Täname, et külastasite veebisaiti Nature.com.Teie kasutataval brauseri versioonil on piiratud CSS-i tugi.Parima kasutuskogemuse saamiseks soovitame kasutada uuendatud brauserit (või keelata Internet Exploreris ühilduvusrežiim).Seni renderdame saidi jätkuva toe tagamiseks ilma stiilide ja JavaScriptita.
Hiljuti on näidatud, et ultraheli kasutamine suurendab koe saagist ultraheli abil peennõela aspiratsioonis (USeFNAB) võrreldes tavapärase peennõela aspiratsiooniga (FNAB).Siiani ei ole kaldgeomeetria ja otsa liikumise vahelist seost põhjalikult uuritud.Selles uuringus uurisime nõela resonantsi ja läbipainde amplituudi omadusi erinevate nõela kalde geomeetriate ja erineva kaldepikkusega.Kasutades tavalist 3,9 mm kaldlantsetti, oli otsa läbipainde võimsustegur (DPR) õhus ja vees vastavalt 220 ja 105 µm/W.See on kõrgem kui teljesümmeetriline 4 mm kaldots, mis tagab vastavalt 180 ja 80 µm/W DPR õhus ja vees.See uuring tõstab esile kaldgeomeetria paindejäikuse vahelise seose olulisust erinevate sisestamisviiside kontekstis ja võib seetõttu anda ülevaate läbitorkamisjärgse lõikamistegevuse kontrollimise meetoditest, muutes nõela kalde geomeetriat, mis on oluline.USeFNAB-rakenduse jaoks on kriitiline.
Peennõela aspiratsioonibiopsia (FNA) on meetod koeproovide võtmiseks kahtlustatava patoloogia korral1,2,3, kasutades nõela.On näidatud, et Franseeni otsik tagab parema diagnostilise jõudluse kui tavalised lancet4 ja Menghini5 otsad.Histopatoloogiliselt piisavate proovide saamise tõenäosuse suurendamiseks soovitatakse ka teljesümmeetrilisi (st ümbermõõdulisi) kaldeid.
Biopsia ajal lastakse nõel läbi naha ja koe kihtide, et pääseda ligi kahtlastele kahjustustele.Hiljutised uuringud on näidanud, et ultraheli võib vähendada pehmetele kudedele juurdepääsuks vajalikku läbitungimisjõudu7,8,9,10.On näidatud, et nõela kalde geomeetria mõjutab nõela interaktsioonijõude, näiteks on näidatud, et pikematel kaldpindadel on väiksemad kudede läbitungimisjõud11.Pärast seda, kui nõel on tunginud läbi koe pinna, st pärast läbitorkamist, võib nõela lõikejõud olla 75% nõela ja koe vastasmõjujõust12.On näidatud, et punktsioonijärgses faasis suurendab ultraheli (ultraheli) diagnostilise pehmete kudede biopsia efektiivsust.Kõvakoeproovide võtmiseks on välja töötatud ka teisi ultraheliga täiustatud luubiopsia tehnikaid, kuid biopsia saagikust parandavaid tulemusi ei ole teatatud.Paljud uuringud on samuti kinnitanud, et mehaaniline nihe suureneb ultraheli mõjul 16, 17, 18.Kuigi nõela ja koe interaktsioonide aksiaalsete (pikisuunaliste) staatiliste jõudude kohta on tehtud palju uuringuid 19, 20, on ultraheli FNAB (USeFNAB) all oleva nõela kaldpinna ajalise dünaamika ja geomeetria kohta piiratud uuringuid.
Selle uuringu eesmärk oli uurida erinevate kaldgeomeetriate mõju nõela otsa liikumisele ultraheli painutamise teel juhitavas nõelas.Eelkõige uurisime süstekeskkonna mõju nõela otsa läbipainele pärast läbitorkamist traditsiooniliste nõela kaldnurkade puhul (st USeFNAB nõelad erinevatel eesmärkidel, nagu selektiivne aspiratsioon või pehmete kudede omandamine).
Sellesse uuringusse kaasati erinevad kaldgeomeetriad.(a) Lanceti spetsifikatsioon vastab standardile ISO 7864:201636, kus \(\alpha\) on esmane kaldenurk, \(\theta\) on teisese kaldenurga pöördenurk ja \(\phi\) on sekundaarne kaldenurk. nurk., pööramisel kraadides (\(^\circ\)).(b) Lineaarsed asümmeetrilised üheastmelised faasid (nimetatakse standardis DIN 13097:201937 standardiks) ja (c) Lineaarsed teljesümmeetrilised (ümbermõõdulised) üheastmelised faasid.
Meie lähenemisviis algab painde lainepikkuse muutuse modelleerimisega piki kaldjoont tavaliste lansettide, teljesümmeetriliste ja asümmeetriliste üheastmeliste kaldgeomeetriate jaoks.Seejärel arvutasime parameetrilise uuringu, et uurida toru kalde ja pikkuse mõju ülekande mehaanilisele voolavusele.See on vajalik prototüübi nõela valmistamise optimaalse pikkuse määramiseks.Simulatsiooni põhjal valmistati nõelte prototüübid ja iseloomustati eksperimentaalselt nende resonantskäitumist, mõõtes pinge peegelduskoefitsiente ja arvutades jõuülekande efektiivsuse õhus, vees ja 10% (w/v) ballistilises želatiinis, millest määrati töösagedus. .Lõpuks kasutatakse kiiret pildistamist nõela otsas oleva paindelaine läbipainde otseseks mõõtmiseks õhus ja vees, samuti iga kaldenurga all tarnitava elektrivõimsuse ja läbipaindevõimsuse suhte geomeetria hindamiseks ( DPR) süstitud söötmesse..
Nagu on näidatud joonisel 2a, kasutage 21 kaliibriga toru (0,80 mm OD, 0,49 mm ID, toru seina paksus 0,155 mm, standardsein), et määrata nõela toru toru pikkuse (TL) ja kaldenurgaga (BL) vastavalt ISO-le. 9626:201621) roostevabast terasest 316 (Youngi moodul 205 \(\tekst {GN/m}^{2}\), tihedus 8070 kg/m\(^{3}\) ja Poissoni suhe 0,275).
