Täname, et külastasite veebilehte Nature.com.Kasutate piiratud CSS-i toega brauseri versiooni.Parima kasutuskogemuse saamiseks soovitame kasutada uuendatud brauserit (või keelata Internet Exploreris ühilduvusrežiim).Lisaks näitame pideva toe tagamiseks saiti ilma stiilide ja JavaScriptita.
Liugurid, mis näitavad kolme artiklit slaidi kohta.Kasutage slaidide vahel liikumiseks nuppu Tagasi ja Järgmine või igal slaidil liikumiseks lõpus olevaid slaidijuhtnuppe.
Hiljuti on näidatud, et ultraheli kasutamine võib parandada kudede saagist ultraheliga täiustatud peennõela aspiratsioonibiopsias (USeFNAB) võrreldes tavapärase peennõela aspiratsioonibiopsiaga (FNAB).Kald geomeetria ja nõela otsa vahelist seost ei ole veel uuritud.Selles uuringus uurisime nõela resonantsi ja läbipainde amplituudi omadusi erinevate nõela kalde geomeetriate ja erineva kaldepikkusega.Kasutades tavalist 3,9 mm lõikega lansetti, oli otsa läbipainde võimsustegur (DPR) õhus ja vees vastavalt 220 ja 105 µm/W.See on kõrgem kui teljesümmeetriline 4 mm kaldots, mis saavutas õhus ja vees DPR vastavalt 180 ja 80 µm/W.See uuring tõstab esile kaldgeomeetria paindejäikuse vahelise seose olulisust erinevate sisestusabivahendite kontekstis ja võib seega anda ülevaate meetoditest, kuidas kontrollida lõiketoimingut pärast läbitorkamist, muutes nõela kalde geomeetriat, mis on USeFNAB-i jaoks oluline.Rakendus on oluline.
Peennõela aspiratsioonibiopsia (FNAB) on tehnika, mille puhul kasutatakse nõela abil koeproovi, kui kahtlustatakse kõrvalekaldeid1,2,3.On näidatud, et Franseen-tüüpi otsikud tagavad parema diagnostilise jõudluse kui traditsioonilised Lancet4 ja Menghini5 otsad.Samuti on pakutud teljesümmeetrilisi (st ümbermõõdulisi) kaldusid, et suurendada histopatoloogia jaoks piisava proovi saamise tõenäosust6.
Biopsia ajal viiakse nõel läbi naha ja koe kihtide, et paljastada kahtlane patoloogia.Hiljutised uuringud on näidanud, et ultraheli aktiveerimine võib vähendada pehmetele kudedele juurdepääsuks vajalikku torkejõudu7,8,9,10.On näidatud, et nõela kalde geomeetria mõjutab nõela vastastikmõju jõude, nt on näidatud, et pikematel kaldpindadel on kudede läbitungimisjõud väiksemad 11 .On oletatud, et pärast nõela tungimist läbi koepinna, st pärast punktsiooni, võib nõela lõikamisjõud olla 75% nõela ja koe kogu interaktsioonijõust12.On näidatud, et ultraheli (USA) parandab diagnostilise pehmete kudede biopsia kvaliteeti punktsioonijärgses faasis13.Kõvakoe proovide võtmiseks on välja töötatud muid meetodeid luu biopsia kvaliteedi parandamiseks14,15, kuid biopsia kvaliteeti parandavaid tulemusi ei ole teatatud.Mitmed uuringud on samuti leidnud, et mehaaniline nihe suureneb ultraheliajami pinge suurenedes 16, 17, 18.Kuigi nõela-koe interaktsioonide aksiaalsete (pikisuunaliste) staatiliste jõudude kohta on palju uuringuid 19, 20, on ultraheliga täiustatud FNAB-i (USeFNAB) ajalise dünaamika ja nõela kalde geomeetria uuringud piiratud.
Selle uuringu eesmärk oli uurida erinevate kalde geomeetriate mõju nõela otsa tegevusele, mida põhjustab nõela painutamine ultraheli sagedustel.Eelkõige uurisime süstekeskkonna mõju nõela otsa läbipaindele pärast läbitorkamist tavaliste nõela kaldnurkade (nt lansettide), teljelise ja asümmeetrilise ühe kaldjoonega geomeetria korral (joonis 1, et hõlbustada USeFNAB nõelte väljatöötamist erinevatel eesmärkidel, näiteks selektiivseks imemiseks). juurdepääs või pehmete kudede tuumad.
Sellesse uuringusse kaasati erinevad kaldgeomeetriad.(a) Lantsetid, mis vastavad standardile ISO 7864:201636, kus \(\alpha\) on esmane kaldenurk, \(\theta\) on teisese kaldenurga nurk ja \(\phi\) on teisese kaldenurga nurk kraadid , kraadides (\(^\circ\)).(b) lineaarsed asümmeetrilised üheastmelised faasid (nimetatakse standardis DIN 13097:201937 standardiks) ja (c) lineaarsed teljesümmeetrilised (ümbermõõdulised) üheastmelised faasid.
