Die Geometrie der Nadelschräge beeinflusst die Größe der Biegeauslenkung im Ultraschall

Wissenschaftliche Berichte Band 12, Artikelnummer: 17096 (2022) Diesen Artikel zitieren

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Kürzlich wurde gezeigt, dass der Einsatz von Ultraschall die Gewebeausbeute bei der ultraschallgestützten Feinnadelaspirationsbiopsie (USeFNAB) im Vergleich zur konventionellen Feinnadelaspirationsbiopsie (FNAB) erhöht. Bisher wurde der Zusammenhang zwischen der Fasengeometrie und der Nadelspitzenwirkung noch nicht umfassend erforscht. In dieser Studie haben wir die Nadelresonanzeigenschaften und die Ablenkungsgröße verschiedener Nadelschrägengeometrien mit unterschiedlichen Fasenlängen untersucht. Bei einer herkömmlichen Lanzette mit einer 3,9 mm langen Fase betrug das Verhältnis von Spitzenablenkung zu Leistung (DPR) in Luft und Wasser 220 bzw. 105 µm/W. Dies war höher im Vergleich zu einer achsensymmetrischen Spitze mit einer Fasenlänge von 4 mm, die einen DPR von 180 bzw. 80 µm/W in Luft und Wasser erreichte. Diese Studie betonte die Bedeutung der Beziehung zwischen der Biegesteifigkeit der Abschrägungsgeometrie im Zusammenhang mit verschiedenen Einführmedien und könnte somit Verständnis für Ansätze zur Steuerung der Schneidwirkung nach der Punktion durch Modifizierung der Nadelabschrägungsgeometrie liefern, was für die USeFNAB-Anwendung wesentlich ist.

Die Feinnadelaspirationsbiopsie (FNAB) ist eine Methode, bei der Nadeln eingesetzt werden, um eine Gewebeprobe aus einer vermuteten Pathologie zu entnehmen1,2,3. Es hat sich gezeigt, dass Spitzen vom Franseen-Typ eine höhere diagnostische Ausbeute erzielen als die herkömmliche Lanzette4 und eine Menghini-Spitze5. Es wurden auch achsensymmetrische (dh umlaufende) Abschrägungen vorgeschlagen, um die Wahrscheinlichkeit einer histopathologisch adäquaten Probe zu erhöhen6.

Bei einer Biopsie wird die Nadel durch die Haut und Gewebeschichten gestochen, um auf die vermutete Pathologie zuzugreifen. Aktuelle Studien deuten darauf hin, dass die Ultraschallbetätigung die erforderlichen Einstichkräfte in Weichgewebe reduzieren könnte7,8,9,10. Es hat sich gezeigt, dass die Geometrie der Nadelschräge Einfluss auf die Wechselwirkungskräfte mit der Nadel hat. Beispielsweise hat sich gezeigt, dass längere Fasenlängen geringere Gewebedurchstichkräfte hervorrufen11. Nachdem die Nadel in die Gewebeoberfläche eingedrungen ist, also nach der Punktion, wurde vermutet, dass die Schneidkräfte der Nadel bis zu 75 % der gesamten Wechselwirkungskräfte zwischen Nadel und Gewebe ausmachen könnten12. Es wurde gezeigt, dass Ultraschall (US) in den Stadien nach der Punktion die diagnostische Biopsieausbeute in Weichgeweben steigern kann13. Andere Methoden mit Ultraschall-Verstärkung der Knochenbiopsie wurden für die Probenahme von Hartgewebe entwickelt14,15, es wurden jedoch keine Ergebnisse zur Verbesserung der Biopsieausbeute berichtet. In mehreren Studien wurde außerdem festgestellt, dass die mechanische Verschiebung mit zunehmender Ultraschall-Antriebsspannung zunimmt16,17,18. Während es viele Studien zu den axialen (longitudinalen) statischen Kräften bei der Wechselwirkung zwischen Nadel und Gewebe gibt19,20, gibt es nur begrenzte Untersuchungen zur zeitlichen Dynamik und zur Nadelschrägengeometrie bei ultraschallverstärktem FNAB (USeFNAB).

Ziel dieser Studie war es, die Rolle unterschiedlicher Fasengeometrien auf die Nadelspitzenwirkung einer Nadel zu untersuchen, die mit Ultraschallfrequenz biegebetätigt wird. Genauer gesagt untersuchten wir nach der Punktion den Einfluss des Einführmediums auf die Ablenkung der Nadelspitze für eine herkömmliche Nadelschräge (d. h. die Lanzette), achsensymmetrische und asymmetrische einstufige Schrägschrägengeometrien (Abb. 1). . Das Verständnis, wie die Aktion der Nadelspitze gesteuert wird, könnte bei der Entwicklung von USeFNAB-Nadeln für verschiedene Zwecke von Nutzen sein, beispielsweise für die selektive Gewinnung eines Aspirats oder von Weichgewebekernen.

In dieser Studie wurden verschiedene Fasengeometrien berücksichtigt. (a) Lanzette mit Spezifikationen gemäß ISO 7864:201636, wobei \(\alpha\) der primäre Abschrägungswinkel, \(\theta\) der sekundäre Abschrägungsdrehwinkel und \(\phi\) die sekundäre Abschrägung war Winkel, wenn gedreht, gemessen in Grad (\(^\circ\)). (b) Lineare asymmetrische einstufige Fase (in DIN 13097:201937 als „Standard“ bezeichnet) und (c) lineare achsensymmetrische (umlaufende) einstufige Fase.

Unser Ansatz bestand darin, zunächst die Änderung der Biegewellenlänge entlang der Abschrägung für eine herkömmliche Lanzette, achsensymmetrische und asymmetrische einstufige Abschrägungsgeometrien zu modellieren. Anschließend haben wir eine parametrische Studie durchgeführt, um den Einfluss der Abschrägung und der Rohrlänge auf die mechanische Beweglichkeit des Transfers zu untersuchen. Dies wurde durchgeführt, um optimale Längen zu ermitteln, die für die Herstellung von Prototypnadeln geeignet sind. Basierend auf den Simulationen wurden Prototypnadeln hergestellt und ihr Resonanzverhalten experimentell charakterisiert, indem die Spannungsreflexionskoeffizienten gemessen und die Leistungsübertragungseffizienz in Luft, Wasser und ballistischer Gelatine 10 % (w/v) berechnet wurden Die Betriebsfrequenz wurde ermittelt. Schließlich wurde die Biegewellenablenkung an der Nadelspitze mithilfe von Hochgeschwindigkeitsbildgebung direkt in Luft und Wasser gemessen und die übertragene elektrische Leistung sowie das Verhältnis von Ablenkung zu Leistung (DPR) zum Einführmedium für jede Abschrägung geschätzt Geometrie.