Painde lainepikkuse määramine ja lõplike elementide mudeli (FEM) häälestamine nõela- ja piirtingimuste jaoks.a) Kaldpinna pikkuse (BL) ja toru pikkuse (TL) määramine.(b) Kolmemõõtmeline (3D) lõplike elementide mudel (FEM), mis kasutab harmoonilise punkti jõudu \(\tilde{F}_y\vec {j}\), et juhtida nõela proksimaalselt, painutada punkti ja mõõta kiirust vihje (\ ( \tilde {u}_y\vec {j}\), \(\tilde{v}_y\vec {j}\)) mehaanilise voolavuse ülekande arvutamiseks.\(\lambda _y\) on defineeritud kui painde lainepikkus vertikaaljõu suhtes \(\tilde{F}_y\vec {j}\).(c) Raskuskeskme, ristlõikepindala A ning inertsmomentide \(I_{xx}\) ja \(I_{yy}\) määratlused vastavalt x- ja y-telgede ümber.
Nagu on näidatud joonisel fig.2b,c, lõpmatu (lõpmatu) kiire puhul, mille ristlõikepindala A ja lainepikkusel, mis on suurem kui kiire ristlõike suurus, määratakse painutatud (või painutatud) faasikiirus \(c_{EI }\) 22-ga. :
kus E on Youngi moodul (\(\text {N/m}^{2}\)), \(\omega _0 = 2\pi f_0\) on ergastuse nurksagedus (rad/s), kus \( f_0 \ ) on lineaarsagedus (1/s või Hz), I on huvitelge ümbritseva ala inertsimoment\((\text {m}^{4})\), \(m'=\ rho _0 A\ ) on mass pikkuseühiku kohta (kg/m), kus \(\rho _0\) on tihedus\((\text {kg/m}^{3})\) ja A on rist kiirte ala osa (xy tasapind) (\(\ text {m}^{2}\)).Kuna meie näites rakendatud jõud on paralleelne vertikaalse y-teljega, st \(\tilde{F}_y\vec {j}\), huvitab meid ainult piirkondlik inertsimoment horisontaalse x-telje ümber, st \(I_{xx}\), nii et:
Lõplike elementide mudeli (FEM) puhul eeldatakse puhast harmoonilist nihet (m), nii et kiirendus (\(\text {m/s}^{2}\)) on väljendatud kujul \(\partial ^2 \vec { u}/ \ osaline t^2 = -\omega ^2\vec {u}\) as \(\vec {u}(x, y, z, t): = u_x\vec {i} + u_y\ vec {j } + u_z\vec {k}\) on ruumiliste koordinaatidena antud kolmemõõtmeline nihkevektor.Viimase asemel on vastavalt selle juurutamisele tarkvarapaketis COMSOL Multiphysics (versioonid 5.4-5.5, COMSOL Inc., Massachusetts, USA) antud impulsi tasakaalu seaduse lõpliku deformatsiooni Lagrangi vorm järgmiselt:
kus \(\vec {\nabla}:= \frac{\partial}}{\partial x}\vec {i} + \frac{\partial}}{\partial y}\vec {j} + \frac{ \partial } N/ m}^{2}\)) ja \(\vec {F_V}:= F_{V_x}\vec {i}+ F_{V_y}\vec {j}+ F_{V_z}\vec {k} \) on kehajõu vektor (\(\tekst {N/m}^{3}\)) iga deformeerunud ruumala jaoks ja \(e^{j\phi }\) on faasinurga vektor\(\ phi \ ) (rõõmus).Meie puhul on keha mahujõud null, meie mudel eeldab geomeetrilist lineaarsust ja väikest puhtalt elastset deformatsiooni, st kus \({\underline{\varepsilon}}^{el}\) ja \({\allajoon {\varepsilon}}\) on vastavalt elastne deformatsioon ja täielik deformatsioon (teine järk, mõõtmeteta).Hooke'i konstitutiivne isotroopne elastsuse tensor \(\underline{\underline{C}}\) arvutatakse Youngi mooduli E (\(\text {N/m}^{2}\)) abil ja määratakse Poissoni suhe v, seega st. \(\underline{\underline{C}}:=\underline{\underline{C}}(E,v)\) (neljas järjekord).Seega saab pingearvutusest \({\underline{\sigma}} := \underline{\underline{C}}:{\underline{\varepsilon}}\).
Arvutamisel kasutatakse 10-sõlmelist tetraeedrilist elementi, mille elemendi suurus \(\le\) on 8 µm.Nõel modelleeritakse vaakumis ja ülekantud mehaanilise liikuvuse väärtus (ms-1 N-1) on defineeritud kui \(|\tilde{Y}_{v_yF_y}|= |\tilde{v}_y\vec { j}|/ |\ tilde{F}_y\vec {j}|\)24, kus \(\tilde{v}_y\vec {j}\) on käsiinstrumendi väljundi komplekskiirus ja \( \ tilde {F}_y\ vec {j }\) on kompleksne liikumapanev jõud, mis asub toru proksimaalses otsas, nagu on näidatud joonisel 2b.Tõlgendage mehaaniline voolavus detsibellides (dB), kasutades viitena maksimaalset väärtust, st \(20\log _{10} (|\tilde{Y}|/ |\tilde{Y}_{max}|) \ ) .Kõik FEM-uuringud viidi läbi sagedusel 29,75 kHz.
