (a DIN 13097:201937 szabványban „szabványnak” nevezik) és (c) lineáris tengelyszimmetrikus (kerületi) egylépcsős letörések.
Megközelítésünk az, hogy először modellezzük a hajlítási hullámhossz változását a lejtő mentén hagyományos lándzsás, tengelyszimmetrikus és aszimmetrikus egyfokozatú lejtőgeometriák esetén.Ezután egy parametrikus vizsgálatot számoltunk ki, hogy megvizsgáljuk a ferdeszög és a csőhossz hatását a szállítómechanizmus mobilitására.Ez azért történik, hogy meghatározzuk az optimális hosszúságot a prototípus tű elkészítéséhez.A szimuláció alapján tűprototípusokat készítettek, melyek rezonanciás viselkedését levegőben, vízben és 10%-os (w/v) ballisztikus zselatinban kísérletileg jellemezték a feszültség visszaverődési együttható mérésével és az erőátviteli hatásfok kiszámításával, amelyből a működési frekvenciát meghatározták. eltökélt..Végül nagysebességű képalkotást használnak a tű hegyén lévő hajlítóhullám elhajlásának közvetlen mérésére levegőben és vízben, és megbecsülik az egyes dőlések által továbbított elektromos teljesítményt és a befecskendezett anyag eltérítési teljesítménytényezőjének (DPR) geometriáját. közepes.
A 2a. ábrán látható módon használjon 21-es számú csövet (0,80 mm külső átmérő, 0,49 mm belső átmérő, 0,155 mm csőfalvastagság, szabványos fal az ISO 9626:201621 szabvány szerint), amely 316-os rozsdamentes acélból készült (Young modulus 205).\(\text {GN/m}^{2}\), sűrűség 8070 kg/m\(^{3}\), Poisson-arány 0,275).
A hajlítási hullámhossz meghatározása és a tű- és peremfeltételek végeselemes modelljének (FEM) hangolása.a) A ferde hossz (BL) és a csőhossz (TL) meghatározása.(b) Háromdimenziós (3D) végeselemes modell (FEM) harmonikus ponterővel \(\tilde{F}_y\vec{j}\) a tű proximális végénél gerjesztésére, a pont eltérítésére és a sebesség mérésére tippenként (\( \tilde{u}_y\vec {j}\), \(\tilde{v}_y\vec {j}\)) a mechanikus szállítási mobilitás kiszámításához.\(\lambda _y\) a \(\tilde{F}_y\vec {j}\) függőleges erőhöz tartozó hajlítási hullámhossz.(c) Határozza meg a tömegközéppontot, az A keresztmetszeti területet és a \(I_{xx}\) és \(I_{yy}\) tehetetlenségi nyomatékokat az x tengely és az y tengely körül.
ábrán látható módon.2b,c, végtelen (végtelen) A keresztmetszeti területű és a nyaláb keresztmetszetének nagyságához képest nagy hullámhosszon lévő sugár esetén a hajlítási (vagy hajlítási) fázissebesség \(c_{EI}\ ) meghatározása: 22:
ahol E Young modulusa (\(\text {N/m}^{2}\)), \(\omega _0 = 2\pi f_0\) a gerjesztési szögfrekvencia (rad/s), ahol \( f_0 \ ) a lineáris frekvencia (1/s vagy Hz), I a vizsgált tengely körüli terület tehetetlenségi nyomatéka \((\text {m}^{4})\) és \(m'=\ rho _0 A \) a tömeg egységnyi hosszon (kg/m), ahol \(\rho _0\) a sűrűség \((\text {kg/m}^{3})\) és A a kereszt - a gerenda metszeti területe (xy sík) (\ (\text {m}^{2}\)).Mivel esetünkben a kifejtett erő párhuzamos a függőleges y tengellyel, azaz \(\tilde{F}_y\vec {j}\), ezért minket csak a vízszintes x- körüli terület tehetetlenségi nyomatéka érdekel. tengely, azaz \(I_{xx} \), Ezért:
A végeselemes modell (FEM) esetében tiszta harmonikus elmozdulást (m) feltételezünk, így a gyorsulást (\(\text {m/s}^{2}\)) a következővel fejezzük ki: \(\partial ^2 \vec { u}/ \ részleges t^2 = -\omega ^2\vec {u}\), pl. \(\vec {u}(x, y, z, t) := u_x\vec {i} + u_y \vec {j }+ u_z\vec {k}\) egy térbeli koordinátákkal meghatározott háromdimenziós eltolási vektor.Utóbbit az impulzusegyensúly törvényének23 végesen deformálható Lagrange-formájával helyettesítve a COMSOL Multiphysics szoftvercsomagban (5.4-5.5 verzió, COMSOL Inc., Massachusetts, USA) való implementációja szerint:
Ahol \(\vec {\nabla}:= \frac{\partial}}{\partial x}\vec {i} + \frac{\partial}}{\partial y}\vec {j} + \frac{ \partial }{\partial z}\vec {k}\) a tenzordivergencia operátor, a \({\aláhúzás{\sigma}}\) pedig a második Piola-Kirchhoff feszültségtenzor (másodrendű, \(\ szöveg { N /m}^{2}\)), és \(\vec {F_V}:= F_{V_x}\vec {i}+ F_{V_y}\vec {j}+ F_{V_z}\vec { k} \) az egyes deformálható térfogatok testerejének (\(\szöveg {N/m}^{3}\)) vektora, \(e^{j\phi }\) pedig az alakváltozás fázisa. testerő, fázisszöge \(\ phi\) (rad).Esetünkben a test térfogati ereje nulla, modellünk geometriai linearitást és kis tisztán rugalmas alakváltozásokat feltételez, azaz \({\underline{\varepsilon}}^{el} = {\underline{\varepszilon}}\ ), ahol \({\underline{\varepsilon}}^{el}\) és \({\underline{ \varepsilon}}\) – rugalmas alakváltozás, illetve teljes alakváltozás (másodrendű méretnélküli).A Hooke-féle konstitutív izotróp rugalmassági tenzort \(\aláhúzás {\aláhúzás {C))\) a Young-modulus E(\(\text{N/m}^{2}\)) segítségével kapjuk meg, és a v Poisson-arányt definiáljuk, így \ (\underline{\underline{C}}:=\underline{\underline{C}}(E,v)\) (negyedik sorrend).Így a feszültségszámítás a következő lesz: \({\underline{\sigma}} := \underline{\underline{C}}:{\underline{\varepsilon}}\).