Es wurde ein Nadelrohr mit einer Rohrlänge (TL) und einer abgeschrägten Länge (BL) definiert, wie in Abb. 2a dargestellt, unter Verwendung eines 21-Gauge-Rohrs (0,80 mm Außendurchmesser, 0,49 mm Innendurchmesser, Rohrwandstärke 0,155 mm, regelmäßige Wand). , wie in ISO 9626:201621 angegeben), hergestellt aus Edelstahl der Güteklasse 316 (Elastizitätsmodul 205 \(\text {GN/m}^{2}\), Dichte 8070 kg/m\(^{3}\), und Poissonzahl 0,275).

Definition der Biegewellenlänge und Aufbau eines Finite-Elemente-Modells (FEM) der Nadel- und Randbedingungen. (a) Definition der Fasenlänge (BL) und Rohrlänge (TL). (b) Ein dreidimensionales (3D) Finite-Elemente-Modell (FEM) verwendete eine harmonische Punktkraft \(\tilde{F}_y\vec {j}\), um das Nadelrohr am proximalen Ende anzuregen, eine Punktauslenkung und Die Geschwindigkeit (\(\tilde{u}_y\vec {j}\), \(\tilde{v}_y\vec {j}\)) wurde an der Spitze gemessen, um eine Berechnung der mechanischen Transfermobilität zu ermöglichen. \(\lambda_y\) wurde als die Biegewellenlänge definiert, die mit der vertikalen Kraft \(\tilde{F}_y\vec {j}\) verbunden ist. (c) Definitionen des Schwerpunkts, der Querschnittsfläche A und der Trägheitsmomente \(I_{xx}\) und \(I_{yy}\) um die x- bzw. y-Achse.

Wie in Abb. 2b,c dargestellt, ist für einen unendlichen (grenzenlosen) Strahl mit einer Querschnittsfläche A und unter der Annahme einer großen Wellenlänge in Bezug auf die Querschnittsdimension des Strahls die Biegephasengeschwindigkeit \( c_{EI}\) wurde definiert22:

wobei E der Elastizitätsmodul (\(\text {N/m}^{2}\)) war, \(\omega _0 = 2\pi f_0\) die Anregungswinkelfrequenz (rad/s), wobei \( f_0\) war die lineare Frequenz (1/s oder Hz), I war das Flächenträgheitsmoment \((\text {m}^{4})\) um die interessierende Achse und \(m'=\ rho _0 A\) war die Masse pro Längeneinheit (kg/m), wobei \(\rho _0\) die Dichte \((\text {kg/m}^{3})\) war und A die war Querschnittsfläche (xy-Ebene) des Strahls (\(\text {m}^{2}\)). Da die ausgeübte Kraft in unserem Fall parallel zur vertikalen y-Achse verlief, also \(\tilde{F}_y\vec {j}\), ging es uns nur um das Flächenträgheitsmoment um die horizontale x-Achse, also \(I_{xx}\), also:

wobei \(y_{CG}\) die y-Koordinate des Schwerpunkts des Nadelrohrs in der xy-Ebene ist.

Für das Finite-Elemente-Modell (FEM) wurde eine rein harmonische Verschiebung (m) angenommen, daher wurde die Beschleunigung (\(\text {m/s}^{2}\)) ausgedrückt als \(\partial ^2 \vec { u}/\partial t^2 = -\omega ^2\vec {u}\), so dass \(\vec {u}(x, y, z, t) := u_x\vec {i} + u_y\vec {j}+ u_z\vec {k}\) war ein in den Raumkoordinaten definierter dreidimensionaler Verschiebungsvektor. Als Ersatz für letzteres wurde das Gesetz des Impulsgleichgewichts in seiner Lagrange-Form für die endliche Verformung23 entsprechend seiner Implementierung in der COMSOL Multiphysics-Software (Version 5.4–5.5, COMSOL Inc., Massachusetts, USA) wie folgt angegeben:

wobei \(\vec {\nabla }:= \frac{\partial }{\partial x}\vec {i} + \frac{\partial }{\partial y}\vec {j} + \frac{\partial }{\partial z}\vec {k}\) war der Tensor-Divergenzoperator und \({\underline{\sigma }}\) war der zweite Piola-Kirchhoff-Spannungstensor (zweiter Ordnung, \(\text { N/m}^{2}\)), und \(\vec {F_V}:= F_{V_x}\vec {i}+ F_{V_y}\vec {j}+ F_{V_z}\vec {k }\) war der volumetrische Kraftvektor pro deformiertem Volumen (\(\text {N/m}^{3}\)), und \(e^{j\phi }\) war die Phase der volumetrischen Kraft mit a Phasenwinkel \(\phi\) (rad). In unserem Fall war die volumetrische Körperkraft Null und unser Modell ging von geometrischer Linearität und einer kleinen rein elastischen Dehnung aus, d. h. \({\underline{\varepsilon }}^{el} = {\underline{\varepsilon }}\), wobei \({\underline{\varepsilon }}^{el}\) und \({\underline{\varepsilon }}\) die elastischen bzw. Gesamtdehnungen (zweiter Ordnung, dimensionslos) waren. Der konstitutive Hookesche isotrope Elastizitätstensor \(\underline{\underline{C}}\) wurde unter Verwendung des Elastizitätsmoduls E (\(\text {N/m}^{2}\)) und der Poissonzahl v definiert, also dass \(\underline{\underline{C}}:=\underline{\underline{C}}(E,v)\) (vierter Ordnung). Daher wird die Spannungsberechnung zu \({\underline{\sigma }} := \underline{\underline{C}}:{\underline{\varepsilon }}\).