Meie lähenemisviis on esmalt modelleerida painde lainepikkuse muutus piki kalle tavaliste lansettide, teljesümmeetriliste ja asümmeetriliste üheastmeliste kalde geomeetriate korral.Seejärel arvutasime parameetrilise uuringu, et uurida kaldenurga ja toru pikkuse mõju transpordimehhanismide liikuvusele.Seda tehakse prototüübi nõela valmistamise optimaalse pikkuse määramiseks.Simulatsiooni põhjal valmistati nõelte prototüübid ning iseloomustati eksperimentaalselt nende resonantskäitumist õhus, vees ja 10% (mass/maht) ballistilises želatiinis, mõõtes pinge peegelduskoefitsiendi ja arvutades välja jõuülekande efektiivsuse, millest saadi töösagedus. kindlaks määratud..Lõpuks kasutatakse kiiret pildistamist, et mõõta otse nõela otsas oleva paindelaine läbipainet õhus ja vees ning hinnata iga kalde kaudu edastatavat elektrivõimsust ja süstitava aine läbipaindevõimsusteguri (DPR) geomeetriat. keskmine.
Nagu on näidatud joonisel 2a, kasutage roostevabast terasest 316 (Young'i moodul 205) valmistatud toru nr 21 (0,80 mm OD, 0,49 mm ID, 0,155 mm toru seina paksus, standardsein vastavalt standardile ISO 9626:201621).\(\tekst {GN/m}^{2}\), tihedus 8070 kg/m\(^{3}\), Poissoni koefitsient 0,275).
Nõela ja piirtingimuste paindelainepikkuse määramine ja lõplike elementide mudeli (FEM) häälestamine.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 ergutada nõela proksimaalses otsas, pöörata punkt kõrvale ja mõõta kiirust otsa kohta (\( \tilde{u}_y\vec {j}\), \(\tilde{v}_y\vec {j}\)), et arvutada mehhaaniline transpordiliikuvus.\(\lambda _y\) on defineeritud kui paindelainepikkus, mis on seotud vertikaaljõuga \(\tilde{F}_y\vec {j}\).(c) Määrake raskuskese, ristlõikepindala A ja inertsmomendid \(I_{xx}\) ja \(I_{yy}\) vastavalt x- ja y-telje ümber.
Nagu on näidatud joonisel fig.2b,c, lõpmatu (lõpmatu) kiire ristlõikepindalaga A ja suure lainepikkuse korral, võrreldes kiire ristlõike suurusega, painde (või painde) faasi kiirus \(c_{EI}\ ) on määratletud kui 22:
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 \((\text {m}^{4})\) ja \(m'=\ rho _0 A \) on mass pikkuseühiku kohta (kg/m), kus \(\rho _0\) on tihedus \((\text {kg/m}^{3})\) ja A on rist -tala läbilõikepindala (xy tasapind) (\ (\tekst {m}^{2}\)).Kuna meie puhul on rakendatav jõud paralleelne vertikaalse y-teljega, st \(\tilde{F}_y\vec {j}\), siis huvitab meid ainult horisontaalset x- ümbritseva ala inertsimoment. telg, st \(I_{xx} \), sellepärast:
Lõplike elementide mudeli (FEM) puhul eeldatakse puhast harmoonilist nihet (m), nii et kiirendus (\(\text {m/s}^{2}\)) on väljendatud kujul \(\partial ^2 \vec { u}/ \ osaline t^2 = -\omega ^2\vec {u}\), nt \(\vec {u}(x, y, z, t) := u_x\vec {i} + u_y \vec {j }+ u_z\vec {k}\) on ruumiliste koordinaatidena määratletud kolmemõõtmeline nihkevektor.Viimase asendamine impulsi tasakaalu seaduse lõplikult deformeeruva Lagrangi vormiga23, vastavalt selle rakendamisele tarkvarapaketis COMSOL Multiphysics (versioonid 5.4-5.5, COMSOL Inc., Massachusetts, USA), annab:
Kus \(\vec {\nabla}:= \frac{\partial}}{\partial x}\vec {i} + \frac{\partial}}{\partial y}\vec {j} + \frac{ \partial }{\partial z}\vec {k}\) on tensori lahknemise operaator ja \({\underline{\sigma}}\) on teine ​​Piola-Kirchhoffi pingetensor (teine ​​järk, \(\ tekst) { N /m}^{2}\)) ja \(\vec {F_V}:= F_{V_x}\vec {i}+ F_{V_y}\vec {j}+ F_{V_z}\vec { k} \) on iga deformeeritava ruumala kehajõu vektor (\(\tekst {N/m}^{3}\)) ja \(e^{j\phi }\) on kehajõu faas. kehajõud, omab faasinurka \(\ phi\) (rad).Meie puhul on keha mahujõud null ja meie mudel eeldab geomeetrilist lineaarsust ja väikseid puhtalt elastseid deformatsioone, st \({\underline{\varepsilon}}^{el} = {\underline{\varepsilon}}\ ), kus \({\underline{\varepsilon}}^{el}\) ja \({\underline{ \varepsilon}}\) – vastavalt elastne deformatsioon ja summaarne deformatsioon (teisest järku mõõtmeteta).Hooke'i konstitutiivne isotroopne elastsuse tensor \(\allakriipsutus {\allajoon {C))\) saadakse Youngi mooduli E(\(\text{N/m}^{2}\)) abil ja Poissoni suhe v on defineeritud, nii et \ (\underline{\underline{C}}:=\underline{\underline{C}}(E,v)\) (neljas järjekord).Seega saab pingearvutusest \({\underline{\sigma}} := \underline{\underline{C}}:{\underline{\varepsilon}}\).