A számításokat 10 csomópontos, \(\le\) 8 µm elemméretű tetraéder elemekkel végeztük.A tűt vákuumban modellezzük, és a mechanikai mobilitás átviteli értéket (ms-1 H-1) a következőképpen definiáljuk: \(|\tilde{Y}_{v_yF_y}|= |\tilde{v}_y\vec { j} |/|\ tilde{F}_y\vec {j}|\)24, ahol \(\tilde{v}_y\vec {j}\) a kézidarab kimeneti komplex sebessége, és \( \tilde{ Az F} _y\vec {j }\) egy összetett hajtóerő, amely a cső proximális végén található, amint az a 2b. ábrán látható.A transzmissziós mechanikai mobilitást decibelben (dB) fejezzük ki, referenciaként a maximális értéket használva, azaz \(20\log _{10} (|\tilde{Y}|/ |\tilde{Y}_{max}| )\ ), Minden FEM-vizsgálatot 29,75 kHz-es frekvencián végeztek.
A tű kialakítása (3. ábra) egy hagyományos, 21 gauge-es injekciós tűből áll (katalógusszám: 4665643, Sterican\(^\circledR\), külső átmérője 0,8 mm, hossza 120 mm, AISI anyagból króm-nikkel rozsdamentes acél 304., B. Braun Melsungen AG, Melsungen, Németország) elhelyezett egy műanyag Luer Lock hüvelyt polipropilénből proximálisan, megfelelő hegymódosítással.A tűcsövet a 3b. ábrán látható módon a hullámvezetőhöz forrasztjuk.A hullámvezetőt rozsdamentes acél 3D nyomtatóra nyomtatták (EOS Stainless Steel 316L EOS M 290 3D nyomtatón, 3D Formtech Oy, Jyväskylä, Finnország), majd M4 csavarokkal rögzítették a Langevin érzékelőhöz.A Langevin jelátalakító 8 piezoelektromos gyűrűelemből áll, mindkét végén két súllyal.
A négy típusú hegyet (a képen), egy kereskedelmi forgalomban kapható lándzsát (L) és három gyártott tengelyszimmetrikus egyfokozatú ferde ferdet (AX1–3) 4, 1,2 és 0,5 mm-es ferdehosszúsággal (BL) jellemeztek.a) Közeli kép a kész tűhegyről.(b) Négy tüske felülnézete egy 3D nyomtatott hullámvezetőre forrasztva, majd M4 csavarokkal csatlakoztatva a Langevin érzékelőhöz.
Három tengelyszimmetrikus ferdecsúcsot (3. ábra) (TAs Machine Tools Oy) gyártottak 4,0, 1,2 és 0,5 mm-es ferdehosszúsággal (BL, a 2a. ábrán meghatározva), ami megfelel \(\kb.\) 2\ (^\) circ\), 7\(^\circ\) és 18\(^\circ\).A hullámvezető és a ceruza tömege 3,4 ± 0,017 g (átlag ± SD, n = 4) az L és AX1–3 ferdeszögeknél (Quintix\(^\circledR\) 224 Design 2, Sartorius AG, Göttingen, Németország).A teljes hossz a tű hegyétől a műanyag hüvely végéig 13,7, 13,3, 13,3, 13,3 cm a 3b. ábrán látható L és AX1-3 ferde esetén.
Minden tűkonfiguráció esetén a tű hegyétől a hullámvezető csúcsáig (azaz forrasztási terület) 4,3 cm hosszúságú, és a tűcső úgy van elhelyezve, hogy a ferde ferde felfelé nézzen (azaz párhuzamos az Y tengellyel). ).), mint a (2. ábra).
