La geometría del bisel de la aguja influye en la magnitud de la deflexión por flexión en el ultrasonido

Scientific Reports volumen 12, número de artículo: 17096 (2022) Citar este artículo

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Recientemente se ha demostrado que el uso de ultrasonido aumenta el rendimiento de tejido en la biopsia por aspiración con aguja fina mejorada por ultrasonido (USeFNAB) en comparación con la biopsia por aspiración con aguja fina (BAAF) convencional. Hasta la fecha, la asociación entre la geometría del bisel y la acción de la punta de la aguja no se ha explorado ampliamente. En este estudio, estudiamos las características de resonancia de la aguja y la magnitud de la deflexión de varias geometrías de bisel de aguja con diferentes longitudes de bisel. Con una lanceta convencional, que tiene un bisel de 3,9 mm de largo, la relación entre desviación y potencia de la punta (DPR) en aire y agua fue de 220 y 105 µm/W, respectivamente. Esto fue mayor en comparación con una punta ejesimétrica, que tenía una longitud de bisel de 4 mm, que logró un DPR de 180 y 80 µm/W en aire y agua, respectivamente. Este estudio enfatizó la importancia de la relación entre la rigidez a la flexión de la geometría del bisel en el contexto de diversos medios de inserción y, por lo tanto, podría proporcionar comprensión sobre los enfoques para controlar la acción de corte posterior a la punción mediante la modificación de la geometría del bisel de la aguja, esencial para la aplicación USeFNAB.

La biopsia por aspiración con aguja fina (PAAF) es un método que emplea agujas para obtener una muestra de tejido de una patología sospechosa1,2,3. Se ha demostrado que las puntas tipo Franseen obtienen mayor rendimiento diagnóstico que la lanceta convencional4 y la punta Menghini5. También se ha sugerido que los biseles eje-simétricos (es decir, circunferenciales) aumentan la probabilidad de obtener una muestra histopatológicamente adecuada6.

Durante una biopsia, la aguja atraviesa la piel y capas de tejido para acceder a la patología sospechada. Estudios recientes sugieren que la actuación ultrasónica podría reducir las fuerzas de punción requeridas en el tejido blando7,8,9,10. Se ha demostrado que la geometría del bisel de la aguja influye en las fuerzas de interacción de la aguja; por ejemplo, se ha demostrado que las longitudes de bisel más largas exhiben fuerzas de punción del tejido más bajas11. Después de que la aguja ha penetrado la superficie del tejido, es decir, después de la punción, se ha sugerido que las fuerzas de corte de la aguja podrían contribuir hasta el 75% de las fuerzas totales de interacción aguja-tejido12. En etapas pospunción, se ha demostrado que la ecografía (US) podría aumentar el rendimiento de la biopsia diagnóstica en tejidos blandos13. Se han desarrollado otros métodos con mejora ecográfica de la biopsia de hueso para tomar muestras de tejidos duros14,15, pero no se informaron resultados sobre la mejora del rendimiento de la biopsia. También se ha establecido en múltiples estudios que el desplazamiento mecánico aumenta con el aumento del voltaje de conducción del ultrasonido16,17,18. Si bien existen muchos estudios sobre las fuerzas estáticas axiales (longitudinales) en la interacción aguja-tejido19,20, ha habido investigaciones limitadas sobre la dinámica temporal y la geometría del bisel de la aguja en la PAAF mejorada por ultrasonido (USeFNAB).

El objetivo de este estudio fue investigar el papel de diferentes geometrías de bisel en la acción de la punta de la aguja, en una aguja accionada por flexión a una frecuencia ultrasónica. Más específicamente, estudiamos en la pospunción la influencia del medio de inserción en la desviación de la punta de la aguja, para geometrías de bisel de un solo paso con bisel de aguja convencional (es decir, lanceta), simétricas en eje y simétricas en el eje (Fig. 1). . Comprender cómo se controla la acción de la punta de la aguja podría ser beneficioso en el desarrollo de agujas USeFNAB para diferentes propósitos, como la obtención selectiva de un aspirado o núcleos de tejido blando.