Nõela konstruktsioon (joonis 3) koosneb tavapärasest 21-mõõtmelisest hüpodermilisest nõelast (kat. nr 4665643, Sterican\(^\circledR\), välisläbimõõt 0,8 mm, pikkus 120 mm, AISI 304 roostevaba kroom-nikkel teras , B. Braun Melsungen AG, Melsungen, Saksamaa), mis on varustatud plastikust Luer Lock hülsiga, mis on valmistatud polüpropüleenist proksimaalses otsas ja mille ots on sobivalt modifitseeritud.Nõela toru joodetakse lainejuhi külge, nagu on näidatud joonisel 3b.Lainejuhid trükiti roostevabast terasest 3D-printerile (EOS 316L roostevaba teras EOS M 290 3D-printeril, 3D Formtech Oy, Jyväskylä, Soome) ja kinnitati seejärel M4-poltide abil Langevini anduri külge.Langevini andur koosneb 8 piesoelektrilise rõnga elemendist, mis on mõlemast otsast koormatud kahe massiga.
Nelja tüüpi otsikuid (foto), müügilolevat lansetti (L) ja kolme toodetud teljesümmeetrilist üheastmelist kaldserva (AX1-3) iseloomustasid kaldepikkused (BL) vastavalt 4, 1,2 ja 0,5 mm.a) Lähivõte valmis nõela otsast.(b) Pealtvaade neljast tihvtist, mis on joodetud 3D-prinditud lainejuhi külge ja seejärel ühendatud M4-poltidega Langevini anduriga.
Valmistati kolm teljesümmeetrilist kaldotsa (joonis 3) (TAs Machine Tools Oy), mille kaldepikkus (BL, nagu on määratletud joonisel 2a) oli 4,0, 1,2 ja 0,5 mm, mis vastab \(\umbes) 2 \(^ \ circ\), 7\(^\circ\) ja 18\(^\circ\).Lainejuhi ja nõela mass on vastavalt 3,4 ± 0,017 g (keskmine ± sd, n = 4) kaldu L ja AX1-3 puhul (Quintix\(^\circledR\) 224 Design 2, Sartorius AG, Göttingen, Saksamaa) .Joonisel 3b kujutatud kaldservade L ja AX1-3 puhul oli kogupikkus nõela otsast plasthülsi lõpuni vastavalt 13,7, 13,3, 13,3 ja 13,3 cm.
Kõigi nõela konfiguratsioonide puhul oli pikkus nõela otsast lainejuhi otsani (st keevisõmbluse alani) 4,3 cm ja nõela toru oli suunatud lõikega ülespoole (st paralleelselt Y-teljega). , nagu on näidatud joonisel.c (joonis 2).
Kohandatud skripti MATLAB-is (R2019a, The MathWorks Inc., Massachusetts, USA), mis töötab arvutis (Latitude 7490, Dell Inc., Texas, USA), kasutati lineaarse sinusoidaalse pühkimise genereerimiseks vahemikus 25 kuni 35 kHz 7 sekundi jooksul. läbimine Digitaal-analoog (DA) muundur (Analog Discovery 2, Digilent Inc., Washington, USA) teisendab analoogsignaaliks.Seejärel võimendati analoogsignaali \(V_0\) (0,5 Vp-p) spetsiaalse raadiosagedusliku (RF) võimendiga (Mariachi Oy, Turu, Soome).50-oomise väljundtakistusega RF-võimendi langev võimenduspinge \({V_I}\) juhitakse nõelkonstruktsiooni sisse ehitatud trafosse, mille sisendtakistus on 50 oomi.Mehaaniliste lainete genereerimiseks kasutatakse Langevini muundureid (eesmised ja tagumised raskeveokite mitmekihilised piesoelektrilised muundurid).Kohandatud RF-võimendi on varustatud kahe kanaliga seisva laine võimsusteguri (SWR) mõõtjaga, mis registreerib langeva \({V_I}\) ja peegeldunud võimendatud pinge\(V_R\) analoog-digitaal (AD) režiimis.diskreetimissagedusega 300 kHz Converter (analoog Discovery 2).Ergastussignaali amplituudmoduleeritakse alguses ja lõpus, et vältida võimendi sisendi ülekoormamist siirdetega.
Kasutades MATLAB-is rakendatud kohandatud skripti, hinnati sageduskarakteristiku funktsiooni (FRF), st \(\tilde{H}(f)\), võrguühenduseta, kasutades kahe kanaliga sinusoidaalse pühkimismõõtmise meetodit (joonis 4), mis eeldab lineaarsus ajas.muutumatu süsteem.Lisaks rakendatakse 20–40 kHz ribapääsfiltrit, et eemaldada signaalist soovimatud sagedused.Viidates ülekandeliinide teooriale, on antud juhul \(\tilde{H}(f)\) samaväärne pinge peegeldusteguriga, st \(\rho _{V} \equiv {V_R}/{V_I}\ ) \) väheneb väärtuseks \({V_R}^ 2 /{V_I}^2\ ) võrdub \(|\rho _{V}|^2\).Juhtudel, kui on vaja absoluutseid elektrivõimsuse väärtusi, arvutatakse langev võimsus \(P_I\) ja peegeldusvõimsus \(P_R\) võimsus (W), võttes näiteks vastava pinge efektiivväärtuse (rms).sinusoidaalse ergastusega ülekandeliini jaoks \( P = {V}^2/(2Z_0)\)26, kus \(Z_0\) võrdub 50 \(\Omega\).Koormusse \(P_T\) (st sisestatud söötmele) antud elektrienergiat saab arvutada kui \(|P_I – P_R |\) (W RMS), samuti võimsuse ülekande efektiivsust (PTE) ja protsenti ( %) saab määrata, kuidas kuju antakse, seega 27:
Seejärel hinnatakse FRF-i abil nõelakujulisi modaalsagedusi \(f_{1-3}\) (kHz) ja neile vastavaid jõuülekandetegureid \(\text {PTE}_{1{-}3} \).FWHM (\(\text {FWHM}_{1{-}3}\), Hz) hinnanguliselt otse \(\text {PTE}_{1{-}3}\), tabelist 1 A ühepoolne lineaarne spekter saadakse kirjeldatud modaalsagedusel \(f_{1-3}\).