A MATLAB-ban (R2019a, The MathWorks Inc., Massachusetts, USA) egy számítógépen (Latitude 7490, Dell Inc., Texas, USA) futó egyéni szkriptet használtak 25 kHz-ről 35 kHz-re 7 másodperc alatt lineáris szinuszos sweep létrehozására. digitális-analóg (DA) átalakítóval (Analog Discovery 2, Digilent Inc., Washington, USA) analóg jellé alakítják át.Az analóg jelet \(V_0\) (0,5 Vp-p) ezt követően egy dedikált rádiófrekvenciás (RF) erősítővel (Mariachi Oy, Turku, Finnország) erősítették.A csökkenő erősítő feszültség \({V_I}\) az 50 \(\Omega\) kimeneti impedanciájú RF erősítőből a tűszerkezetbe épített transzformátorba kerül, amelynek bemeneti impedanciája 50 \(\Omega)\) Langevin jelátalakító (első és hátsó többrétegű piezoelektromos jelátalakító, tömeggel terhelve) mechanikai hullámok generálására szolgál.Az egyedi rádiófrekvenciás erősítő egy kétcsatornás állóhullámú teljesítménytényező (SWR) mérővel van felszerelve, amely képes érzékelni a beeső \({V_I}\) és a visszavert erősített feszültséget \(V_R\) egy 300 kHz-es analóg-digitális (AD) csatornán keresztül. ) átalakító (Analog Discovery 2).A gerjesztő jel amplitúdómodulált az elején és a végén, hogy elkerüljük az erősítő bemenetének tranziensekkel való túlterhelését.
Egy MATLAB-ban implementált egyedi szkriptet használva a frekvenciaválasz függvény (AFC), azaz lineáris stacionárius rendszert feltételez.Ezenkívül alkalmazzon 20–40 kHz-es sávszűrőt, hogy eltávolítsa a jelből a nem kívánt frekvenciákat.A távvezeték-elméletre hivatkozva a \(\tilde{H}(f)\) ebben az esetben ekvivalens a feszültségreflexiós együtthatóval, azaz \(\rho _{V} \equiv {V_R}/{V_I} \)26 .Mivel az erősítő \(Z_0\) kimeneti impedanciája megfelel az átalakító beépített transzformátorának bemeneti impedanciájának, és az elektromos teljesítmény \({P_R}/{P_I}\) visszaverődési együtthatója \-re csökken ({V_R }^ 2/{V_I}^2\ ), akkor \(|\rho _{V}|^2\).Abban az esetben, ha az elektromos teljesítmény abszolút értékére van szükség, számítsa ki a beeső \(P_I\) és a visszavert\(P_R\) teljesítményt (W) például a megfelelő feszültség négyzetes középértékének (rms) alapján. szinuszos gerjesztésű átviteli vonal esetén \(P = {V}^2/(2Z_0)\)26, ahol \(Z_0\) egyenlő 50 \(\Omega\).A terheléshez \(P_T\) (azaz a behelyezett közeghez) szállított elektromos teljesítmény \(|P_I – P_R |\) (W RMS), a teljesítményátviteli hatásfok (PTE) pedig definiálható és kifejezhető százalék (%) így 27:
A frekvenciaválaszt ezután a ceruza kialakításának modális frekvenciái \(f_{1-3}\) (kHz) és a megfelelő teljesítményátviteli hatékonyság becslésére használják, \(\text {PTE}_{1{-}3} \ ).FWHM (\(\szöveg {FWHM}_{1{-}3}\), Hz) közvetlenül a \(\text {PTE}_{1{-}3}\) becslése, az 1. táblázatból -ban leírt \(f_{1-3}\) frekvenciák.
Módszer egy tű alakú szerkezet frekvenciaválaszának (AFC) mérésére.A kétcsatornás swept-sine mérést25,38 használjuk a \(\tilde{H}(f)\) frekvenciaválasz függvény és a H(t) impulzusválasz meghatározására.\({\mathcal {F}}\) és \({\mathcal {F}}^{-1}\) jelöli a numerikus csonka Fourier transzformációt, illetve az inverz transzformációs műveletet.\(\tilde{G}(f)\) azt jelenti, hogy a két jel megszorozódott a frekvenciatartományban, pl. \(\tilde{G}_{XrX}\) inverz pásztázást jelent\(\tilde{X} r( f )\) és feszültségesés jel \(\tilde{X}(f)\).
ábrán látható módon.5, nagy sebességű kamera (Phantom V1612, Vision Research Inc., New Jersey, USA), makró objektívvel (MP-E 65mm, \(f)/2.8, 1-5 \ (\times\), Canon Inc. ., Tokió, Japán) 27,5–30 kHz-es flexurális gerjesztésnek (egyfrekvenciás, folyamatos szinuszos) kitett tűcsúcs elhajlásának rögzítésére használták.Az árnyéktérkép elkészítéséhez egy nagy intenzitású fehér LED (cikkszám: 4052899910881, White Led, 3000 K, 4150 lm, Osram Opto Semiconductors GmbH, Regensburg, Németország) hűtött elemét helyezték el a tű kúpja mögé.
A kísérleti elrendezés elölnézete.A mélységet a média felületétől mérik.A tűszerkezet rögzítve van, és egy motoros transzfer asztalra van felszerelve.Használjon nagy sebességű kamerát nagy (5\(\x\)) nagyítású objektívvel a ferde hegy elhajlásának mérésére.Minden méret milliméterben értendő.