Arvutused viidi läbi 10-sõlmeliste tetraeedriliste elementidega, mille elemendi suurus oli \(\le\) 8 µm.Nõel modelleeritakse vaakumis ja mehaanilise liikuvuse ülekande väärtus (ms-1 H-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.Läbilaskvat mehaanilist liikuvust väljendatakse 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 (katalooginumber: 4665643, Sterican\(^\circledR\), välisläbimõõduga 0,8 mm, pikkusega 120 mm, valmistatud AISI-st kroom-nikkel roostevaba teras 304., B. Braun Melsungen AG, Melsungen, Saksamaa) asetas proksimaalse polüpropüleenist plastikust Luer Lock hülsi koos vastava otsa modifikatsiooniga.Nõela toru joodetakse lainejuhi külge, nagu on näidatud joonisel 3b.Lainejuht trükiti roostevabast terasest 3D-printerile (EOS Stainless Steel 316L EOS M 290 3D-printeril, 3D Formtech Oy, Jyväskylä, Soome) ja kinnitati seejärel M4-poltide abil Langevini anduri külge.Langevini muundur koosneb 8 piesoelektrilise rõnga elemendist, mille mõlemas otsas on kaks raskust.
Nelja tüüpi otsikuid (pildil), kaubanduslikult saadavat 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.
Kolm teljesümmeetrilist kaldotsa (joonis 3) (TAs Machine Tools Oy) valmistati kaldepikkusega (BL, määratud joonisel 2a) 4,0, 1,2 ja 0,5 mm, mis vastavad \(\umbes\) 2\ (^\) circ\), 7\(^\circ\) ja 18\(^\circ\).Lainejuhi ja pliiatsi kaal on vastavalt 3,4 ± 0,017 g (keskmine ± SD, n = 4) kalde L ja AX1–3 puhul (Quintix\(^\circledR\) 224 Design 2, Sartorius AG, Göttingen, Saksamaa).Kogupikkus nõela otsast plasthülsi lõpuni on kald L ja AX1-3 puhul vastavalt 13,7, 13,3, 13,3, 13,3 cm joonisel 3b.
Kõigi nõela konfiguratsioonide puhul on pikkus nõela otsast lainejuhi otsani (st jooteala) 4,3 cm ja nõela toru on suunatud nii, et kaldnurk on ülespoole (st paralleelne Y-teljega ).), nagu (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 25 kuni 35 kHz 7 sekundiga. teisendati analoogsignaaliks digitaal-analoogmuunduri (DA) abil (Analog Discovery 2, Digilent Inc., Washington, USA).Seejärel võimendati analoogsignaali \(V_0\) (0,5 Vp-p) spetsiaalse raadiosagedusliku (RF) võimendiga (Mariachi Oy, Turu, Soome).Langev võimenduspinge \({V_I}\) väljastatakse RF-võimendist väljundtakistusega 50 \(\Omega\) nõelakonstruktsiooni sisseehitatud trafosse, mille sisendtakistus on 50 \(\Omega)\) Mehaaniliste lainete genereerimiseks kasutatakse Langevini muundurit (eesmised ja tagumised mitmekihilised piesoelektrilised muundurid, koormatud massiga).Kohandatud RF-võimendi on varustatud kahe kanaliga seisva laine võimsusteguri (SWR) mõõtjaga, mis suudab tuvastada juhusliku \({V_I}\) ja peegeldunud võimendatud pinge \(V_R\) 300 kHz analoog-digitaalkanali (AD) kaudu. ) muundur (Analog Discovery 2).Ergastussignaali amplituudmoduleeritakse alguses ja lõpus, et vältida võimendi sisendi ülekoormamist siirdetega.