Die Berechnung wurde mit 10-Knoten-Tetraederelementen mit einer Elementgröße von \(\le\) 8 µm durchgeführt. Die Nadel wurde im Vakuum simuliert und die Größe der mechanischen Transfermobilität (ms−1 N−1) wurde definiert als \(|\tilde{Y}_{v_yF_y}|= |\tilde{v}_y\vec { j}|/|\tilde{F}_y\vec {j}|\)24, wobei \(\tilde{v}_y\vec {j}\) die komplexe Ausgangsgeschwindigkeit an der Spitze war und \( \tilde{F}_y\vec {j}\) war die komplexe Antriebskraft am proximalen Ende des Rohrs, wie in Abb. 2b dargestellt. Die mechanische Übertragungsmobilität wurde in Dezibel (dB) ausgedrückt, wobei das Maximum als Referenz diente, d. h. \(20\log _{10} (|\tilde{Y}|/ |\tilde{Y}_{max}|)\ ). Alle FEM-Studien wurden bei 29,75 kHz durchgeführt.

Die Nadelkonstrukte (Abb. 3) bestanden aus einer herkömmlichen 21-Gauge-Injektionsnadel (Katalognummer: 4665643, Sterican\(^\circledR\), Außendurchmesser 0,8 mm, Länge 120 mm, rostfreier Chromnickelstahl AISI Typ 304, Güteklasse B .Braun Melsungen AG, Melsungen, Deutschland) am proximalen Ende mit einem Luer-Lock-Kunststoffansatz aus Polypropylen ausgestattet und an der Spitze entsprechend modifiziert. Nadelrohre wurden an Wellenleiter angelötet, wie in Abb. 3b gezeigt. Die Wellenleiter wurden mit Edelstahl (EOS Stainless Steel 316L im EOS M 290 3D-Drucker, 3D Formtech Oy, Jyväskylä, Finnland) 3D-gedruckt und dann mit einer M4-Schraube an einem Langevin-Wandler befestigt. Der Langevin-Wandler bestand aus 8 Piezo-Ringelementen, die an beiden Enden durch zwei Massen belastet wurden.

Die Charakterisierung erfolgte für vier Nadelspitzentypen (fotografiert), eine im Handel erhältliche Lanzette (L) und drei hergestellte achsensymmetrische einstufige Abschrägungen (AX1–3) mit Abschrägungslängen (BL) von 4, 1,2 und 0,5 mm bzw. (a) eine Nahaufnahme der hergestellten Nadelspitzen von der Seite. (b) Draufsicht auf die vier Nadeln, die an einen 3D-gedruckten Wellenleiter gelötet wurden und dann über eine M4-Schraube an einem Langevin-Wandler befestigt wurden.

Drei achsensymmetrisch abgeschrägte Spitzen wurden hergestellt (Abb. 3) (TAs Machine Tools Oy) mit Fasenlängen (BL, wie in Abb. 2a definiert) von 4,0, 1,2 und 0,5 mm, entsprechend Fasenwinkeln (BA) von \( \ungefähr\) 2\(^\circ\), 7\(^\circ\) bzw. 18\(^\circ\). Die Massen der Wellenleiter und Nadeln betrugen 3,4 ± 0,017 g (Mittelwert ± Standardabweichung, n = 4) für die Abschrägungen L bzw. AX1–3 (Quintix\(^\circledR\) 224 Design 2, Sartorius AG, Göttingen, Deutschland). Die Gesamtlängen von der Nadelspitze bis zum Ende des Kunststoffansatzes betrugen 13,7, 13,3, 13,3 und 13,3 cm für die Abschrägungen L und AX1–3 in Abb. 3b.

Bei allen Nadelkonstruktionen betrug die Länge von der Nadelspitze bis zur Spitze des Wellenleiters (d. h. Lötbereich) 4,3 cm, und das Nadelrohr war so ausgerichtet, dass die abgeschrägten Ebenen nach oben zeigten (d. h. parallel zur y-Achse), wie in (Abb. 2).

Ein benutzerdefiniertes Skript in MATLAB (R2019a, The MathWorks Inc., Massachusetts, USA), das auf einem Computer (Latitude 7490, Dell Inc., Texas, USA) ausgeführt wurde, wurde verwendet, um einen linearen Sinus-Sweep von 25 bis 35 kHz zu erzeugen für die Dauer von 7 s, das über einen Digital-Analog-Wandler (DA) (Analog Discovery 2, Digilent Inc., Washington, USA) in ein analoges Signal umgewandelt wurde. Das analoge Signal \(V_0\) (0,5 Vpk-pk) wurde dann mit einem maßgeschneiderten Hochfrequenzverstärker (RF) (Mariachi Oy, Turku, Finnland) verstärkt. Die einfallende verstärkte Spannung \({V_I}\) wurde vom HF-Verstärker mit einer Ausgangsimpedanz von 50 \(\Omega\) an den im Nadelkonstrukt eingebauten Transformator ausgegeben, der eine Eingangsimpedanz von 50 \(\Omega) hatte \). Zur Erzeugung der mechanischen Welle wurde der Langevin-Wandler (massenbeladener piezoelektrischer Sandwich-Wandler auf der Vorder- und Rückseite) verwendet. Der maßgeschneiderte HF-Verstärker war mit einem Zweikanal-Stehwellen-Leistungsverhältnismesser (SWR) ausgestattet, der es ermöglichte, sowohl die einfallende \({V_I}\) als auch die reflektierte verstärkte Spannung \(V_R\) über das Analoggerät aufzuzeichnen -Digitale (AD) Wandler (Analog Discovery 2) mit einer Abtastfrequenz von 300 kHz. Das Anregungssignal wurde zu Beginn und am Ende amplitudenmoduliert, um zu verhindern, dass Signaltransienten den Eingang des Verstärkers überlasten.