Nõelstruktuuride sagedusreaktsiooni (AFC) mõõtmine.Sageduskarakteristiku funktsiooni \(\tilde{H}(f)\) ja selle impulssreaktsiooni H(t) saamiseks kasutatakse siinusekujulist kahekanalilist pühkimismõõtmist25,38.\({\mathcal {F}}\) ja \({\mathcal {F}}^{-1}\) tähistavad vastavalt digitaalse kärpimise Fourier' teisendust ja selle pöördväärtust.\(\tilde{G}(f)\) tähendab kahe signaali korrutist sageduspiirkonnas, nt \(\tilde{G}_{XrX}\) tähendab pöördskaneerimise korrutist\(\tilde{ X} r (f)\ ) ja pingelangus \(\tilde{X}(f)\) vastavalt.
Nagu on näidatud joonisel 5, on kiire kaamera (Phantom V1612, Vision Research Inc., NJ, USA) varustatud makroobjektiiviga (MP-E 65mm, \(f\)/2.8, 1-5\).(\times\), Canon Inc., Tokyo, Jaapan), et registreerida otsa läbipainded paindeergastuse ajal (ühe sagedusega, pidev sinusoid) sagedustel 27,5–30 kHz.Varikaardi loomiseks asetati nõela otsa taha suure intensiivsusega valge LED-i (osa number: 4052899910881, valge LED, 3000 K, 4150 lm, Osram Opto Semiconductors GmbH, Regensburg, Saksamaa) jahutatud element.
Eksperimentaalse seadistuse eestvaade.Sügavust mõõdetakse söötme pinnast.Nõela konstruktsioon on klambriga kinnitatud ja paigaldatud mootoriga ülekandelauale.Kasutage kaldenurga hälbe mõõtmiseks suure suurendusega objektiiviga (5\(\x\)) kiiret kaamerat.Kõik mõõdud on millimeetrites.
Iga nõela kaldpinna tüübi jaoks salvestasime 300 kaadrit kiirest kaamerast, mille mõõtmed on 128 \(\x\) 128 pikslit, igaüks ruumilise eraldusvõimega 1/180 mm (\(\umbes) 5 µm. ajaline eraldusvõime 310 000 kaadrit sekundis.Nagu on näidatud joonisel 6, kärbitakse iga kaadrit (1) (2) nii, et nõela ots on kaadri viimasel real (allosas), ja arvutatakse kujutise histogramm (3), nii et Canny. saab määrata künniseid 1 ja 2.Seejärel rakendage Canny servatuvastust 28(4) Sobeli operaatoriga 3 \(\times\) 3 ja arvutage mittehüpotenuusi pikslite asukohad (sildiga \(\mathbf {\times }\)) ilma kavitatsioonita 300 ajasammuga.Otsa läbipainde ulatuse määramiseks arvutage tuletis (kasutades keskse erinevuse algoritmi) (6) ja määrake kaader (7), mis sisaldab läbipainde kohalikke äärmusi (st tippu).Pärast kavitatsioonivaba serva visuaalset kontrollimist valiti paar kaadrit (või kaks kaadrit poolaja intervalliga) (7) ja mõõdeti otsa läbipaine (tähistatud kui \(\mathbf {\times } \) ).Ülaltoodud on rakendatud Pythonis (v3.8, Python Software Foundation, python.org), kasutades OpenCV Canny servatuvastusalgoritmi (v4.5.1, avatud lähtekoodiga arvutinägemise teek, opencv.org).Lõpuks arvutatakse läbipainde võimsustegur (DPR, µm/W) tipu ja tipu läbipainde suhtena edastatavasse elektrivõimsusesse \(P_T\) (Wrms).
Kasutades 7-astmelist algoritmi (1-7), sealhulgas kärpimist (1-2), Canny serva tuvastamist (3-4), arvutamist, mõõtke tipu läbipainde serva pikslite asendit, kasutades kaadrite seeriat, mis on võetud kõrgest kiiruskaamera sagedusel 310 kHz ( 5) ja selle aja tuletis (6) ning lõpuks mõõdetakse visuaalselt kontrollitud kaadripaaridel (7) otsa läbipainde ulatust.
Mõõdetud õhus (22,4-22,9°C), deioniseeritud vees (20,8-21,5°C) ja 10% (mass/maht) ballistilise želatiini vesilahuses (19,7-23,0°C , \(\text {Honeywell}^{ \ text { TM}}\) \(\text {Fluka}^{\text {TM}}\) Veise- ja sealihaluude želatiin I tüüpi ballistiliseks analüüsiks, Honeywell International, Põhja-Carolina, USA).Temperatuuri mõõdeti K-tüüpi termopaariga võimendiga (AD595, Analog Devices Inc., MA, USA) ja K-tüüpi termopaariga (Fluke 80PK-1 Bead Probe No. 3648 type-K, Fluke Corporation, Washington, USA).Kasutage vertikaalset mootoriga Z-telje staadiumi (8MT50-100BS1-XYZ, Standa Ltd., Vilnius, Leedu), et mõõta sügavust kandja pinnast (seatud Z-telje alguspunktiks) eraldusvõimega 5 µm sammu kohta.
Kuna valimi suurus oli väike (n = 5) ja normaalsust ei saanud eeldada, kasutati kahe valimiga kahepoolset Wilcoxoni auaste summa testi (R, v4.0.3, R Foundation for Statistical Computing, r-project.org). et võrrelda erinevate nõelaotste dispersiooni suurust.Iga kalde puhul tehti kolm võrdlust, seega rakendati Bonferroni parandust korrigeeritud olulisuse tasemega 0,017 ja veamääraga 5%.
Allpool on viidatud joonisele 7.Sagedusel 29,75 kHz on 21-mõõtmelise nõela kumer poollainepikkus (\(\lambda _y/2\)) \(\ligikaudu) 8 mm.Painde lainepikkus väheneb piki nõlva, kui see tipule läheneb.Tipus \(\lambda _y/2\) on tavaliste lansettide (a), asümmeetrilised (b) ja teljesümmeetrilised (c) astmelised kalded vastavalt 3, 1 ja 7 mm.Seega tähendab see, et lansets erineb \(\umbes\) 5 mm (tingituna asjaolust, et lantseti kaks tasapinda moodustavad punkti 29,30), asümmeetriline kalle varieerub 7 mm ja sümmeetriline kalle 1 mm võrra.Telgsümmeetrilised nõlvad (raskuskese jääb samaks, seega muutub piki kallet tegelikult ainult seina paksus).