Kasutades MATLABis realiseeritud kohandatud skripti, eeldab sagedusreaktsiooni funktsioon (AFC), st lineaarset statsionaarset süsteemi.Samuti kasutage signaalist soovimatute sageduste eemaldamiseks 20–40 kHz ribapääsfiltrit.Viidates ülekandeliini teooriale, on \(\tilde{H}(f)\) antud juhul samaväärne pinge peegeldusteguriga, st \(\rho _{V} \equiv {V_R}/{V_I} \)26 .Kuna võimendi väljundtakistus \(Z_0\) vastab muunduri sisseehitatud trafo sisendtakistusele ja elektrienergia peegeldustegur \({P_R}/{P_I}\) on vähendatud väärtusele \( {V_R }^ 2/{V_I}^2\ ) võrdub \ (|\rho _{V}|^2\).Juhul, kui nõutakse elektrienergia absoluutväärtust, arvutage langev \(P_I\) ja peegelduv\(P_R\) võimsus (W), võttes näiteks vastava pinge ruutkeskmise (ruutkeskmise) väärtuse. sinusoidse ergastusega ülekandeliini puhul \(P = {V}^2/(2Z_0)\)26, kus \(Z_0\) võrdub 50 \(\Omega\).Koormusse \(P_T\) (st sisestatud keskkonda) edastatud elektrivõimsust saab arvutada kui \(|P_I – P_R |\) (W RMS) ning võimsuse ülekande efektiivsust (PTE) saab määratleda ja väljendada kui protsent (%) annab seega 27:
Seejärel kasutatakse sageduskarakteristikut pliiatsi konstruktsiooni modaalsete sageduste \(f_{1-3}\) (kHz) ja vastava jõuülekande efektiivsuse hindamiseks, \(\text {PTE}_{1{-}3} \ ).FWHM (\(\text {FWHM}_{1{-}3}\), Hz) arvutatakse tabelist 1 otse \(\text {PTE}_{1{-}3}\) sagedused \(f_{1-3}\), mida on kirjeldatud .
Meetod nõelstruktuuri sagedusreaktsiooni (AFC) mõõtmiseks.Kahekanalilist pühkimissiinuse mõõtmist25,38 kasutatakse sageduskarakteristiku funktsiooni \(\tilde{H}(f)\) ja selle impulssreaktsiooni H(t) saamiseks.\({\mathcal {F}}\) ja \({\mathcal {F}}^{-1}\) tähistavad vastavalt numbrilist kärbitud Fourier' teisendust ja pöördteisendusoperatsiooni.\(\tilde{G}(f)\) tähendab, et kaks signaali on sageduspiirkonnas korrutatud, nt \(\tilde{G}_{XrX}\) tähendab pöördskaneerimist\(\tilde{X} r( f )\) ja pingelanguse signaali \(\tilde{X}(f)\).
Nagu on näidatud joonisel fig.5, kiire kaamera (Phantom V1612, Vision Research Inc., New Jersey, USA), mis on varustatud makroobjektiiviga (MP-E 65mm, \(f)/2.8, 1-5 \ (\times\), Canon Inc. ., Tokyo, Jaapan), kasutati nõela otsa läbipainde registreerimiseks, mis allutati paindeergastusele (ühe sagedusega, pidev sinusoid) sagedusel 27,5–30 kHz.Varikaardi loomiseks asetati nõela kaldpinna taha jahutatud element suure intensiivsusega valgest LED-ist (osa number: 4052899910881, White Led, 3000 K, 4150 lm, Osram Opto Semiconductors GmbH, Regensburg, Saksamaa).
Eksperimentaalse seadistuse eestvaade.Sügavust mõõdetakse kandja pinnast.Nõela konstruktsioon on klambriga kinnitatud ja paigaldatud mootoriga ülekandelauale.Kasutage suure suurendusega objektiiviga (5\(\x\)) kiiret kaamerat, et mõõta kaldserva otsa läbipainde.Kõik mõõdud on millimeetrites.
Iga nõela kaldpinna tüübi jaoks salvestasime 300 kiiret kaamerakaadrit 128 \(\x\) 128 piksliga, millest igaühe ruumiline eraldusvõime oli 1/180 mm (\(\umbes) 5 µm ja ajalise eraldusvõimega 310 000 kaadrit sekundis.Nagu on näidatud joonisel 6, kärbitakse iga kaadrit (1) (2) nii, et ots on kaadri viimasel real (allosas), ja seejärel arvutatakse kujutise histogramm (3), nii et Canny künnisväärtused 1 ja 2 saab määrata.Seejärel rakendage Canny28(4) servatuvastust, kasutades Sobeli operaatorit 3 \(\times\) 3 ja arvutage mittekavitatsioonilise hüpotenuusi pikslite asukoht (tähisega \(\mathbf {\times }\)) kõigi 300-kordsete sammude jaoks .Läbipainde ulatuse määramiseks lõpus arvutatakse tuletis (kasutades keskse erinevuse algoritmi) (6) ja tuvastatakse läbipainde (7) lokaalset ekstreemumi (st tippu) sisaldav kaader.Pärast mittekaviteeriva serva visuaalset kontrollimist valiti paar kaadrit (või kaks kaadrit, mida eraldab pool ajavahemikku) (7) ja mõõdeti otsa läbipaine (sildiga \(\mathbf {\times} \ ) Ülaltoodu rakendati Pythonis (v3.8, Python Software Foundation, python.org), kasutades OpenCV Canny servatuvastusalgoritmi (v4.5.1, avatud lähtekoodiga arvutinägemise teek, opencv.org elektrienergia \ (P_T \) (W, rms) .