Minden típusú tűferdeséghez 300 nagy sebességű, 128 \(\x\) 128 pixeles kamerakockát rögzítettünk, mindegyik 1/180 mm (\(\kb) 5 µm térbeli felbontással, időbeli felbontással. 310 000 képkocka másodpercenként.A 6. ábrán látható módon minden egyes képkockát (1) levágunk (2) úgy, hogy a csúcs a képkocka utolsó sorában (alul) legyen, majd kiszámítjuk a kép (3) hisztogramját, így a Canny 1-es küszöbértéke ill. 2 határozható meg.Ezután alkalmazza a Canny28(4) élérzékelést a Sobel operátor 3 \(\times\) 3 használatával, és számítsa ki a nem kavitációs hipotenúza pixelpozícióját (jelölése: \(\mathbf {\times }\)) minden 300-szoros lépésre. .A végén az elhajlás fesztávjának meghatározásához kiszámoljuk a deriváltot (a központi különbség algoritmussal) (6), és azonosítjuk az eltérítés (7) lokális szélsőértékét (vagyis csúcsát) tartalmazó keretet.A nem kavitáló él szemrevételezése után kiválasztottunk egy pár keretet (vagy két, fél idővel elválasztott keretet) (7), és megmértük a csúcs elhajlását (\(\mathbf {\times} \ ) felirattal) A fentiek megvalósítása megtörtént Pythonban (v3.8, Python Software Foundation, python.org) az OpenCV Canny élészlelési algoritmussal (v4.5.1, nyílt forráskódú számítógépes képtár, opencv.org) (W, rms) .
A csúcselhajlást egy nagysebességű, 310 kHz-es kamerából vett képsorozattal mértük, 7 lépéses algoritmussal (1-7), beleértve a keretezést (1-2), a Canny élérzékelést (3-4), a pixel helyének élét. számítást (5) és azok időbeli deriváltjait (6), végül a csúcstól a csúcsig terjedő elhajlást mértük szemrevételezéssel ellenőrzött keretpárokon (7).
A méréseket levegőben (22,4-22,9°C), ionmentesített vízben (20,8-21,5°C) és 10%-os (w/v) ballisztikus zselatinban (19,7-23,0°C) végeztük, \(\text {Honeywell}^{ \text { TM}}\) \(\text {Fluka}^{\text {TM}}\) Szarvasmarha- és sertéscsontzselatin I. típusú ballisztikus elemzéshez, Honeywell International, Észak-Karolina, USA).A hőmérsékletet K-típusú hőelemes erősítővel (AD595, Analog Devices Inc., MA, USA) és K-típusú hőelemmel (Fluke 80PK-1 Bead Probe No. 3648 Type-K, Fluke Corporation, Washington, USA) mértük.A közegből A mélységet a felszíntől (a z-tengely origójaként beállítva) egy függőleges motoros z-tengelyes tárgyasztalon (8MT50-100BS1-XYZ, Standa Ltd., Vilnius, Litvánia) mértük 5 µm felbontással.lépésenként.
Mivel a minta mérete kicsi volt (n = 5), és normalitást nem lehetett feltételezni, kétmintás, kétvégű Wilcoxon rangösszeg tesztet (R, v4.0.3, R Foundation for Statistical Computing, r-project .org) használtunk. hogy összehasonlítsa a tűhegy eltérésének mértékét a különböző ferde éleknél.Lejtőnként 3 összehasonlítás történt, ezért Bonferroni-korrekciót alkalmaztunk 0,017-es korrigált szignifikanciaszinttel és 5%-os hibaaránnyal.
Térjünk most át a 7. ábrára.29,75 kHz-es frekvencián a 21-es tű hajlítási félhulláma (\(\lambda_y/2\)) \(\körülbelül) 8 mm.Ahogy közeledünk a csúcshoz, a hajlítási hullámhossz a ferde szög mentén csökken.A csúcson \(\lambda _y/2\) \(\körülbelül\) 3, 1 és 7 mm-es lépések vannak az egyetlen tű szokásos lándzsás (a), aszimmetrikus (b) és tengelyszimmetrikus (c) dőlésénél. , ill.Ez tehát azt jelenti, hogy a lándzsa hatótávolsága \(\körülbelül) 5 mm (annak köszönhetően, hogy a lándzsa két síkja egyetlen pontot alkot29,30), az aszimmetrikus ferde 7 mm, az aszimmetrikus ferde 1. mm.Tengelyszimmetrikus lejtők (a súlypont állandó marad, tehát csak a csőfalvastagság változik ténylegesen a lejtő mentén).
FEM vizsgálatok és egyenletek alkalmazása 29,75 kHz frekvencián.(1) A hajlítási félhullám változásának kiszámításakor (\(\lambda_y/2\)) lándzsa (a), aszimmetrikus (b) és tengelyszimmetrikus (c) ferdegeometriák esetén (mint az 1a, b, c ábrákon). ) .A lándzsa, aszimmetrikus és tengelyszimmetrikus ferde átlagos \(\lambda_y/2\) értéke 5,65, 5,17 és 7,52 mm volt.Vegye figyelembe, hogy az aszimmetrikus és tengelyszimmetrikus ferde hegyek vastagsága \(\kb.) 50 µm-re korlátozódik.