Diferentes geometrías de bisel incluidas en este estudio. (a) Lanceta con especificaciones según ISO 7864:201636, donde \(\alpha\) era el ángulo de bisel primario, \(\theta\) era el ángulo de rotación del bisel secundario y \(\phi\) era el bisel secundario ángulo, cuando se gira, medido en grados (\(^\circ\)). (b) Bisel lineal asimétrico de un solo paso (denominado “estándar” en DIN 13097:201937), y (c) bisel lineal asimétrico de un solo paso (circunferencial).

Nuestro enfoque fue modelar primero el cambio de la longitud de onda de flexión a lo largo del bisel, para una lanceta convencional, geometrías de bisel de un solo paso con simetría axial y asimétrica. Luego calculamos un estudio paramétrico para investigar el efecto del bisel y la longitud del tubo en la movilidad mecánica de transferencia. Esto se llevó a cabo para identificar longitudes óptimas apropiadas para la fabricación de agujas prototipo. Con base en las simulaciones, se fabricaron prototipos de agujas y se caracterizó experimentalmente su comportamiento resonante, midiendo los coeficientes de reflexión de voltaje y calculando la eficiencia de transferencia de potencia, en aire, agua y gelatina balística al 10% (p/v), de la cual se obtuvo un Se identificó la frecuencia operativa. Finalmente, la deflexión de la onda de flexión en la punta de la aguja se midió directamente en aire y agua utilizando imágenes de alta velocidad, y se estimó para cada bisel la potencia eléctrica transmitida y la relación deflexión a potencia (DPR) con respecto al medio de inserción. geometría.

Se definió un tubo de aguja, que tiene una longitud de tubo (TL) y una longitud de bisel (BL), como se ilustra en la Fig. 2a, utilizando tubos de calibre 21 (diámetro exterior de 0,80 mm, diámetro interior de 0,49 mm, espesor de pared del tubo de 0,155 mm, pared regular). , como se especifica en ISO 9626:201621), hecho de acero inoxidable grado 316 (módulo de Young 205 \(\text {GN/m}^{2}\), densidad 8070 kg/m\(^{3}\), y coeficiente de Poisson 0,275).

Definición de la longitud de onda de flexión y configuración del modelo de elementos finitos (MEF) de condiciones de aguja y de contorno. (a) Definición de la longitud del bisel (BL) y la longitud del tubo (TL). (b) Un modelo de elementos finitos (FEM) tridimensional (3D) empleó una fuerza puntual armónica \(\tilde{F}_y\vec {j}\) para excitar el tubo de la aguja en el extremo proximal, una deflexión puntual y La velocidad (\(\tilde{u}_y\vec {j}\), \(\tilde{v}_y\vec {j}\)) se midió en la punta para permitir un cálculo de la movilidad mecánica de transferencia. \(\lambda _y\) se definió como la longitud de onda de flexión asociada con la fuerza vertical \(\tilde{F}_y\vec {j}\). (c) Definiciones del centro de gravedad, el área de la sección transversal A y los momentos de inercia \(I_{xx}\) y \(I_{yy}\), alrededor de los ejes x e y, respectivamente.

Como se ilustra en la Fig. 2b, c, para un haz infinito (ilimitado) con un área de sección transversal A, y suponiendo una longitud de onda grande con respecto a la dimensión de la sección transversal del haz, la velocidad de fase de flexión (o flexión) \( c_{EI}\) se definió22:

donde E era el módulo de Young (\(\text {N/m}^{2}\)), \(\omega _0 = 2\pi f_0\) era la frecuencia angular de excitación (rad/s), donde \( f_0\) era la frecuencia lineal (1/s o Hz), I era el momento de inercia del área \((\text {m}^{4})\) alrededor del eje de interés, y \(m'=\ rho _0 A\) era la masa por unidad de longitud (kg/m), donde \(\rho _0\) era la densidad \((\text {kg/m}^{3})\), y A era la área de la sección transversal (plano xy) de la viga (\(\text {m}^{2}\)). Dado que la fuerza aplicada en nuestro caso era paralela al eje y vertical, es decir, \(\tilde{F}_y\vec {j}\), solo nos preocupaba el momento de inercia del área alrededor del eje x horizontal, es decir \(I_{xx}\), por lo tanto:

donde \(y_{CG}\) es la coordenada y del centro de gravedad del tubo de la aguja en el plano xy.