Tipu läbipainde mõõtmiseks kasutati kaadrite seeriat, mis võeti kiirkaamerast sagedusel 310 kHz, kasutades 7-astmelist algoritmi (1–7), sealhulgas kadreerimine (1–2), Canny serva tuvastamine (3–4), piksli asukoha serv. arvutus (5) ja nende aja tuletised (6) ning lõpuks tipust tipuni läbipaine mõõdeti visuaalselt kontrollitud kaadripaaridel (7).
Mõõtmised tehti õhus (22,4-22,9°C), deioniseeritud vees (20,8-21,5°C) ja ballistilises želatiinis 10% (mass/maht) (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).Söötmest Sügavus mõõdeti pinnast (seadistatud z-telje alguspunktiks), kasutades vertikaalset motoriseeritud z-telje etappi (8MT50-100BS1-XYZ, Standa Ltd., Vilnius, Leedu) 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-projekt .org). et võrrelda erinevate nõelaotste dispersiooni suurust.Iga kalde kohta tehti 3 võrdlust, seega rakendati Bonferroni korrektsiooni korrigeeritud olulisuse tasemega 0,017 ja veamääraga 5%.
Pöördume nüüd joonise 7 juurde.Sagedusel 29,75 kHz on 21-mõõtmelise nõela paindepoollaine (\(\lambda_y/2\)) \(\ligikaudu) 8 mm.Otsale lähenedes väheneb painde lainepikkus piki kaldnurka.Otsas \(\lambda _y/2\) \(\ligikaudu\) on ühe nõela tavalise lansolaadi (a), asümmeetrilise (b) ja teljesümmeetrilise (c) kalde astmed 3, 1 ja 7 mm , vastavalt.Seega tähendab see, et lantseti ulatus on \(\ligikaudu) 5 mm (tulenevalt asjaolust, et lantseti kaks tasapinda moodustavad ühe punkti29,30), asümmeetriline kaldenurk on 7 mm, asümmeetriline kaldenurk on 1 mm.Telgsümmeetrilised kalded (raskuskese jääb konstantseks, seega muutub piki kallet tegelikult ainult toru seina paksus).
FEM uuringud ja võrrandite rakendamine sagedusel 29,75 kHz.(1) Paindepoollaine (\(\lambda_y/2\)) variatsiooni arvutamisel lansetti (a), asümmeetrilise (b) ja teljesümmeetrilise (c) kaldgeomeetria jaoks (nagu joonistel 1a,b,c). ) .Lantseti, asümmeetrilise ja teljesümmeetrilise kalde keskmine väärtus \(\lambda_y/2\) oli 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 toru pikkuse (TL) ja kaldpinna pikkuse (BL) optimaalne kombinatsioon (joonis 8, 9).Tavalise lantseti puhul, kuna selle suurus on fikseeritud, on optimaalne TL \(\ligikaudu) 29,1 mm (joonis 8).Asümmeetriliste ja teljesümmeetriliste kaldenurkade puhul (vastavalt joonised 9a, b) hõlmasid FEM-uuringud BL-i 1–7 mm, seega olid optimaalsed TL-d vahemikus 26,9–28,7 mm (vahemik 1,8 mm) ja 27,9–29,2 mm (vahemikus) vastavalt 1,3 mm).Asümmeetrilise kalde korral (joonis 9a) kasvas optimaalne TL lineaarselt, saavutas platoo BL 4 mm juures ja vähenes seejärel järsult BL 5-lt 7 mm-le.Telgsümmeetrilise kaldpinna korral (joonis 9b) suurenes optimaalne TL lineaarselt BL suurenemisega ja lõpuks stabiliseerus BL-i juures 6 mm-lt 7 mm-le.Telgsümmeetrilise kalde laiendatud uuring (joonis 9c) näitas erinevat optimaalset TL-de komplekti \(\ligikaudu) 35,1–37,1 mm juures.Kõigi BL-ide puhul on kahe parima TL-i vaheline kaugus \(\umbes\) 8 mm (võrdub \(\lambda_y/2\)).