FEM-uuringu rakendamine sagedusel 29,75 kHz ja võrrand.(1) Arvutage painde poollaine muutus (\(\lambda _y/2\)) lantseti (a), asümmeetrilise (b) ja teljesümmeetrilise (c) kaldus geomeetria jaoks (nagu joonistel 1a,b,c).).Keskmine \(\lambda_y/2\) lantseti, asümmeetrilise ja teljesümmeetrilise kalde korral on vastavalt 5,65, 5,17 ja 7,52 mm.Pange tähele, et asümmeetrilise ja teljesümmeetrilise kaldpinna otsa paksus on piiratud \(\umbes) 50 µm.
Tippliikuvus \(|\tilde{Y}_{v_yF_y}|\) on optimaalse toru pikkuse (TL) ja kaldepikkuse (BL) kombinatsioon (joonis 8, 9).Tavalise lantseti jaoks, kuna selle suurus on fikseeritud, on optimaalne TL \(\umbes\) 29,1 mm (joonis 8).Asümmeetriliste ja telgsümmeetriliste nõlvade puhul (vastavalt joonised 9a, b) hõlmas FEM-uuring BL-i 1–7 mm, seega olid optimaalsed TL-i vahemikud 26,9–28,7 mm (vahemik 1,8 mm) ja 27,9–29,2 mm (vahemikus) 1,3 mm).) ), vastavalt.Asümmeetriliste nõlvade puhul (joonis 9a) suurenes optimaalne TL lineaarselt, jõudes platoole BL 4 mm ja seejärel vähenes järsult BL 5-lt 7 mm-le.Telgsümmeetriliste nõlvade puhul (joonis 9b) suureneb optimaalne TL lineaarselt BL pikenemisega ja lõpuks stabiliseerub BL juures 6-7 mm.Telgsümmeetriliste nõlvade laiendatud uuring (joonis 9c) näitas erinevat optimaalsete TL-de komplekti, mis paiknesid \(\ligikaudu) 35,1–37,1 mm.Kõigi BL-de puhul on kahe optimaalsete TL-ide komplekti vaheline kaugus \(\umbes\) 8 mm (võrdub \(\lambda _y/2\)).
Lantsettülekande liikuvus sagedusel 29,75 kHz.Nõeltoru painutati sagedusega 29,75 kHz, vibratsiooni mõõdeti lõpus ja väljendati ülekantud mehaanilise liikuvuse summana (dB maksimaalse väärtuse suhtes) TL 26,5-29,5 mm (samm 0,1 mm).
FEM-i parameetrilised uuringud sagedusel 29,75 kHz näitavad, et teljesümmeetrilise otsa ülekandeliikuvust mõjutavad toru pikkuse muutused vähem kui selle asümmeetrilise vaste.Kaldpinna pikkuse (BL) ja toru pikkuse (TL) uuringud asümmeetrilise (a) ja teljesümmeetrilise (b, c) kaldnurga geomeetria jaoks sageduspiirkonna uuringutes, kasutades FEM-i (piirtingimused on näidatud joonisel 2).(a, b) TL oli vahemikus 26,5–29,5 mm (0,1 mm samm) ja BL 1–7 mm (0,5 mm samm).(c) Laiendatud teljesümmeetrilise kaldnurga uuring, mis hõlmab TL 25–40 mm (0,05 mm samm) ja 0,1–7 mm (0,1 mm samm), mis näitab soovitud suhet \(\lambda_y/2\) Otsa lõdvad liikumise piirtingimused on täidetud.
Nõela struktuuril on kolm loomulikku sagedust \(f_{1-3}\), mis on jagatud madala, keskmise ja kõrge modaalseks piirkonnaks, nagu on näidatud tabelis 1. PTE suurus on näidatud joonisel 10 ja seejärel analüüsitud joonisel 11. Allpool on tulemused iga modaalse ala kohta:
Tüüpilised registreeritud hetkelise jõuülekande efektiivsuse (PTE) amplituudid, mis on saadud siinuselise ergastusega pühkimissagedusega 20 mm sügavusel lantseti (L) ja teljesümmeetriliste nõlvade AX1-3 abil õhus, vees ja želatiinis.Kuvatakse ühepoolne spekter.Mõõdetud sagedusreaktsioon (300 kHz diskreetimissagedus) madalpääsfiltreeriti ja seejärel vähendati modaalseks analüüsiks 200 korda.Signaali ja müra suhe on \(\le\) 45 dB.PTE faas (lilla punktiirjoon) on näidatud kraadides (\(^{\circ}\)).
Modaalse reaktsiooni analüüs on näidatud joonisel 10 (keskmine ± standardhälve, n = 5) õhus, vees ja 10% želatiinisisalduses (20 mm sügavuses) kallete L ja AX1-3 jaoks koos (ülemisel) kolme modaalse piirkonnaga (madal , keskmisel kõrgusel).) ja nende vastavad modaalsagedused\(f_{1-3}\) (kHz), (keskmine) energiatõhusus\(\text {PTE}_{1{-}3 }\) kasutab kujundusvõrrandeid.(4) ja (alumine) on vastavalt täislaius poole maksimaalsest mõõdetud väärtusest \(\text {FWHM}_{1{-}3}\) (Hz).Pange tähele, et madala PTE salvestamisel, st AX2 kalde korral, jäetakse ribalaiuse mõõtmine ära, \(\text {FWHM}_{1}\).Režiimi \(f_2\) peetakse kõige sobivamaks kaldtasandite läbipainde võrdlemiseks, kuna see näitab kõrgeimat jõuülekande efektiivsust (\(\text {PTE}_{2}\)), kuni 99% .