Para el modelo de elementos finitos (FEM), se asumió un desplazamiento puramente armónico (m), por lo tanto, la aceleración (\(\text {m/s}^{2}\)) se expresó como \(\partial ^2 \vec { u}/\partial t^2 = -\omega ^2\vec {u}\), como por ejemplo \(\vec {u}(x, y, z, t) := u_x\vec {i} + u_y\vec {j}+ u_z\vec {k}\) era un vector de desplazamiento tridimensional definido en las coordenadas espaciales. Sustituyendo esta última, la ley del equilibrio del momento en su forma lagrangiana para deformación finita23, quedó dada según su implementación en el software COMSOL Multiphysics (versión 5.4–5.5, COMSOL Inc., Massachusetts, EE.UU.), como:

donde \(\vec {\nabla }:= \frac{\partial }{\partial x}\vec {i} + \frac{\partial }{\partial y}\vec {j} + \frac{\partial }{\partial z}\vec {k}\) era el operador de divergencia del tensor, y \({\underline{\sigma }}\) era el segundo tensor de tensión de Piola-Kirchhoff (de segundo orden, \(\text { N/m}^{2}\)), y \(\vec {F_V}:= F_{V_x}\vec {i}+ F_{V_y}\vec {j}+ F_{V_z}\vec {k }\) fue el vector de fuerza volumétrica por volumen deformado (\(\text {N/m}^{3}\)), y \(e^{j\phi }\) fue la fase de la fuerza volumétrica que tiene una ángulo de fase \(\phi\) (rad). En nuestro caso, la fuerza volumétrica del cuerpo era cero, y nuestro modelo asumió linealidad geométrica y una pequeña deformación puramente elástica, es decir, \({\underline{\varepsilon }}^{el} = {\underline{\varepsilon }}\), donde \({\underline{\varepsilon }}^{el}\) y \({\underline{\varepsilon }}\) fueron las deformaciones elástica y total, respectivamente (de segundo orden, adimensionales). El tensor de elasticidad isotrópico constitutivo de Hooke \(\underline{\underline{C}}\) se definió utilizando el módulo de Young E (\(\text {N/m}^{2}\)) y el coeficiente de Poisson v, por lo que que \(\underline{\underline{C}}:=\underline{\underline{C}}(E,v)\) (de cuarto orden). Por lo tanto, el cálculo de la tensión se convierte en \({\underline{\sigma }} := \underline{\underline{C}}:{\underline{\varepsilon }}\).

El cálculo se realizó con elementos tetraédricos de 10 nodos con un tamaño de elemento de \(\le\) 8 µm. La aguja se simuló en el vacío y la magnitud de la movilidad mecánica de transferencia (ms−1 N−1) se definió como \(|\tilde{Y}_{v_yF_y}|= |\tilde{v}_y\vec { j}|/|\tilde{F}_y\vec {j}|\)24, donde \(\tilde{v}_y\vec {j}\) era la velocidad compleja de salida en la punta, y \( \tilde{F}_y\vec {j}\) fue la fuerza impulsora compleja ubicada en el extremo proximal del tubo, como se ilustra en la Fig. 2b. La movilidad mecánica de transferencia se expresó en decibelios (dB), tomando como referencia el máximo, es decir \(20\log _{10} (|\tilde{Y}|/ |\tilde{Y}_{max}|)\ ). Todos los estudios FEM se realizaron a 29,75 kHz.