Lantsettülekande liikuvus sagedusel 29,75 kHz.Nõel ergutati paindlikult sagedusel 29,75 kHz ja vibratsiooni mõõdeti nõela otsas ja väljendati ülekantud mehaanilise liikuvusena (dB maksimaalse väärtuse suhtes) TL 26,5–29,5 mm (0,1 mm sammuga) .
FEM-i parameetrilised uuringud sagedusel 29,75 kHz näitavad, et teljesümmeetrilise otsa ülekandeliikuvust mõjutab toru pikkuse muutus vähem kui selle asümmeetrilise vaste.Asümmeetrilise (a) ja teljesümmeetrilise (b, c) kaldjoone pikkuse (BL) ja toru pikkuse (TL) uuringud sageduspiirkonna uuringus, 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 telje sümmeetrilised kaldeuuringud, sealhulgas TL 25–40 mm (0,05 mm sammuga) ja BL 0,1–7 mm (0,1 mm sammuga), mis näitavad, et \(\lambda_y/2\ ) peab vastama otsa nõuetele.liikuvad piirtingimused.
Nõela konfiguratsioonil on kolm omasagedust \(f_{1-3}\), mis on jagatud madala, keskmise ja kõrge režiimi piirkondadeks, nagu on näidatud tabelis 1. PTE suurus registreeriti, nagu on näidatud joonisel fig.10 ja seejärel analüüsitud joonisel 11. Allpool on leiud iga modaalse piirkonna kohta:
Tüüpilised registreeritud hetkelise jõuülekande efektiivsuse (PTE) amplituudid, mis on saadud lantseti (L) ja teljesümmeetrilise kaldnurga AX1-3 jaoks 20 mm sügavusel õhus, vees ja želatiinis pühkiva sagedusega sinusoidaalse ergastusega.Näidatud on ühepoolsed spektrid.Mõõdetud sagedusreaktsioon (proovitud sagedusel 300 kHz) madalpääsfiltreeriti ja seejärel vähendati modaalseks analüüsiks 200 korda.Signaali ja müra suhe on \(\le\) 45 dB.PTE faasid (lillad punktiirjooned) on näidatud kraadides (\(^{\circ}\)).
Joonisel 10 näidatud modaalse reaktsiooni analüüs (keskmine ± standardhälve, n = 5) nõlvade L ja AX1-3 jaoks õhus, vees ja 10% želatiini lahuses (sügavus 20 mm) koos (ülemise) kolme modaalse piirkonnaga ( madal, keskmine ja kõrge) ning neile vastavad modaalsagedused\(f_{1-3 }\) (kHz), (keskmine) energiatõhusus \(\text {PTE}_{1{-}3}\) Arvutatud ekvivalentide abil .(4) ja (alumine) täislaius poolel maksimaalsest mõõtmisest \(\text {FWHM}_{1{-}3}\) (Hz).Pange tähele, et ribalaiuse mõõtmine jäeti vahele, kui registreeriti madal PTE, st \(\text {FWHM}_{1}\) AX2 kalde korral.Režiim \(f_2\) leiti olevat kõige sobivam kalde läbipainde võrdlemiseks, kuna see näitas 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 (vastavalt 27,1, 26,2 ja 25,9 kHz õhus AX1-3 jaoks).Piirkonna keskmised \(\text {PTE}_{1}\) ja \(\text {FWHM}_{1}\) on vastavalt \(\umbes\) 81% ja 230 Hz.\(\text {FWHM}_{1}\) on Lanceti suurima želatiinisisaldusega (L, 473 Hz).Pange tähele, et želatiini \(\text {FWHM}_{1}\) AX2 ei saanud madala registreeritud FRF amplituudi tõttu hinnata.
Teine modaalne piirkond: \(f_2\) sõltub sisestatud kandja tüübist ja kaldpinnast.Keskmised väärtused \(f_2\) on vastavalt 29,1, 27,9 ja 28,5 kHz õhus, vees ja želatiinis.See modaalne piirkond näitas ka kõrget PTE-d 99%, mis on kõigist mõõdetud rühmadest kõrgeim, piirkondliku keskmisega 84%.\(\text {FWHM}_{2}\) piirkondlik keskmine sagedus on \(\ligikaudu\) 910 Hz.