Esimene modaalne piirkond: \(f_1\) ei sõltu palju sisestatud kandja tüübist, vaid sõltub kalde geomeetriast.\(f_1\) väheneb kaldepikkuse vähenemisega (õhus vastavalt 27,1, 26,2 ja 25,9 kHz AX1-3 puhul).Piirkonna keskmised \(\text {PTE}_{1}\) ja \(\text {FWHM}_{1}\) on vastavalt \(\umbes\) 81% ja 230 Hz.\(\text {FWHM}_{1}\) oli Lanceti želatiinist kõrgeim (L, 473 Hz).Pange tähele, et želatiini AX2 väärtust \(\text {FWHM}_{1}\) ei saa hinnata teatatud sagedusreaktsioonide väikese ulatuse tõttu.
Teine modaalne piirkond: \(f_2\) sõltub pasta ja kaldkandja tüübist.Õhus, vees ja želatiinis on keskmised \(f_2\) väärtused vastavalt 29,1, 27,9 ja 28,5 kHz.Selle modaalse piirkonna PTE jõudis samuti 99% -ni, mis on kõigi mõõtmisrühmade seas kõrgeim, piirkondliku keskmisega 84%.Piirkonna keskmine \(\text {FWHM}_{2}\) on \(\umbes\) 910 Hz.
Kolmas modaalne piirkond: \(f_3\) Sagedus sõltub sisestuskandja tüübist ja kaldpinnast.Keskmised \(f_3\) väärtused on vastavalt 32,0, 31,0 ja 31,3 kHz õhus, vees ja želatiinis.\(\text {PTE}_{3}\) piirkondlik keskmine on \(\ligikaudu\) 74%, mis on kõigist piirkondadest madalaim.Piirkonna keskmine \(\text {FWHM}_{3}\) on \(\ligikaudu\) 1085 Hz, mis on kõrgem kui esimeses ja teises piirkonnas.
Järgnev viitab joonisele fig.12 ja tabel 2. Lantsett (L) kaldus nii õhus kui ka vees kõige rohkem (suure tähtsusega kõikidele otsikutele, \(p<\) 0,017) (joonis 12a), saavutades kõrgeima DPR-i (kuni 220 µm/ W õhus). 12 ja tabel 2. Lantsett (L) kaldus nii õhus kui ka vees kõige rohkem (suure tähtsusega kõikidele otsikutele, \(p<\) 0,017) (joonis 12a), saavutades kõrgeima DPR-i (kuni 220 µm/ W õhus). Следующее относится к рисунку 12 и таблице 2. Ланцет (L) отклонялся больше вселххчиенкой значв в, \(p<\) 0,017) как в воздухе, так и в воде (рис. 12а), достигая самого высокого DPR . Järgnev kehtib joonise 12 ja tabeli 2 kohta. Lantsett (L) paindus kõige rohkem (suure tähtsusega kõigi otsikute puhul, \(p<\) 0,017) nii õhus kui ka vees (joonis 12a), saavutades suurima DPR .(õhus kuni 220 μm/W).Allpool on viidatud joonisele 12 ja tabelile 2.柳叶刀(L) 在空气和水中（图12a）中偏转最大（对所有尖端具有高度意0猼7）度意0.最高DPR （空气中高达220 µm/W）.柳叶刀(L) on suurim läbipaine õhus ja vees (图12a) (对所述尖端是对尖端是是电影,\(p<\) 0,017) ja saavutas suurima DPR (kuni 220 µm/20). W õhus). Ланцет (L) имеет наибольшее отклонение (весьма значимое для всех наконечников, \(p<\) 0,017) в вохида я самого высокого DPR (до 220 мкм/Вт в воздухе). Lancetil (L) on suurim kõrvalekalle (väga oluline kõigi otsikute puhul, \(p<\) 0,017) õhus ja vees (joonis 12a), saavutades kõrgeima DPR-i (õhus kuni 220 µm/W). Õhus kaldus AX1, millel oli kõrgem BL, suurem kui AX2–3 (olulisusega \(p<\) 0,017), samas kui AX3 (mille BL oli madalaim) kaldus rohkem kui AX2 DPR-ga 190 µm/W. Õhus kaldus AX1, millel oli kõrgem BL, suurem kui AX2–3 (olulisusega \(p<\) 0,017), samas kui AX3 (mille BL oli madalaim) kaldus rohkem kui AX2 DPR-ga 190 µm/W. В воздухе AX1 с более высоким BL отклонялся выше, чем AX2–3 (со значимостью \(p<\) 0,017), BL онялся больше, чем AX2 с DPR 190 мкм/Вт. Õhus kaldus AX1 kõrgema BL-ga kõrgemale kui AX2–3 (olulisusega \(p<\) 0,017), samas kui AX3 (madalaima BL-ga) kaldus rohkem kui AX2 DPR-ga 190 µm/W.在空气中，具有较高BL 的AX1 偏转高于AX2-3（具有显着性，\(p<\)着性，\(p<\) 0,017）彄佁暷恷恷恷恷暎，而AX3（具有显着性，转大于AX2, DPR 为 190 µm/W. Õhus on suurema BL-ga AX1 läbipaine suurem kui AX2-3-l (oluliselt, \(p<\) 0,017) ja AX3 (madalaima BL-ga) läbipaine on suurem kui AX2-l, DPR on 190 µm/W. В воздухе AX1 с более высоким BL имеет большее отклонение, чем AX2-3 (значимо, \(p<\) 0,017), токсаким3 (BL) ет большее отклонение, чем AX2 с DPR 190 мкм/Вт. Õhus on kõrgema BL-ga AX1-l suurem kõrvalekalle kui AX2-3 (märkimisväärne, \(p<\) 0,017), samas kui AX3-l (madalaima BL-ga) on suurem kõrvalekalle kui AX2-l DPR-ga 190 μm/W. 20 mm vees ei leitud AX1–3 puhul olulisi erinevusi (\(p>\) 0,017) läbipaines ja PTE-s. 20 mm vees ei leitud AX1–3 puhul olulisi erinevusi (\(p>\) 0,017) läbipaines ja PTE-s. В воде на глубине 20 мм достоверных различий (\(p>\) 0,017) по прогибу и ФТР для AX1–3 не обнаруже 20 mm sügavuses vees tuvastati AX1–3 puhul olulisi erinevusi (\(p>\) 0,017) läbipaindes ja FTR-is.在20 mm 的水中，AX1-3 的挠度和PTE 没有显着差异(\(p>\) 0,017). 20 mm vees ei olnud AX1-3 ja PTE vahel olulist erinevust (\(p>\) 0,017). На глубине 20 мм прогиб и PTE AX1-3 существенно не отличались (\(p>\) 0,017). 20 mm sügavusel läbipaine ja PTE AX1-3 ei erinenud oluliselt (\(p>\) 0,017).PTE tase vees (90,2–98,4%) oli üldiselt kõrgem kui õhus (56–77,5%) (joonis 12c) ja vees tehtud katse ajal täheldati kavitatsiooni nähtust (joonis 13, vt ka täiendavat teave).