A csúcsmobilitás \(|\tilde{Y}_{v_yF_y}|\) a csőhossz (TL) és a kúphossz (BL) optimális kombinációja (8., 9. ábra).Hagyományos lándzsa esetén, mivel a mérete fix, az optimális TL \(\körülbelül) 29,1 mm (8. ábra).Az aszimmetrikus és tengelyszimmetrikus ferde vágásoknál (9a, illetve b ábra) a FEM vizsgálatok 1-7 mm-es BL-t tartalmaztak, így az optimális TL 26,9-28,7 mm (1,8 mm-es tartomány) és 27,9-29,2 mm (tartomány) volt. 1,3 mm), ill.Az aszimmetrikus lejtő esetében (9a. ábra) az optimális TL lineárisan nőtt, BL 4 mm-nél egy platót ért el, majd meredeken csökkent BL 5-ről 7 mm-re.Tengelyszimmetrikus kúp esetén (9b. ábra) az optimális TL lineárisan nőtt a BL növekedésével, és végül BL-nél stabilizálódott 6-ról 7 mm-re.A tengelyszimmetrikus dőlés kibővített vizsgálata (9c. ábra) az optimális TL-ek eltérő halmazát tárta fel \(\kb.) 35,1–37,1 mm-nél.Minden BL esetében a két legjobb TL közötti távolság \(\kb.\) 8 mm (egyenértékű: \(\lambda_y/2\)).
Lancet átviteli mobilitás 29,75 kHz-en.A tűt rugalmasan gerjesztették 29,75 kHz-es frekvencián, és a rezgést a tű hegyén mértük, és az átvitt mechanikai mobilitás mértékében (dB a maximális értékhez képest) fejeztük ki TL 26,5-29,5 mm-re (0,1 mm-es lépésekben). .
A FEM 29,75 kHz-es frekvenciájú paraméteres vizsgálatai azt mutatják, hogy egy tengelyszimmetrikus csúcs átviteli mobilitását kevésbé befolyásolja a cső hosszának változása, mint aszimmetrikus megfelelőjének.Aszimmetrikus (a) és tengelyszimmetrikus (b, c) kúp-geometriák ferde hosszának (BL) és csőhosszának (TL) vizsgálata a frekvenciatartomány-vizsgálatban FEM alkalmazásával (a peremfeltételek a 2. ábrán láthatók).(a, b) A TL 26,5-29,5 mm (0,1 mm-es lépés) és a BL 1-7 mm (0,5 mm-es lépés) között volt.(c) Kibővített tengelyszimmetrikus dőlésvizsgálatok, beleértve a TL 25–40 mm-t (0,05 mm-es lépésekben) és a BL 0,1–7 mm-t (0,1 mm-es lépésekben), amelyek azt mutatják, hogy \(\lambda_y/2\ ) meg kell felelnie a hegy követelményeinek.mozgó peremfeltételek.
A tűkonfiguráció három sajátfrekvenciával \(f_{1-3}\) rendelkezik, amelyek alacsony, közepes és magas módusú régiókra vannak osztva, az 1. táblázat szerint. A PTE méretét az 1. ábrán látható módon rögzítettük.10. ábrán, majd a 11. ábrán elemezzük. Az alábbiakban az egyes modális területekre vonatkozó eredményeket találjuk:
Tipikus rögzített pillanatnyi teljesítményátviteli hatásfok (PTE) amplitúdók, amelyeket pásztfrekvenciás szinuszos gerjesztéssel kapunk lándzsa (L) és tengelyszimmetrikus AX1-3 kúp esetén levegőben, vízben és zselatinban 20 mm mélységben.Egyoldali spektrumok láthatók.A mért frekvenciaválaszt (300 kHz-en mintavételezett) aluláteresztő szűréssel végeztük, majd 200-ra kicsinyítettük a modális elemzéshez.A jel-zaj arány \(\le\) 45 dB.A PTE fázisok (lila szaggatott vonalak) fokban jelennek meg (\(^{\circ}\)).
A 10. ábrán látható modális válaszelemzés (átlag ± standard eltérés, n = 5) az L és AX1-3 lejtőkre, levegőben, vízben és 10% zselatinban (mélység 20 mm), (felső) három modális régióval ( alacsony, közepes és magas) és a hozzájuk tartozó modális frekvenciák\(f_{1-3 }\) (kHz), (átlagos) energiahatékonyság \(\text {PTE}_{1{-}3}\) Egyenértékekkel számítva .(4) és (alul) teljes szélességben a maximális méret felénél \(\text {FWHM}_{1{-}3}\) (Hz).Vegye figyelembe, hogy a sávszélesség mérése kimaradt, amikor alacsony PTE-t regisztráltak, azaz \(\text {FWHM}_{1}\) AX2 meredeksége esetén.A \(f_2\) módot találták a legalkalmasabbnak a lejtős elhajlások összehasonlítására, mivel ez mutatta a legmagasabb szintű teljesítményátviteli hatékonyságot (\(\text {PTE}_{2}\)), akár 99%-ot is.