Las construcciones de aguja (Fig. 3) consistían en una aguja hipodérmica convencional de calibre 21 (número de catálogo: 4665643, Sterican\(^\circledR\), diámetro exterior 0,8 mm, longitud 120 mm, acero inoxidable al cromo níquel AISI tipo 304, grado B. .Braun Melsungen AG, Melsungen, Alemania) equipado con un cubo de plástico Luer Lock hecho de polipropileno en el extremo proximal y modificado en consecuencia en la punta. Los tubos de agujas se soldaron a guías de ondas, como se muestra en la figura 3b. Las guías de ondas se imprimieron en 3D con acero inoxidable (EOS Stainless Steel 316L en la impresora 3D EOS M 290, 3D Formtech Oy, Jyväskylä, Finlandia) y luego se fijaron mediante un perno M4 a un transductor Langevin. El transductor Langevin constaba de 8 elementos de anillo piezoeléctrico, cargados por dos masas en cada extremo.

La caracterización se realizó para cuatro tipos de puntas de aguja (fotografiadas), una lanceta disponible comercialmente (L) y tres biseles de un solo paso ejesimétricos fabricados (AX1–3), con longitudes de bisel (BL) de 4, 1,2 y 0,5. mm, respectivamente. (a) una vista lateral en primer plano de las puntas de las agujas fabricadas. (b) Vista superior de las cuatro agujas, soldadas a una guía de ondas impresa en 3D, que luego se conectaron a un transductor Langevin mediante un perno M4.

Se fabricaron tres puntas biseladas ejesimétricamente (Fig. 3) (TAs Machine Tools Oy) con longitudes de bisel (BL, como se define en la Fig. 2a) de 4,0, 1,2 y 0,5 mm, correspondientes a ángulos de bisel (BA) de \( \approx\) 2\(^\circ\), 7\(^\circ\) y 18\(^\circ\), respectivamente. Las masas de las guías de ondas y las agujas fueron de 3,4 ± 0,017 g (media ± sd, n = 4) para los biseles L y AX1–3, respectivamente (Quintix\(^\circledR\) 224 Design 2, Sartorius AG, Göttingen, Alemania). Las longitudes totales desde la punta de la aguja hasta el extremo del cubo de plástico fueron 13,7, 13,3, 13,3, 13,3 cm, para los biseles L y AX1-3 en la figura 3b, respectivamente.

Para todas las construcciones de aguja, la longitud desde la punta de la aguja hasta la punta de la guía de ondas (es decir, la región de soldadura) fue de 4,3 cm, y el tubo de la aguja se orientó de modo que los planos biselados miraran hacia arriba (es decir, paralelos al eje y), como en (Figura 2).

Se utilizó un script personalizado en MATLAB (R2019a, The MathWorks Inc., Massachusetts, EE. UU.), que se ejecuta en una computadora (Latitude 7490, Dell Inc., Texas, EE. UU.), para generar un barrido sinusoidal lineal de 25 a 35 kHz. durante 7 s, que se convirtió a una señal analógica a través de un convertidor de digital a analógico (DA) (Analog Discovery 2, Digilent Inc., Washington, EE. UU.). Luego, la señal analógica \(V_0\) (0,5 Vpk-pk) se amplificó utilizando un amplificador de radiofrecuencia (RF) hecho a medida (Mariachi Oy, Turku, Finlandia). El voltaje amplificado incidente \({V_I}\) salió del amplificador de RF con una impedancia de salida de 50 \(\Omega\), al transformador integrado en la construcción de la aguja, que tenía una impedancia de entrada de 50 \(\Omega\). \). Para generar la onda mecánica se utilizó el transductor Langevin (transductor piezoeléctrico tipo sándwich con carga de masa frontal y posterior). El amplificador de RF hecho a medida estaba equipado con un medidor de relación de potencia de onda estacionaria (SWR) de doble canal, que permitió registrar tanto el voltaje \({V_I}\) incidente como el voltaje amplificado reflejado \(V_R\) a través del sistema analógico. -convertidores digitales (AD) (Analog Discovery 2) a una frecuencia de muestreo de 300 kHz. La señal de excitación se moduló en amplitud al principio y al final para evitar que los transitorios de la señal sobrecarguen la entrada del amplificador.