Mithilfe eines in MATLAB implementierten benutzerdefinierten Skripts wurden Frequenzgangfunktionen (FRFs), d zeitinvariantes System. Zusätzlich wurde ein Bandpassfilter mit einem Durchlassbereich zwischen 20 und 40 kHz angewendet, um unerwünschte Frequenzen aus dem Signal zu entfernen. In Bezug auf die Übertragungsleitungstheorie war \(\tilde{H}(f)\) in diesem Fall äquivalent zum Spannungsreflexionskoeffizienten, also \(\rho _{V} \equiv {V_R}/{V_I}\)26 . Da die Ausgangsimpedanz des Verstärkers \(Z_0\) an die Eingangsimpedanz des im Wandler integrierten Transformators angepasst wurde, wurde der elektrische Leistungsreflexionskoeffizient \({P_R}/{P_I}\) auf \({V_R}^ reduziert 2/{V_I}^2\), also \(|\rho _{V}|^2\). Für den Fall, dass absolute Werte der elektrischen Leistung benötigt wurden, wurden die einfallende \(P_I\) und die reflektierte \(P_R\) Leistung (W) berechnet, indem der Effektivwert (rms) der entsprechenden Spannungen ermittelt wurde, z. B dass für eine sinusförmig erregte Übertragungsleitung \(P = {V}^2/(2Z_0)\)26, wobei \(Z_0\) 50 \(\Omega\) war. Die an die Last \(P_T\) (dh an das Einfügungsmedium) übertragene elektrische Leistung könnte als \(|P_I - P_R |\) (W, rms) berechnet werden, und die Leistungsübertragungseffizienz (PTE) könnte definiert werden und in Prozent (%) angegeben, so dass27:

Die FRFs wurden dann verwendet, um die Modalfrequenzen \(f_{1-3}\) (kHz) des Nadelkonstrukts und ihre entsprechenden Leistungsübertragungseffizienzen \(\text {PTE}_{1{-}3} abzuschätzen. \). Die Halbwertsbreite (\(\text {FWHM}_{1{-}3}\), Hz) wurde direkt aus \(\text {PTE}_{1{-}3}\) geschätzt. , erhalten aus den in Tabelle 1 beschriebenen einseitigen linearen Frequenzspektren bei Modalfrequenzen \(f_{1-3}\).

Messmethode der Frequenzgangfunktionen (FRFs) von Nadelkonstrukten. Die gewobbelte Sinus-Zweikanalmessung25,38 wurde verwendet, um die Frequenzgangfunktionen \(\tilde{H}(f)\) und ihre Impulsantworten H(t) zu erhalten. \({\mathcal {F}}\) und \({\mathcal {F}}^{-1}\) bezeichnen eine digitale abgeschnittene Fourier-Transformationsoperation bzw. deren Umkehrung. \(\tilde{G}(f)\) bezeichnet die Multiplikation zweier Signale im Frequenzbereich, z. B. bedeutet \(\tilde{G}_{XrX}\) eine Multiplikation des umgekehrten Sweeps \(\tilde{X} r(f)\) bzw. die einfallenden Spannungssignale \(\tilde{X}(f)\).

Wie in Abb. 5 gezeigt, eine Hochgeschwindigkeitskamera (Phantom V1612, Vision Research Inc., New Jersey, USA), ausgestattet mit einem Makroobjektiv (MP-E 65 mm, \(f\)/2,8, 1–5\ (\times\), Canon Inc., Tokio, Japan) wurde verwendet, um die Auslenkung der Nadelspitze bei Biegeanregung (einzelne Frequenz, kontinuierliche Sinuskurve) bei Frequenzen von 27,5–30 kHz aufzuzeichnen. Um Schattendiagramme zu erzeugen, wurde ein gekühltes hochintensives weißes LED-Element hinter der Nadelfase platziert (Katalognummer: 4052899910881, Weiße LED, 3000 K, 4150 lm, Osram Opto Semiconductors GmbH, Regensburg, Deutschland).

Vorderansicht des Versuchsaufbaus. Die Tiefe wurde von der Oberfläche des Mediums aus gemessen. Das Nadelkonstrukt wurde festgeklemmt und auf einem motorisierten Translationstisch montiert. Eine Hochgeschwindigkeitskamera mit einem Objektiv mit hoher Vergrößerung (5\(\times)) wurde verwendet, um die Durchbiegung der Fasenspitze zu messen. Alle Maße sind in mm angegeben.

Für jeden Nadelfase-Typ haben wir 300 Hochgeschwindigkeitskamerabilder mit einer Größe von 128 \(\times\) 128 Pixeln mit einer räumlichen Auflösung von 1/180 mm (\(\ungefähr) 5 µm) pro Pixel und einer zeitlichen Auflösung aufgezeichnet von 310.000 Bildern pro Sekunde. Wie in Abb. 6 dargestellt, wurde jedes Bild (1) zugeschnitten (2), sodass sich die Nadelspitze in der letzten Reihe (unten) des Bildes befand. Anschließend wurde das Histogramm des Bildes berechnet (3), sodass der Canny-Schwellenwert 1 betrug und 2 konnten ermittelt werden. Dann wurde die Canny-Kantenerkennung28 mit einem 3 \(\times\) 3 Sobel-Operator angewendet (4) und die Position für ein kavitationsfreies abgeschrägtes Kantenpixel (markiert mit \(\mathbf {\times }\)) berechnet alle 300 Zeitschritte. Um die Spitze-zu-Spitze-Ablenkung an der Spitze zu bestimmen, wurde die Ableitung (unter Verwendung eines zentralen Differenzalgorithmus) berechnet (6) und die Rahmen identifiziert, die die lokalen Extrema (dh Spitzen) der Ablenkung enthielten (7). Nach einer visuellen Prüfung auf kavitationsfreie Kanten wurde ein Rahmenpaar (oder zwei Rahmen, die die Hälfte der Zeitspanne auseinander liegen) ausgewählt (7) und die Durchbiegung an der Spitze gemessen (markiert mit \(\mathbf {\times } \)). Das Obige wurde in Python (v3.8, Python Software Foundation, python.org) unter Verwendung des Canny-Kantenerkennungsalgorithmus von OpenCV (v4.5.1, Open Source Computer Vision Library, opencv.org) implementiert. Schließlich wurde das Verhältnis von Durchbiegung zu Leistung (DPR, µm/W) als Verhältnis der Durchbiegung von Spitze zu Spitze über der übertragenen elektrischen Leistung \(P_T\) (W, rms) berechnet.