Első modális régió: \(f_1\) nem nagyon függ a beillesztett közeg típusától, hanem a lejtő geometriájától.\(f_1\) csökken a ferde hossz csökkenésével (27,1, 26,2 és 25,9 kHz levegőben az AX1-3 esetében).A \(\text {PTE}_{1}\) és \(\text {FWHM}_{1}\) regionális átlagok \(\kb.\) 81%, illetve 230 Hz.\(\text {FWHM}_{1}\) rendelkezik a legmagasabb zselatintartalommal a Lancetben (L, 473 Hz).Vegye figyelembe, hogy a \(\text {FWHM}_{1}\) AX2 zselatinban nem értékelhető ki az alacsony rögzített FRF amplitúdó miatt.
A második modális régió: \(f_2\) a behelyezett adathordozó típusától és a ferde résztől függ.Az átlagos értékek \(f_2\) 29,1, 27,9 és 28,5 kHz levegőben, vízben és zselatinban.Ez a modális régió is magas, 99%-os PTE-t mutatott, a legmagasabb a mért csoportok közül, 84%-os regionális átlaggal.\(\text {FWHM}_{2}\) regionális átlaga \(\körülbelül\) 910 Hz.
Harmadik mód régió: a frekvencia \(f_3\) a média típusától és a ferde szögtől függ.Az átlagos \(f_3\) értékek 32,0, 31,0 és 31,3 kHz levegőben, vízben és zselatinban.A \(\text {PTE}_{3}\) regionális átlag \(\körülbelül\) 74%, a legalacsonyabb a régiók közül.A régiós átlag \(\text {FWHM}_{3}\) \(\körülbelül\) 1085 Hz, ami magasabb, mint az első és a második régióé.
       A következők az 1. ábrára vonatkoznak.12. ábra és 2. táblázat. A lándzsa (L) a legnagyobb jelentőséggel tért ki (nagy szignifikánsan minden hegyre, \(p<\) 0,017) levegőben és vízben egyaránt (12a. ábra), elérve a legmagasabb DPR-t (220 µm/-ig). W levegőben). 12. ábra és 2. táblázat. A lándzsa (L) a legnagyobb jelentőséggel tért ki (nagy szignifikánsan minden hegyre, \(p<\) 0,017) levegőben és vízben egyaránt (12a. ábra), elérve a legmagasabb DPR-t (220 µm/-ig). W levegőben). Следующее относится к рисунку 12 и таблице 2. Ланцет (L) отклонялся больше вселххчимонкой в, \(p<\) 0,017) как в воздухе, так и в воде (рис. 12а), достигая самого высокого DPR . Az alábbiak a 12. ábrára és a 2. táblázatra vonatkoznak. A lándzsa (L) a legnagyobb mértékben elhajlott (nagy szignifikancia minden hegy esetében, \(p<\) 0,017) levegőben és vízben egyaránt (12a. ábra), elérve a legmagasabb DPR-t.(levegőben 220 μm/W-ig).Smt.12. ábra és 2. táblázat lent.柳叶刀(L) 在空气和水中偏转最多（对所有尖端具有高显着有高显着性，\(p<\)性，\(p<\)氼尼a）宾a 0,017高DPR （在空气中高达220 µm/W）.柳叶刀(L) rendelkezik a legnagyobb elhajlással levegőben és vízben (对所记尖端可以高电影性,\(p<\) 0,017) (图12a), és érte el a legmagasabb DPR-t (220 µm/W-ban). levegő). Ланцет (L) отклонялся больше всего (высокая значимость для всех наконечников, \(p<\) 0,017) в водестри наибольшего DPR (до 220 мкм/Вт в воздухе). A Lancet (L) a legnagyobb mértékben (nagy szignifikancia az összes csúcsra, \(p<\) 0,017) a levegőben és a vízben (12a. ábra), elérve a legmagasabb DPR-t (levegőben 220 µm/W-ig). Levegőben az AX1, amelynek magasabb volt a BL-je, nagyobb mértékben tért ki, mint az AX2-3 (szignifikancia: \(p<\) 0,017), míg az AX3 (amelynek a BL-je a legalacsonyabb) 190 µm/W DPR-vel nagyobb mértékben tért el, mint az AX2. Levegőben az AX1, amelynek magasabb volt a BL-je, nagyobb mértékben tért ki, mint az AX2-3 (szignifikancia: \(p<\) 0,017), míg az AX3 (amelynek a BL-je a legalacsonyabb) 190 µm/W DPR-vel nagyobb mértékben tért el, mint az AX2. В воздухе AX1 с более высоким BL отклонялся выше, чем AX2–3 (со значимостью \(p<\) 0,017), BLксаким онялся больше, чем AX2 с DPR 190 мкм/Вт. Levegőben a magasabb BL-vel rendelkező AX1 nagyobb, mint AX2–3 (szignifikancia \(p<\) 0,017), míg az AX3 (a legalacsonyabb BL-vel) nagyobb mértékben tért el, mint az AX2 DPR 190 µm/W mellett.在空气中，具有更高BL 的AX1 比AX2-3 偏转更高（具有显着性，\(p<\)扉伄缈BL AX3，耀 0,017）偏转大于AX2, DPR 为 190 µm/W . Levegőben az AX1 kitérése nagyobb BL-vel nagyobb, mint az AX2-3-é (szignifikánsan, \(p<\) 0,017), és az AX3 (a legalacsonyabb BL-vel) kitérése nagyobb, mint az AX2-é, a DPR 190 µm/W. В воздухе AX1 с более высоким BL отклоняется больше, чем AX2-3 (значимо, \(p<\) 0,017), тогда (катилкимо3 тся больше, чем AX2 с DPR 190 мкм/Вт. Levegőben a magasabb BL-vel rendelkező AX1 jobban elhajlik, mint az AX2-3 (szignifikáns, \(p<\) 0,017), míg az AX3 (a legalacsonyabb BL-vel) jobban elhajlik, mint az AX2 DPR 190 μm/W mellett.20 mm-es víznél az elhajlás és a PTE AX1–3 nem különbözött szignifikánsan (\(p>\) 0,017).A PTE szintje a vízben (90,2-98,4%) általában magasabb volt, mint a levegőben (56-77,5%) (12c. ábra), és a vízben végzett kísérlet során megfigyelték a kavitáció jelenségét (13. ábra, lásd még a továbbiakat). információ).