Utilizando un script personalizado implementado en MATLAB, las funciones de respuesta de frecuencia (FRF), es decir, \(\tilde{H}(f)\), se estimaron fuera de línea utilizando una técnica de medición de canal dual sinusoidal de barrido25 (Fig. 4), que suponía una curva lineal. sistema invariante en el tiempo. Además, se aplicó un filtro de paso de banda con una banda de paso entre 20 y 40 kHz para eliminar cualquier frecuencia no deseada de la señal. En referencia a la teoría de la línea de transmisión, \(\tilde{H}(f)\) en este caso era equivalente al coeficiente de reflexión de voltaje, es decir, \(\rho _{V} \equiv {V_R}/{V_I}\)26 . Dado que la impedancia de salida del amplificador \(Z_0\) se hizo coincidir con la impedancia de entrada del transformador incorporado con el transductor, el coeficiente de reflexión de potencia eléctrica \({P_R}/{P_I}\) se redujo a \({V_R}^ 2/{V_I}^2\) es decir, \(|\rho _{V}|^2\). En el caso de que se necesitaran valores absolutos de potencia eléctrica, las potencias incidente \(P_I\) y reflejada \(P_R\) (W) se calcularon tomando la raíz cuadrática media (rms) de los voltajes correspondientes, como eso para una línea de transmisión excitada sinusoidalmente, \(P = {V}^2/(2Z_0)\)26, donde \(Z_0\) era 50 \(\Omega\). La potencia eléctrica transmitida a la carga \(P_T\) (es decir, al medio de inserción) podría calcularse como \(|P_I - P_R |\) (W, rms), y la eficiencia de transferencia de energía (PTE) podría definirse y dado como porcentaje (%), de modo que27:

Luego, los FRF se utilizaron para estimar las frecuencias modales \(f_{1-3}\) (kHz) de la construcción de la aguja y sus correspondientes eficiencias de transferencia de potencia, \(\text {PTE}_{1{-}3} \). El ancho completo en la mitad del máximo (\(\text {FWHM}_{1{-}3}\), Hz) se estimó directamente a partir de \(\text {PTE}_{1{-}3}\) , obtenido a partir de los espectros de frecuencia lineal unilateral en frecuencias modales \(f_{1-3}\) descritas en la Tabla 1.

Método de medición de las funciones de respuesta de frecuencia (FRF) de construcciones de agujas. Se utilizó la medición de doble canal sinusoidal barrido25,38 para obtener funciones de respuesta de frecuencia \(\tilde{H}(f)\) y sus respuestas de impulso H(t). \({\mathcal {F}}\) y \({\mathcal {F}}^{-1}\) denotan una operación de transformada de Fourier digital truncada y su inversa, respectivamente. \(\tilde{G}(f)\) denota la multiplicación de dos señales en el dominio de la frecuencia, por ejemplo, \(\tilde{G}_{XrX}\) significa una multiplicación del barrido inverso \(\tilde{X} r(f)\) y las señales de tensión incidente \(\tilde{X}(f)\), respectivamente.

Como se muestra en la Fig. 5, una cámara de alta velocidad (Phantom V1612, Vision Research Inc., Nueva Jersey, EE. UU.), equipada con una lente macro (MP-E 65 mm, \(f\)/2.8, 1–5\ (\times\), Canon Inc., Tokio, Japón), se utilizó para registrar la desviación de la punta de la aguja sometida a excitación por flexión (frecuencia única, sinusoide continua) en frecuencias de 27,5 a 30 kHz. Para producir gráficos de sombras, se colocó un elemento LED blanco de alta intensidad refrigerado detrás del bisel de la aguja (número de catálogo: 4052899910881, White Led, 3000 K, 4150 lm, Osram Opto Semiconductors GmbH, Regensburg, Alemania).

Vista frontal de la configuración experimental. La profundidad se midió desde la superficie del medio. La construcción de aguja se sujetó y montó en una platina de traslación motorizada. Se utilizó una cámara de alta velocidad con una lente de gran aumento (5\(\times\)) para medir la desviación de la punta del bisel. Todas las dimensiones se dan en mm.