Kolmanda režiimi piirkond: sagedus \(f_3\) sõltub kandja tüübist ja kaldpinnast.Keskmised \(f_3\) väärtused on vastavalt 32,0, 31,0 ja 31,3 kHz õhus, vees ja želatiinis.Piirkonna \(\text {PTE}_{3}\) keskmine oli \(\ligikaudu\) 74%, mis on kõigi piirkondade 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).Smt.Joonis 12 ja tabel 2 allpool.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，\(p<\) 0,017高DPR （在空气中高达220 µm/W）.柳叶刀(L) on suurim läbipaine õhus ja vees (对所记尖端可以高电影性,\(p<\) 0,017) (图12a) ja saavutas suurima DPR (kuni 220 µm/W). õhk). Ланцет (L) отклонялся больше всего (высокая значимость для всех наконечников, \(p<\) 0,017) в водиа2 .водистри наибольшего DPR (до 220 мкм/Вт в воздухе). Lantsett (L) kaldus kõige rohkem (kõrge olulisus 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，具有更高BL 的AX1 比AX2-3 偏转更高（具有显着性，\(p<\) 扉朄罚朌 AX3，耀 0,017），耀偏转大于AX2, DPR 为 190 µm/W . Õhus on suurema BL-ga AX1 läbipaine suurem kui AX2-3-l (oluliselt \(p<\) 0,017) ja AX3 läbipaine (madalaima BL-ga) on suurem kui AX2-l, DPR on 190 µm/W. В воздухе AX1 с более высоким BL отклоняется больше, чем AX2-3 (значимо, \(p<\) 0,017), тогда (казникакимо3 тся больше, чем AX2 с DPR 190 мкм/Вт. Õhus paindub AX1 kõrgema BL-ga rohkem kui AX2-3 (märkimisväärne, \(p<\) 0,017), samas kui AX3 (madalaima BL-ga) paindub rohkem kui AX2 DPR-ga 190 µm/W.20 mm vee juures ei erinenud läbipaine ja PTE AX1–3 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 läbipainde suurus (keskmine ± SD, n = 5), mis on mõõdetud kaldpinna L ja AX1-3 puhul õhus ja vees (sügavus 20 mm), näitab kalde geomeetria muutumise mõju.Mõõtmised saadi pideva ühesagedusliku sinusoidaalse ergastusega.(a) Tipu ja tipu kõrvalekalle (\(u_y\vec {j}\)) tipus, mõõdetuna (b) nende vastavatel modaalsetel sagedustel \(f_2\).(c) võrrandi energiaülekande efektiivsus (PTE, RMS, %).(4) ja (d) Paindevõimsustegur (DPR, µm/W), mis arvutatakse tipust tipuni kõrvalekaldena ja edastatud elektrivõimsusena \(P_T\) (Wrms).
Tüüpiline kiire kaamera varjudiagramm, mis näitab lantseti (L) ja teljesümmeetrilise otsa (AX1–3) tipu ja tipu kõrvalekallet (rohelised ja punased punktiirjooned) vees (sügavus 20 mm) poole tsükli jooksul.tsükkel, ergastussagedusel \(f_2\) (diskreetimise sagedus 310 kHz).Jäädvustatud halltoonides kujutise suurus on 128 × 128 pikslit ja piksli suurus \(\umbes\) 5 µm.Video leiate lisateabe alt.
Seega modelleerisime painde lainepikkuse muutust (joonis 7) ja arvutasime ülekantava mehaanilise liikuvuse toru pikkuse ja faasi kombinatsioonide korral (joonis 8, 9) tavaliste lansettide, asümmeetriliste ja teljesümmeetriliste geomeetriliste kujundite faaside korral.Viimase põhjal hindasime optimaalseks kauguseks 43 mm (või \(\ligikaudu) 2,75\(\lambda _y\) sagedusel 29,75 kHz) otsast keevisõmbluseni, nagu on näidatud joonisel 5, ja tegime kolm teljesümmeetrilist erineva kaldpikkusega kalded.Seejärel iseloomustasime nende sageduskäitumist õhus, vees ja 10% (mass/maht) ballistilises želatiinis võrreldes tavaliste lansettidega (joonised 10, 11) ja määrasime kaldläbipainde võrdlemiseks kõige sobivama režiimi.Lõpuks mõõtsime otsa läbipainet painutuslaine abil õhus ja vees 20 mm sügavusel ning kvantifitseerisime sisestuskeskkonna jõuülekande efektiivsuse (PTE, %) ja läbipainde võimsusteguri (DPR, µm / W) iga kaldpinna jaoks.nurgeline tüüp (joon. 12).
On näidatud, et nõela kalde geomeetria mõjutab nõela otsa läbipainde suurust.Lantsett saavutas suurima läbipainde ja suurima DPR võrreldes väiksema keskmise läbipainega teljesümmeetrilise kaldega (joonis 12).Pikima kaldega 4 mm teljesümmeetriline kaldnurk (AX1) saavutas statistiliselt olulise maksimaalse läbipainde õhus võrreldes teiste teljesümmeetriliste nõeltega (AX2–3) (\(p < 0,017\), tabel 2), kuid olulist erinevust ei olnud .täheldatakse, kui nõel asetatakse vette.Seega ei ole pikemal kaldpikkusel ilmselget eelist tipu läbipainde osas.Seda silmas pidades selgub, et selles uuringus uuritud kalde geomeetrial on suurem mõju läbipainde suurusele kui kaldpinna pikkusele.See võib olla tingitud painde jäikusest, mis sõltub näiteks painutava materjali üldisest paksusest ja nõela konstruktsioonist.