Otsa painutamise amplituudi mõõtmised (keskmine ± standardhälve, n = 5) L ja AX1-3 faaside puhul õhus ja vees (sügavus 20 mm) näitasid faaside geomeetria muutumise mõju.Mõõtmised saadakse pideva ühesagedusliku sinusoidaalse ergastusega.(a) Tipphälve (\(u_y\vec {j}\)) tipus, mõõdetuna (b) nende vastavatel modaalsagedustel \(f_2\).(c) Võrrandina jõuülekande efektiivsus (PTE, ruutkeskmine, %).(4) ja (d) hälbe võimsustegur (DPR, µm/W), mis arvutatakse tipphälbe ja edastusvõimsusena \(P_T\) (Wrms).
Tüüpiline kiirkaamera varjudiagramm, mis näitab lantseti otsa (rohelised ja punased punktiirjooned) (L) ja teljesümmeetrilise otsa (AX1-3) kogu läbipainet vees (sügavus 20 mm), pooltsüklit, sõidusagedust \(f_2\) (sageduse 310 kHz diskreetimine).Jäädvustatud halltoonides kujutise mõõtmed on 128 × 128 pikslit ja piksli suurus on \(\ligikaudu) 5 µm.Video leiate lisateabe alt.
Seega modelleerisime painde lainepikkuse muutust (joonis 7) ja arvutasime mehaanilise liikuvuse ülekandeks toru pikkuse ja kaldpinna tavapäraste lansolaatsete, asümmeetriliste ja aksiaalsete kombinatsioonide korral (joonis 8, 9).Sümmeetriline kaldgeomeetria.Viimase põhjal hindasime optimaalseks otsa ja keevisõmbluse vahemaaks 43 mm (või \(\umbes\) 2,75\(\lambda_y\) sagedusel 29,75 kHz), nagu on näidatud joonisel 5, ja valmistasime kolm teljesümmeetrilist kaldserva erinevad kaldepikkused.Seejärel iseloomustasime nende sagedusreaktsioone võrreldes tavapäraste lansettidega õhus, vees ja 10% (mass/maht) ballistilises želatiinis (joonised 10, 11) ning määrasime parima võimaluse kalde läbipainde režiimi võrdlemiseks.Lõpuks mõõtsime otsa läbipainet painutuslaine abil õhus ja vees 20 mm sügavusel ning kvantifitseerisime iga kalde korral süstitava keskkonna jõuülekande efektiivsuse (PTE, %) ja läbipainde võimsusteguri (DPR, µm / W).tüüp (joon. 12).
Tulemused näitavad, et geomeetria kaldetelg mõjutab tipu telje amplituudihälvet.Lantsetil oli suurim kumerus ja ka suurim DPR võrreldes teljesümmeetrilise kaldega, samas kui teljesümmeetrilisel kaldpinnal oli väiksem keskmine hälve (joonis 12). Pikima kaldepikkusega telgesümmeetriline 4 mm kaldnurk (AX1) saavutas statistiliselt olulise suurima läbipainde õhus (\(p < 0,017\), tabel 2), võrreldes teiste teljesümmeetriliste nõeltega (AX2–3), kuid nõela vette asetamisel olulisi erinevusi ei täheldatud. Pikima kaldepikkusega telgesümmeetriline 4 mm kaldnurk (AX1) saavutas statistiliselt olulise suurima läbipainde õhus (\(p < 0,017\), tabel 2), võrreldes teiste teljesümmeetriliste nõeltega (AX2–3), kuid nõela vette asetamisel olulisi erinevusi ei täheldatud. Осесимметричный скос 4 мм (AX1), имеющий наибольшую длину скоса, достиг статистически значимоговлулунольше е (\(p <0,017\), таблица 2) по сравнению с другими осесимметричными иглами (AX2–3). Pikima kaldepikkusega telgsümmeetriline kaldnurk 4 mm (AX1) saavutas statistiliselt oluliselt suurema kõrvalekalde õhus (\(p < 0,017\), tabel 2) võrreldes teiste teljesümmeetriliste nõeltega (AX2–3).kuid nõela vette asetamisel olulisi erinevusi ei täheldatud.与其他轴对称针(AX2-3) 相比，具有最长斜角长度的轴对称4 mm 斜角(AX1) 在䮟膐气着的最高偏转(\(p < 0,017\)，表2)，但当将针头放入水中时，没有观察到显着差异. Võrreldes teiste telgsümmeetriliste nõeltega (AX2-3) on sellel õhus pikim 4 mm telgsümmeetriline kaldnurk (AX1) ja see on saavutanud statistiliselt olulise maksimaalse läbipainde (\(p < 0,017\), tabel 2) , kuid kui nõel asetati vette, ei täheldatud olulist erinevust. Осесимметричный скос 4 мм (AX1) с наибольшей длиной скоса обеспечивает статистически знахчимое максим сравнению с другими осесимметричными иглами (AX2-3) (\(p < 0,017\), таблица 2), но существенной разницлы онебылы. Telgsümmeetriline kalle pikima kalde pikkusega 4 mm (AX1) andis statistiliselt olulise maksimaalse hälbe õhus võrreldes teiste teljesümmeetriliste nõlvadega (AX2-3) (\(p < 0,017\), tabel 2), kuid seda ei olnud oluline erinevus.täheldatakse nõela vette asetamisel.Seega ei ole pikemal kaldpikkusel piigi otsa läbipainde osas ilmseid eeliseid.Seda arvesse võttes selgub, et kalde geomeetrial, mida käesolevas töös uuritakse, on suurem mõju amplituudi läbipaindele kui nõlva pikkusel.See võib olla seotud näiteks painde jäikusega, olenevalt painutatavast materjalist ja ehitusnõela üldisest paksusest.