Die Nadelspitzenauslenkung wurde anhand einer Folge von Bildern gemessen, die mit einer Hochgeschwindigkeitskamera bei 310 kHz aufgenommen wurden, unter Verwendung eines 7-Schritte-Algorithmus (1–7), einschließlich Zuschneiden (1–2), Canny-Kantenerkennung (3–4) und Berechnung der Kantenpixelposition (5) und ihrer zeitlichen Ableitung (6) und schließlich die Messung der Spitze-zu-Spitze-Ablenkung an der Spitze eines visuell inspizierten Rahmenpaars (7).

Die Messungen wurden in Luft (22,4–22,9 °C), entionisiertem Wasser (20,8–21,5 °C) und wässriger ballistischer Gelatine 10 % (w/v) (19,7–23,0 °C, \(\text {Honeywell}^{) durchgeführt. \text {TM}}\) \(\text {Fluka}^{\text {TM}}\) Gelatine aus Rinder- und Schweineknochen, für ballistische Analyse Typ I, Honeywell International Inc., North Carolina, USA). Die Temperatur wurde mit einem Thermoelement-Typ-K-Verstärker (AD595, Analog Devices Inc., Massachusetts, USA) gemessen, gekoppelt mit einem Typ-K-Thermoelement (Fluke 80PK-1 Bead Probe Nr. 3648 Typ-K, Fluke Corporation, Washington, USA). ). Die Tiefe wurde von der Oberfläche des Mediums (als Ursprung der Z-Achse festgelegt) unter Verwendung eines vertikalen motorisierten Translationstischs für die Z-Achse (8MT50-100BS1-XYZ, Standa Ltd., Vilnius, Litauen) mit einer Auflösung von 5 µm pro Schritt gemessen .

Da die Stichprobengröße klein war (n = 5) und keine Normalität angenommen werden konnte, wurde ein zweiseitiger Wilcoxon-Rangsummentest mit zwei Stichproben verwendet (R, v4.0.3, R Foundation for Statistical Computing, R-Projekt). .org), um die Spitzenauslenkungsgrößen der verschiedenen Nadelschrägen zu vergleichen. Für jede Abschrägung wurden 3 Vergleiche durchgeführt, sodass eine Bonferroni-Korrektur angewendet wurde und das angepasste Signifikanzniveau 0,017 bei einer Fehlerrate von 5 % betrug.

Das Folgende bezieht sich auf Abb. 7. Bei 29,75 kHz betrug die Biegehalbwellenlänge (\(\lambda_y/2\)) für den 21-Gauge-Nadelschlauch \(\ungefähr) 8 mm. Die Biegewellenlänge nahm entlang der Abschrägung ab, wenn man sich der Spitze näherte. An der Spitze betrug \(\lambda_y/2\) \(\ungefähr\) 3, 1 und 7 mm für die herkömmliche Lanzette (a), die asymmetrische (b) und die achsensymmetrische (c) Einzellanzette Stufenschrägen bzw. Folglich bedeutete dies, dass der Variationsbereich etwa 5 mm für die Lanzette betrug (da die beiden Lanzettenebenen eine einzelne scharfe Spitze erzeugen29, 30), 7 mm für die asymmetrische Abschrägung und 1 mm für die Lanzette achsensymmetrische Abschrägung (bei der der Schwerpunkt konstant blieb, so dass praktisch nur die Rohrwandstärke entlang der Abschrägung variierte).

FEM-Studien bei 29,75 kHz und Anwendung von Gl. (1) bei der Berechnung der Variation der Biegehalbwellenlänge (\(\lambda _y/2\)) für die Lanzetten- (a), asymmetrische (b) und achsensymmetrische (c) Abschrägungsgeometrie (wie eingeführt in Abb. 1a,b,c). Der Mittelwert \(\lambda _y/2\) betrug 5,65, 5,17 und 7,52 mm für die lanzettenförmigen, asymmetrischen und achsensymmetrischen Abschrägungen. Beachten Sie, dass die Spitzendicke asymmetrischer und achsensymmetrischer Fasen auf ca. 50 µm begrenzt war.

Spitzen der Mobilität \(|\tilde{Y}_{v_yF_y}|\) zeigten optimale Kombinationen von Rohrlänge (TL) und Fasenlänge (BL) an (Abb. 8, 9). Da die Abmessungen der herkömmlichen Lanzette festgelegt waren, betrug die optimale TL ca. 29,1 mm (Abb. 8). Für die asymmetrischen und achsensymmetrischen Fasen (Abb. 9a bzw. b) umfassten FEM-Studien BLs von 1 bis 7 mm, sodass die optimalen TLs von 26,9 bis 28,7 mm (Bereich 1,8 mm) und 27,9 bis 29,2 mm variierten ( Bereich 1,3 mm). Für die asymmetrische Abschrägung (Abb. 9a) stiegen die optimalen TLs linear an und erreichten ein Plateau bei einem BL von 4 mm, um dann steil von BLs 5 auf 7 mm abzufallen. Für die achsensymmetrische Abschrägung (Abb. 9b) stiegen die optimalen TLs linear mit längeren BLs an und erreichten schließlich ein Plateau bei BL von \(\ungefähr) 6 bis 7 mm. Eine erweiterte Untersuchung der achsensymmetrischen Abschrägung (Abb. 9c) ergab einen weiteren Satz optimaler TLs bei (ca.) 35,1–37,1 mm. Die beiden Sätze optimaler TLs waren für alle BLs durch einen Abstand von \(\ungefähr) 8 mm (entspricht \(\lambda_y/2\)) voneinander getrennt.

Die Übertragungsmobilität für die Lanzette bei 29,75 kHz. Das Nadelrohr wurde mit 29,75 kHz in Biegerichtung angeregt, und die Vibration wurde an der Spitze gemessen und als Größe der übertragenen mechanischen Beweglichkeit (dB relativ zum Maximum) für TLs 26,5–29,5 mm (Schrittgröße 0,1 mm) dargestellt.