A hegyhajlás mértéke (átlag ± SD, n = 5) az L és az AX1-3 ferdeségnél levegőben és vízben (mélység 20 mm) a ferde geometria változásának hatását mutatja.A méréseket folyamatos egyfrekvenciás szinuszos gerjesztéssel végeztük.(a) Csúcstól csúcsig eltérés (\(u_y\vec {j}\)) a csúcson, a (b) megfelelő modális frekvenciákon \(f_2\) mérve.(c) Az egyenlet teljesítményátviteli hatékonysága (PTE, RMS, %).(4) és (d) Elhajlási teljesítménytényező (DPR, µm/W), a csúcstól csúcsig való eltérés és az átvitt elektromos teljesítmény \(P_T\) (Wrms) alapján számítva.
Tipikus nagysebességű kamera árnyékdiagram, amely egy lándzsa (L) és tengelyszimmetrikus hegyének (AX1–3) csúcstól csúcsig való eltérését mutatja (zöld és piros szaggatott vonalak) vízben (20 mm mélységben) fél cikluson keresztül.ciklus, \(f_2\) gerjesztési frekvencián (mintavételi frekvencia 310 kHz).A rögzített szürkeárnyalatos kép mérete 128×128 pixel, pixelmérete pedig \(\kb.\) 5 µm.A videó a további információk között található.
Így modelleztük a hajlítási hullámhossz változását (7. ábra), és kiszámítottuk az átvihető mechanikai mobilitást a csőhossz és a letörés kombinációira (8., 9. ábra) a hagyományos lándzsás, aszimmetrikus és tengelyszimmetrikus geometriai formák letöréseire.Ez utóbbi alapján megbecsültük az optimális távolságot 43 mm-re (vagy \(\körülbelül) 2,75\(\lambda _y\) 29,75 kHz-en) a csúcstól a hegesztésig, ahogy az 5. ábrán is látható, és a Three-t tengelyszimmetrikussá tettük. különböző ferdehosszúságú ferdék.Ezután jellemeztük frekvencia viselkedésüket levegőben, vízben és 10% (w/v) ballisztikus zselatinban a hagyományos lándzsákkal összehasonlítva (10., 11. ábra), és meghatároztuk a ferde elhajlás összehasonlítására legalkalmasabb módot.Végül 20 mm mélységben mértük a csúcs elhajlását levegőben és vízben 20 mm mélységben lévő hajlítóhullámmal, és számszerűsítettük a behelyezett közeg teljesítményátviteli hatékonyságát (PTE, %) és eltérítési teljesítménytényezőjét (DPR, µm/W) minden egyes ferde esetén.szögletes típus (12. ábra).
Kimutatták, hogy a tű ferde geometriája befolyásolja a tűhegy elhajlásának mértékét.A lándzsa érte el a legnagyobb elhajlást és a legnagyobb DPR-t az alacsonyabb átlagos elhajlású tengelyszimmetrikus kúphoz képest (12. ábra).A leghosszabb ferdeségű 4 mm-es tengelyszimmetrikus kúp (AX1) statisztikailag szignifikáns maximális elhajlást ért el a levegőben a többi tengelyszimmetrikus tűhöz (AX2–3) képest (\(p < 0,017\), 2. táblázat), de nem volt szignifikáns különbség .megfigyelhető, amikor a tűt vízbe helyezik.Így nincs nyilvánvaló előnye a hosszabb ferde hossznak a csúcs elhajlása szempontjából.Ezt szem előtt tartva úgy tűnik, hogy a jelen tanulmányban vizsgált ferdeszög geometriája nagyobb hatással van az elhajlásra, mint a ferde hossz.Ennek oka lehet a hajlítási merevség, például a hajlítandó anyag teljes vastagságától és a tű kialakításától függően.