Eksperimentaalsetes uuringutes mõjutavad peegeldunud paindelaine suurust tipu piirtingimused.Kui nõela ots sisestati vette ja želatiini, sai \(\text {PTE}_{2}\) keskmiseks \(\caprox\) 95% ja \(\text {PTE}_{2}\) keskmistas väärtused on vastavalt 73% ja 77% (\text {PTE}_{1}\) ja \(\text {PTE}_{3}\) (joonis 11).See näitab, et akustilise energia maksimaalne ülekanne valukeskkonnale (näiteks veele või želatiinile) toimub \(f_2\).Sarnast käitumist täheldati eelmises uuringus, kus kasutati lihtsamaid seadme struktuure sagedustel 41–43 kHz, kus autorid demonstreerisid interkaleeritud keskkonna mehaanilise mooduliga seotud pinge peegelduskoefitsienti.Läbitungimissügavus ja koe mehaanilised omadused annavad nõelale mehaanilise koormuse ja seetõttu eeldatakse, et need mõjutavad UZeFNAB-i resonantskäitumist.Seetõttu saab pliiatsi kaudu edastatava heli võimsuse optimeerimiseks kasutada resonantsjälgimisalgoritme, nagu 17, 18, 33.
Painde lainepikkuse modelleerimine (joonis 7) näitab, et aksiümmeetrilisel on suurem struktuurne jäikus (st suurem paindejäikus) tipus kui lansetil ja asümmeetrilisel kaldpinnal.Tuletatud punktist (1) ja kasutades teadaolevat kiiruse ja sageduse suhet, hindame lantseti, asümmeetriliste ja teljesümmeetriliste otste paindejäikust vastavalt nõlvadena \(\ligikaudu) 200, 20 ja 1500 MPa.See vastab (\lambda _y\) vastavalt 5,3, 1,7 ja 14,2 mm sagedusel 29,75 kHz (joonis 7a–c).Arvestades USeFNAB protseduuri kliinilist ohutust, tuleb hinnata geomeetria mõju kaldkonstruktsiooni jäikusele34.
Kaldserva parameetrite ja toru pikkuse uurimine (joonis 9) näitas, et asümmeetrilise (1,8 mm) optimaalne TL vahemik oli suurem kui teljelise kalde (1,3 mm) puhul.Lisaks on liikuvuse platoo asümmeetrilise ja teljelise kalde puhul vastavalt 4–4,5 mm ja 6–7 mm (joonis 9a, b).Selle leiu praktiline tähtsus väljendub tootmistolerantsides, näiteks võib optimaalse TL-i madalam vahemik tähendada vajadust suurema pikkuse täpsuse järele.Samas annab saagiplatvorm suurema tolerantsi kalde pikkuse valikul etteantud sagedusel ilma saagikust oluliselt mõjutamata.
Uuring sisaldab järgmisi piiranguid.Nõela läbipainde otsene mõõtmine servatuvastuse ja kiire pildistamise abil (joonis 12) tähendab, et piirdume optiliselt läbipaistvate kandjatega, nagu õhk ja vesi.Samuti juhime tähelepanu sellele, et me ei kasutanud katseid simuleeritud ülekande liikuvuse testimiseks ja vastupidi, vaid kasutasime valmistatud nõela optimaalse pikkuse määramiseks FEM-uuringuid.Praktiliste piirangute seisukohalt on lantseti pikkus otsast varrukani 0,4 cm pikem kui teistel nõeltel (AX1-3), vt joon.3b.See võis mõjutada nõelastruktuuri modaalset reaktsiooni.Lisaks võivad lainejuhi pliijoodise kuju ja maht (vt joonis 3) mõjutada tihvti konstruktsiooni mehaanilist takistust, mille tulemuseks on mehaanilise impedantsi ja paindekäitumise vigu.
Lõpuks oleme eksperimentaalselt näidanud, et kalde geomeetria mõjutab USeFNAB-i läbipainde suurust.Olukordades, kus suurem läbipainde amplituudil võib olla positiivne mõju nõela mõjule koele, näiteks lõikamise efektiivsusele pärast punktsiooni, võib USeFNAB-i jaoks soovitada tavalist lansetti, kuna see tagab suurima läbipainde amplituudi, säilitades samal ajal piisava jäikuse. disaini tipus.Lisaks on hiljutine uuring näidanud, et otsa suurem läbipaine võib suurendada bioloogilisi mõjusid, nagu kavitatsioon, mis võib aidata arendada rakendusi minimaalselt invasiivsete kirurgiliste sekkumiste jaoks.Arvestades, et on näidatud, et kogu akustilise võimsuse suurenemine suurendab USeFNAB13 biopsia saagist, on uuritud nõela geomeetria üksikasjaliku kliinilise kasu hindamiseks vaja täiendavaid proovi saagise ja kvaliteedi kvantitatiivseid uuringuid.
Frable, WJ Peene nõela aspiratsioonibiopsia: ülevaade.Humph.Haige.14:9-28.https://doi.org/10.1016/s0046-8177(83)80042-2 (1983).
Postitusaeg: 13.10.2022