FEM-parametrische Untersuchungen bei 29,75 kHz ergaben, dass die Transfermobilität bei einer achsensymmetrischen Spitze weniger von der Änderung der Rohrlänge beeinflusst wurde als bei ihrem asymmetrischen Gegenstück. Studien zur Abschrägungslänge (BL) versus Rohrlänge (TL) für asymmetrische (a) und achsensymmetrische (b,c) Abschrägungsgeometrien in einer Frequenzbereichsstudie unter Verwendung von FEM (Randbedingungen wie in Abb. 2). (a,b) Der TL-Bereich betrug 26,5–29,5 mm (Schrittgröße 0,1 mm) und der BL-Bereich 1–7 mm (Schrittgröße 0,5 mm). (c) Eine erweiterte achsensymmetrische Abschrägungsstudie umfasste TLs 25–40 mm (Schrittgröße 0,05 mm) und BLs 0,1–7 mm (Schrittgröße 0,1 mm), was die erforderliche \(\lambda _y/2\)-Beziehung ergab erfüllen die frei bewegliche Randbedingung an der Spitze.

Das Nadelkonstrukt wies drei natürliche Frequenzen \(f_{1-3}\) auf, die in niedrige, mittlere und hohe Modalbereiche kategorisiert wurden, wie in Tabelle 1 zusammengefasst. Die PTE-Größen wurden wie in Abb. 10 aufgezeichnet und dann in Abb. 11 analysiert. Das Folgende gibt einen Überblick über die Ergebnisse für jede Modalregion:

Typische aufgezeichnete Größen der momentanen Leistungsübertragungseffizienz (PTE), die unter Verwendung einer Swept-Sinus-Anregung für die Lanzette (L) und die achsensymmetrischen Abschrägungen AX1–3 in Luft, Wasser und Gelatine in einer Tiefe von 20 mm erhalten wurden. Es werden einseitige Spektren angezeigt. Die gemessenen FRFs (Abtastfrequenz 300 kHz) wurden zum Zweck der Modalanalyse tiefpassgefiltert und dann um den Faktor 200 heruntergesampelt. Das Signal-Rausch-Verhältnis betrug \(\le\) 45 dB. Die Phase (gestrichelte violette Linie) von PTE wird in Grad (\(^{\circ }\)) angezeigt.

Analyse der in Abb. 10 gezeigten modalen Reaktionen (Mittelwert ± Standardabweichung, n = 5) für die Abschrägungen L und AX1–3 in Luft, Wasser und Gelatine 10 % (Tiefe 20 mm), mit (oben) drei modalen Regionen ( niedrig, mittel und hoch) und ihre entsprechenden Modalfrequenzen \(f_{1-3}\) (kHz), (mittlerer) Leistungswirkungsgrad \(\text {PTE}_{1{-}3}\) berechnet mit Gl. (4) und (unten) die Vollbreite bei Halbwertsmessungen \(\text {FWHM}_{1{-}3}\) (Hz). Beachten Sie, dass die Messung der Bandbreite weggelassen wurde, wenn ein niedriger PTE aufgezeichnet wurde, also im Fall der Abschrägung AX2, \(\text {FWHM}_{1}\). Der Modus \(f_2\) wurde als der am besten geeignete für den Vergleich der Ablenkung von Abschrägungen angesehen, da er die höchsten Leistungsübertragungseffizienzwerte (\(\text {PTE}_{2}\)) aufwies, die so hoch waren wie 99 %.

1. Modalbereich: \(f_1\) variierte nicht stark mit der Art des Einfügungsmediums, variierte jedoch mit der sich ändernden Fasengeometrie. \(f_1\) nahm mit abnehmender Fasenlänge ab (27,1, 26,2 und 25,9 kHz für AX1–3, jeweils in Luft). Die Regionsmittelwerte von \(\text {PTE}_{1}\) und \(\text {FWHM}_{1}\) betrugen \(\ approx\) 81 % bzw. 230 Hz. \(\text {FWHM}_{1}\) war bei Gelatine für das Lancet am höchsten (L, 473 Hz). Beachten Sie, dass es aufgrund der geringen aufgezeichneten FRF-Werte nicht möglich war, \(\text {FWHM}_{1}\) für AX2 in Gelatine abzuschätzen.

2. Modalbereich: \(f_2\) variiert je nach Art des Einführmediums und der Abschrägung. In Luft, Wasser und Gelatine betrugen die Durchschnittswerte von \(f_2\) 29,1, 27,9 bzw. 28,5 kHz. Diese Modalregion wies auch einen PTE von bis zu 99 % auf, was mit einem Regionsdurchschnitt von 84 % der höchste aller Messgruppen war. Der regionale Durchschnitt von \(\text {FWHM}_{2}\) betrug \(\ approx\) 910 Hz.

3. Modalbereich: \(f_3\) Frequenzen variierten je nach Art des Einfügungsmediums und der Abschrägung. In Luft, Wasser und Gelatine betrugen die Durchschnittswerte von \(f_3\) 32,0, 31,0 bzw. 31,3 kHz. Der Regionsdurchschnitt von \(\text {PTE}_{3}\) betrug \(\ approx\) 74 % und war damit der niedrigste aller Regionen. Der Regionsdurchschnitt von \(\text {FWHM}_{3}\) betrug \(\ approx\) 1085 Hz und war damit höher als in der 1. und 2. Region.

Das Folgende bezieht sich auf Abb. 12 und Tabelle 2. Die Lanzette (L) wurde sowohl in Luft als auch in Wasser am stärksten abgelenkt (mit hoher Signifikanz für alle Spitzen, \(p<\) 0,017) (Abb. 12a) und erreichte den höchsten DPR (bis zu 220 µm/W in Luft). In Luft wurde AX1, das einen höheren BL aufwies, stärker abgelenkt als AX2–3 (mit einer Signifikanz von \(p<\) 0,017), während AX3 (das den niedrigsten BL aufwies) stärker abgelenkt wurde als AX2 mit einem DPR von 190 µm/W. In Wasser bei 20 mm wurden keine signifikanten Unterschiede (\(p>\) 0,017) in der Durchbiegung und dem PTE für AX1–3 gefunden. Die PTE-Werte waren in Wasser insgesamt höher (90,2–98,4 %) als in Luft (56–77,5 %) (Abb. 12c), wobei festgestellt wurde, dass während des Experiments eindeutig Kavitationsereignisse im Wasser auftraten (Abb. 13, siehe auch Zusatzinformationen).