Eksperimentaalsetes uuringutes mõjutavad peegeldunud paindelaine suurust tipu piirtingimused.Kui nõela ots sisestatakse vette ja želatiini, on \(\text {PTE}_{2}\) \(\ligikaudu\) 95% ja \(\text {PTE}_{ 2}\) on \ (\text {PTE}_{ 2}\) väärtused on 73% ja 77% (\text {PTE}_{1}\) ja \(\text {PTE}_{3}\), vastavalt (joonis 11).See näitab, et akustilise energia maksimaalne ülekanne valukeskkonnale, st veele või želatiinile, toimub \(f_2\).Sarnast käitumist täheldati ka varasemas uuringus31, kus kasutati lihtsamat seadme konfiguratsiooni sagedusvahemikus 41–43 kHz, kus autorid näitasid pinge peegeldusteguri sõltuvust manuskandja mehaanilisest moodulist.Läbitungimissügavus32 ja koe mehaanilised omadused annavad nõelale mehaanilise koormuse ja seetõttu eeldatakse, et need mõjutavad UZEFNAB-i resonantskäitumist.Seega saab nõela kaudu edastatava akustilise võimsuse optimeerimiseks kasutada resonantsjälgimisalgoritme (nt 17, 18, 33).
Simulatsioon painde lainepikkustel (joonis 7) näitab, et teljesümmeetriline ots on struktuurselt jäigem (st jäigem painutus) kui lansett ja asümmeetriline kaldnurk.Tuginedes (1) ja kasutades teadaolevat kiiruse-sageduse seost, hindame paindejäikuseks nõela otsas vastavalt 200, 20 ja 1500 MPa lantseti, asümmeetrilise ja aksiaalse kaldtasandi puhul.See vastab \(\lambda_y\) \(\ligikaudu\) 5,3, 1,7 ja 14,2 mm, vastavalt sagedusel 29,75 kHz (joonis 7a–c).Arvestades kliinilist ohutust USeFNAB-i ajal, tuleks hinnata geomeetria mõju kaldtasandi konstruktsioonilisele jäikusele34.
Kaldkalde parameetrite uurimine toru pikkuse suhtes (joonis 9) näitas, et optimaalne ülekandevahemik oli asümmeetrilise kaldnurga (1,8 mm) puhul suurem kui teljelise kaldenurga (1,3 mm) puhul.Lisaks on liikuvus stabiilne \(\ligikaudu) 4–4,5 mm ja 6–7 mm asümmeetrilise ja teljesümmeetrilise kalde korral (joonis 9a, b).Selle avastuse praktiline tähtsus väljendub tootmistolerantsides, näiteks võib optimaalse TL-i madalam vahemik tähendada, et vaja on suuremat pikkuse täpsust.Samal ajal annab liikuvuse platoo suurema tolerantsi teatud sagedusel hüppe pikkuse valimiseks, ilma et see mõjutaks oluliselt liikuvust.
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 tahaksime märkida, et me ei kasutanud katseid simuleeritud ülekande liikuvuse testimiseks ja vastupidi, vaid kasutasime nõela valmistamise optimaalse pikkuse määramiseks FEM-uuringuid.Arvestades praktilisi piiranguid, on lantseti pikkus otsast varrukani \(\ligikaudu) 0,4 cm pikem kui teistel nõeltel (AX1-3), vt joon.3b.See võib mõjutada nõela konstruktsiooni modaalset reaktsiooni.Lisaks võib joodise kuju ja maht lainejuhitihvti otsas (vt joonis 3) mõjutada tihvti konstruktsiooni mehaanilist takistust, põhjustades vigu mehaanilises impedantsis ja paindekäitumises.
Lõpuks oleme näidanud, et eksperimentaalne kaldgeomeetria mõjutab USeFNAB-i läbipainde suurust.Kui suurem läbipaine avaldaks positiivset mõju nõela mõjule koele, näiteks lõikamise efektiivsusele pärast augustamist, võib USeFNAB-is soovitada tavalist lansetti, kuna see tagab maksimaalse läbipainde, säilitades samal ajal struktuurse otsa piisava jäikuse..Veelgi enam, hiljutine uuring35 on näidanud, et suurem otsa läbipaine võib suurendada bioloogilisi mõjusid, nagu kavitatsioon, mis võib hõlbustada minimaalselt invasiivsete kirurgiliste rakenduste väljatöötamist.Arvestades, et on näidatud, et kogu akustilise võimsuse suurenemine suurendab USeFNAB13 biopsiate arvu, on uuritud nõela geomeetria üksikasjalike kliiniliste eeliste hindamiseks vaja täiendavaid kvantitatiivseid uuringuid proovide koguse ja kvaliteedi kohta.