A kísérleti vizsgálatok során a visszavert hajlítóhullám nagyságát a csúcs peremfeltételei befolyásolják.Amikor a tű hegyét vízbe és zselatinba szúrja, a \(\text {PTE}_{2}\) \(\körülbelül\) 95%, a \(\text {PTE}_{ 2}\) pedig \ (\text {PTE}_{ 2}\) a (\text {PTE}_{1}\) és \(\text {PTE}_{3}\) értékei 73% és 77%, illetve (11. ábra).Ez azt jelzi, hogy az akusztikus energia maximális átvitele az öntőközegbe, azaz a vízbe vagy a zselatinba \(f_2\) esetén következik be.Hasonló viselkedést figyeltek meg egy korábbi tanulmányban31, egy egyszerűbb eszközkonfigurációt alkalmazva a 41-43 kHz-es frekvenciatartományban, amelyben a szerzők kimutatták a feszültségreflexiós együttható függését a beágyazó közeg mechanikai modulusától.A behatolási mélység32 és a szövet mechanikai tulajdonságai mechanikai terhelést jelentenek a tűn, ezért várhatóan befolyásolják az UZEFNAB rezonancia viselkedését.Így a rezonanciakövető algoritmusok (pl. 17, 18, 33) használhatók a tűn keresztül leadott akusztikus teljesítmény optimalizálására.
A hajlítási hullámhosszokon végzett szimuláció (7. ábra) azt mutatja, hogy a tengelyszimmetrikus csúcs szerkezetileg merevebb (azaz merevebb a hajlításban), mint a lándzsa és az aszimmetrikus ferde.Az (1) alapján és az ismert sebesség-frekvencia összefüggést felhasználva a tű hegyén lévő hajlítási merevséget \(\about\) 200, 20 és 1500 MPa-ra becsüljük lándzsa, aszimmetrikus és tengelyirányú ferde síkok esetén.Ez 5,3, 1,7 és 14,2 mm-es \(\lambda_y\)-nak felel meg 29,75 kHz-en (7a–c. ábra).Figyelembe véve a klinikai biztonságot az USeFNAB során, fel kell mérni a geometriának a ferde sík szerkezeti merevségére gyakorolt ​​hatását34.
A csőhosszhoz viszonyított kúp-paraméterek vizsgálata (9. ábra) azt mutatta, hogy az optimális átviteli tartomány nagyobb volt az aszimmetrikus ferde (1,8 mm), mint a tengelyszimmetrikus ferde (1,3 mm) esetén.Ezenkívül a mobilitás stabil \(\körülbelül) 4-4,5 mm, illetve 6-7 mm aszimmetrikus és tengelyszimmetrikus dőlés esetén (9a, b ábra).Ennek a felfedezésnek a gyakorlati jelentősége a gyártási tűrésekben fejeződik ki, például az optimális TL alacsonyabb tartománya azt jelentheti, hogy nagyobb hosszpontosságra van szükség.Ugyanakkor a mobilitási plató nagyobb toleranciát biztosít a merülés hosszának egy adott frekvencián történő megválasztásához anélkül, hogy jelentős hatással lenne a mobilitásra.
A tanulmány a következő korlátozásokat tartalmazza.A tűelhajlás közvetlen mérése élérzékeléssel és nagysebességű képalkotással (12. ábra) azt jelenti, hogy az optikailag átlátszó közegekre korlátozódik, mint például a levegő és a víz.Arra is szeretnénk felhívni a figyelmet, hogy nem kísérletekkel teszteltük a szimulált transzfermobilitást és fordítva, hanem FEM-vizsgálatokkal határoztuk meg a tűgyártás optimális hosszát.Ami a gyakorlati korlátokat illeti, a lándzsa hossza a hegyétől a hüvelyig \(\körülbelül) 0,4 cm-rel hosszabb, mint a többi tűé (AX1-3), lásd az ábrát.3b.Ez befolyásolhatja a tűkialakítás modális reakcióját.Ezenkívül a hullámvezető csap végén lévő forrasztóanyag alakja és térfogata (lásd a 3. ábrát) befolyásolhatja a csap kialakításának mechanikai impedanciáját, ami hibákat okozhat a mechanikai impedanciában és a hajlítási viselkedésben.
Végül kimutattuk, hogy a kísérleti ferde geometria befolyásolja az USeFNAB eltérítésének mértékét.Ha a nagyobb elhajlás pozitív hatással lenne a tűnek a szövetre gyakorolt ​​hatására, például a vágási hatékonyságot szúrás után, akkor a hagyományos lándzsa ajánlott az USeFNAB-ban, mivel ez maximális elhajlást biztosít, miközben megőrzi a szerkezeti csúcs megfelelő merevségét..Ezenkívül egy közelmúltbeli tanulmány35 kimutatta, hogy a hegy nagyobb elhajlása fokozhatja a biológiai hatásokat, például a kavitációt, amely hozzájárulhat a minimálisan invazív sebészeti alkalmazások kialakulásához.Tekintettel arra, hogy a növekvő teljes akusztikus teljesítményről kimutatták, hogy növeli a biopszia hozamát az USeFNAB13-ban, további kvantitatív vizsgálatokra van szükség a minta hozamával és minőségével kapcsolatban a vizsgált tűgeometria részletes klinikai előnyeinek értékeléséhez.