Gemessene Biegeauslenkungsgrößen der Nadelspitze (Mittelwert ± Standardabweichung, n = 5) der Abschrägungen L und AX1–3 in Luft und Wasser (20 mm Tiefe) zeigten die Auswirkungen der Änderung der Abschrägungsgeometrie. Die Messungen wurden unter Verwendung einer kontinuierlichen sinusförmigen Einfrequenzanregung durchgeführt. (a) Peak-to-Peak-Ablenkung (\(u_y\vec {j}\)) am Spitzenpunkt, gemessen bei (b) ihren jeweiligen Modalfrequenzen \(f_2\). (c) Die elektrische Leistungsübertragungseffizienz (PTE, rms, %) wie in Gl. (4) und (d) das Verhältnis von Durchbiegung zu Leistung (DPR, µm/W), das als Verhältnis der Durchbiegung von Spitze zu Spitze über der übertragenen elektrischen Leistung \(P_T\) (W, rms).

Typische Hochgeschwindigkeitskamera-Schattendiagramme, die die Spitze-zu-Spitze-Spitzenauslenkung (grüne und rote gestrichelte Linien) für die Lanzettenspitze (L) und die achsensymmetrischen Spitzen (AX1–3) im Wasser (Tiefe 20 mm) während einer Halbzeit zeigen -Zyklus, bei Anregungsfrequenz \(f_2\) (Abtastfrequenz 310 kHz). Die aufgenommenen Graustufenbilder hatten eine Größe von 128 × 128 Pixel und eine Pixelgröße von ca. 5 µm. Ein Video finden Sie in den Zusatzinformationen.

Zusammenfassend haben wir die Änderung der Biegewellenlänge modelliert (Abb. 7) und die mechanische Übertragungsmobilität für eine Kombination aus Rohr- und Abschrägungslängen (Abb. 8, 9), für eine herkömmliche Lanzette, eine asymmetrische und eine axiale Lanzette berechnet. symmetrische Fasengeometrien. Basierend auf letzterem haben wir einen optimalen Abstand von 43 mm (oder \(\ungefähr) 2,75\(\lambda _y\) bei 29,75 kHz) von der Spitze zum Lötbereich geschätzt, wie in Abb. 5 dargestellt, und entsprechend drei hergestellt achsensymmetrische Fasen mit unterschiedlichen Fasenlängen. Anschließend haben wir ihr Frequenzverhalten im Vergleich zur herkömmlichen Lanzette in Luft, Wasser und ballistischer Gelatine 10 % (Gew./Vol.) charakterisiert (Abb. 10, 11) und den Modus ermittelt, der am besten zum Vergleich der Ablenkung von Fasen geeignet ist. Schließlich haben wir die Biegewellenablenkung an der Nadelspitze in Luft und in 20 mm Tiefe in Wasser gemessen und die Effizienz der elektrischen Energieübertragung auf das Einfügungsmedium (PTE, %) und das Verhältnis von Ablenkung zu Leistung (DPR, µm) quantifiziert /W) für jeden Fasentyp (Abb. 12).

Die Ergebnisse zeigen, dass die Geometrie der Nadelfase die Auslenkungsamplitude an der Nadelspitze beeinflusst. Die Lanzette erreichte die höchste Auslenkung sowie den höchsten DPR im Vergleich zu achsensymmetrischen Fasen, die sich im Durchschnitt weniger auslenkten (Abb. 12). Die achsensymmetrische 4-mm-Fase (AX1) mit der längsten Fasenlänge erreichte im Vergleich zu anderen achsensymmetrischen Nadeln (AX2–3) statistisch signifikant die höchste Durchbiegung in Luft (\(p < 0,017\), Tabelle 2). Es wurden jedoch keine signifikanten Unterschiede beobachtet, wenn die Nadel in Wasser gelegt wurde. Daher gab es im Hinblick auf die Spitzenauslenkung an der Spitze keinen klaren Vorteil durch längere Fasenlängen. Vor diesem Hintergrund deuten die Ergebnisse darauf hin, dass die in dieser Studie untersuchten Fasengeometrien einen größeren Einfluss auf die Ablenkungsamplituden haben als die Fasenlänge. Dies kann mit der Biegesteifigkeit zusammenhängen, abhängig z. B. von der Gesamtdicke des biegesteifen Materials und der Nadelstruktur.

In den experimentellen Untersuchungen wurde die Stärke der reflektierten Biegewellen durch die Randbedingungen an der Nadelspitze beeinflusst. Wenn die Nadelspitze in Wasser und Gelatine eingeführt wurde, betrug der Durchschnitt von \(\text {PTE}_{2}\) \(\ungefähr) 95 %, verglichen mit einem Durchschnitt von 73 % und 77 % für \ (\text {PTE}_{1}\) bzw. \(\text {PTE}_{3}\) (Abb. 11). Dies deutete darauf hin, dass die stärkste Übertragung akustischer Energie in das Einbettungsmedium, also Wasser oder Gelatine, bei \(f_2\) stattfand. Ein ähnliches Verhalten wurde in einer früheren Studie31 mit einem einfacheren Geräteaufbau bei 41–43 kHz beobachtet, in der die Autoren den Spannungsreflexionskoeffizienten im Zusammenhang mit dem mechanischen Modul des Einfügungsmediums zeigten. Die Eindringtiefe32 und die mechanischen Eigenschaften des Gewebes stellen eine mechanische Belastung für die Nadel dar und dürften daher das Resonanzverhalten von USeFNAB beeinflussen. Daher könnten Resonanzverfolgungsalgorithmen, z. B. 17, 18, 33, verwendet werden, um die durch die Nadel abgegebene akustische Leistung zu optimieren.

Die Simulationsstudie der Biegewellenlängen (Abb. 7) ergab, dass die achsensymmetrische Abschrägung eine höhere strukturelle Steifigkeit an der Spitze (dh eine höhere Biegesteifigkeit) aufwies als sowohl die Lanzetten- als auch die asymmetrische Abschrägung. Abgeleitet aus (1) und unter Verwendung der bekannten Geschwindigkeits-Frequenz-Beziehung schätzten wir die Biegesteifigkeiten an der Spitze auf ca. 200, 20 und 1500 MPa für die asymmetrische und achsensymmetrische Lanzette Abschrägungen bzw. Dies entsprach \(\lambda _y\) von \(\ungefähr) 5,3, 1,7 bzw. 14,2 mm bei 29,75 kHz (Abb. 7a–c). Unter Berücksichtigung der klinischen Sicherheit bei USeFNAB-Eingriffen muss der Einfluss der Geometrie auf die strukturelle Steifigkeit34 der Abschrägung beurteilt werden.

Die parametrische Studie zwischen Abschrägung und Rohrlänge (Abb. 9) ergab, dass der Bereich der optimalen TLs für die asymmetrische (1,8 mm) als für die axialsymmetrische Abschrägung (1,3 mm) höher war. Darüber hinaus erreichten die Beweglichkeiten ein Plateau bei ca. 4 bis 4,5 mm und bei 6 bis 7 mm für asymmetrische bzw. achsensymmetrische Abschrägungen (Abb. 9a, b). Die praktische Relevanz dieser Erkenntnis spiegelt sich in Fertigungstoleranzen wider, z. B. kann ein geringerer Bereich optimaler TLs bedeuten, dass eine höhere Präzision für die Längen erforderlich ist. Unterdessen bieten die Mobilitätsplateaus eine größere Toleranz für die Auswahl von Fasenlängen bei einer bestimmten Frequenz, ohne die Mobilität wesentlich zu beeinträchtigen.

Die Studie umfasste die folgenden Einschränkungen. Die direkte Messung der Nadelauslenkung mittels Kantenerkennung und Hochgeschwindigkeitsbildgebung (Abb. 12) bedeutete, dass wir auf optisch transparente Medien wie Luft und Wasser beschränkt waren. Wir möchten auch darauf hinweisen, dass wir keine Experimente zur Validierung der modellierten Transfermobilitäten oder umgekehrt verwendet haben, sondern FEM-Studien verwendet wurden, um die optimalen Längen für die Herstellung der Nadeln zu bestimmen. Im Hinblick auf praktische Einschränkungen war die Länge von der Spitze bis zum Nadelansatz bei der Lanzette ca. 0,4 cm länger als bei den anderen Nadeln (AX1–3), siehe Abb. 3b. Dies könnte die modale Reaktion des Nadelkonstrukts beeinflusst haben. Darüber hinaus könnten Form und Volumen der Lötung am Wellenleiter-Nadel-Abschluss (siehe Abb. 3) die mechanische Impedanz des Nadelkonstrukts beeinflusst haben, was zu Unsicherheiten bei der mechanischen Impedanz und dem Biegeverhalten geführt hat.

Abschließend haben wir experimentell gezeigt, dass die Abschrägungsgeometrie die Ablenkungsamplituden in USeFNAB beeinflusst. Für den Fall, dass höhere Ablenkungsgrößen die Wirkung der Nadel auf das Gewebe positiv beeinflussen würden, z. B. die Wirksamkeit des Schneidens nach der Punktion, kann die herkömmliche Lanzette für die Verwendung in USeFNAB empfohlen werden, da sie die höchste Ablenkungsgröße erreicht und dennoch eine angemessene Struktur beibehält Steifigkeit an der Spitze. Darüber hinaus könnten größere Auslenkungen der Spitze Bioeffekte, z. B. Kavitation, verstärken, wie eine aktuelle Studie35 nahelegt, was bei der Entwicklung von Anwendungen für minimalinvasive chirurgische Eingriffe hilfreich sein könnte. In Anbetracht der Tatsache, dass bereits gezeigt wurde, dass eine Erhöhung der gesamten akustischen Leistung die Biopsieausbeute bei USeFNAB13 steigern könnte, sind weitere quantitative Studien zur Probenausbeute und -qualität erforderlich, um die detaillierten klinischen Vorteile der untersuchten Nadelgeometrien zu bewerten.

Die im Rahmen dieser Studie erstellten Datensätze sind auf begründete Anfrage erhältlich.

Die für diese Studie verwendeten Codes sind auf Anfrage erhältlich.

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Wir danken Business Finland (Stipendium 5607/31/2018), der Academy of Finland (Stipendien 311586, 314286 und 335799) und der Finnish Cultural Foundation (persönliches Stipendium 00210248) für finanzielle Unterstützung. Die Autoren möchten Yohann Le Bourlout und Dr. Gösta Ehnholm für die Herstellung und das Design der Nadelkonstruktionen, des HF-Verstärkers und des SWR-Messgeräts danken. Wir danken Dr. Maxime Fauconnier für seine wertvollen Kommentare und möchten uns bei allen Mitgliedern des Medizinischen Ultraschalllabors (MEDUSA) an der Aalto-Universität (Finnland) für die aufschlussreichen Diskussionen bedanken. Darüber hinaus danken die Autoren der Dozentin Kari Santaoja (Aalto-Universität) für die konstruktiven Diskussionen.

Medizinisches Ultraschalllabor (MEDUSA), Abteilung für Neurowissenschaften und Biomedizintechnik (NBE), Aalto University School of Science, 02150, Espoo, Finnland

Saif Bunni & Heikki J. Nieminen

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HJN entwickelte das Hauptkonzept, SB entwarf die Methodik, führte Experimente durch, analysierte Daten und verfasste Manuskripte. HJN trug zum Studiendesign, zur Interpretation der Daten, zum Verfassen der Diskussion, zur Überprüfung des Manuskripts und zum Verfassen des Antwortschreibens des Autors bei.

Korrespondenz mit Heikki J. Nieminen.

SB hat keine konkurrierenden Interessen. HJN besitzt Anteile an Swan Cytologics Inc., Toronto, ON, Kanada, und ist Erfinder der Patentanmeldungen WO2018000102A1 und WO2020240084A1.

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Nachdrucke und Genehmigungen

Bunni, S., Nieminen, HJ Die Geometrie der Nadelschräge beeinflusst die Größe der Biegeauslenkung bei der ultraschallverstärkten Feinnadelbiopsie. Sci Rep 12, 17096 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-20161-3

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Eingegangen: 07. März 2022

Angenommen: 09. September 2022

Veröffentlicht: 12. Oktober 2022

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-022-20161-3

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