Para cada tipo de bisel de aguja, grabamos 300 fotogramas de cámara de alta velocidad, que miden 128 \(\times\) 128 píxeles con una resolución espacial de 1/180 mm (\(\approx\) 5 µm) por píxel y una resolución temporal de 310.000 fotogramas por segundo. Como se describe en la Fig. 6, cada cuadro (1) se recortó (2) de modo que la punta de la aguja se ubicara en la última fila (inferior) del cuadro, luego se calculó el histograma de la imagen (3), de modo que los umbrales de Canny 1 y 2 podrían determinarse. Luego se aplicó la detección de bordes Canny28 con un operador de Sobel 3 \(\times\) 3 (4), y se calculó la ubicación para un píxel de borde biselado libre de cavitación (marcado \(\mathbf {\times }\)) para los 300 pasos de tiempo. Para determinar la deflexión de pico a pico en la punta, se calculó la derivada (usando un algoritmo de diferencia central) (6) y se identificaron los marcos que contienen los extremos locales (es decir, picos) de deflexión (7). Después de una inspección visual para detectar bordes libres de cavitación, se eligió un par de marcos (o dos marcos separados por la mitad del período de tiempo) (7) y se midió la deflexión en la punta (marcada \(\mathbf {\times } \)). Lo anterior se implementó en Python (v3.8, Python Software Foundation, python.org), utilizando el algoritmo de detección de bordes Canny de OpenCV (v4.5.1, Open Source Computer Vision Library, opencv.org). Finalmente, la relación deflexión-potencia (DPR, µm/W) se calculó como la relación de la deflexión pico a pico sobre la potencia eléctrica transmitida \(P_T\) (W, rms).

La desviación de la punta de la aguja se midió utilizando una secuencia de fotogramas capturados con una cámara de alta velocidad a 310 kHz, utilizando un algoritmo de 7 pasos (1–7), que implica recorte (1–2), detección de bordes Canny (3–4), cálculo de la ubicación del píxel del borde (5) y su derivada temporal (6), y finalmente midiendo la desviación de pico a pico en la punta de un par de cuadros inspeccionados visualmente (7).

Las mediciones se realizaron en aire (22,4–22,9 °C), agua desionizada (20,8–21,5 °C) y gelatina balística acuosa al 10 % (p/v) (19,7–23,0 °C, \(\text {Honeywell}^{ \text {TM}}\) \(\text {Fluka}^{\text {TM}}\) Gelatina de huesos de bovino y porcino, para análisis balístico tipo I, Honeywell International Inc., Carolina del Norte, EE.UU.). La temperatura se midió utilizando un amplificador de termopar tipo K (AD595, Analog Devices Inc., Massachusetts, EE. UU.), acoplado con un termopar tipo K (Fluke 80PK-1 Bead Probe no. 3648 tipo K, Fluke Corporation, Washington, EE. UU. ). La profundidad se midió desde la superficie del medio (establecida como el origen del eje z), utilizando una platina de traslación motorizada del eje z vertical (8MT50-100BS1-XYZ, Standa Ltd., Vilnius, Lituania) con una resolución de 5 µm por paso. .

Dado que el tamaño de la muestra era pequeño (n = 5) y no se podía asumir la normalidad, se utilizó una prueba de suma de rangos de Wilcoxon de dos caras y dos muestras (R, v4.0.3, R Foundation for Statistical Computing, r-project .org), para comparar las magnitudes de desviación de la punta de los diferentes biseles de las agujas. Se realizaron 3 comparaciones para cada bisel, por lo que se aplicó una corrección de Bonferroni y el nivel de significancia ajustado fue 0,017, con una tasa de error del 5%.

Lo siguiente se refiere a la Fig. 7. A 29,75 kHz, la media longitud de onda de flexión (\(\lambda _y/2\)) para el tubo de aguja de calibre 21 fue \(\approx\) 8 mm. La longitud de onda de flexión disminuyó a lo largo del bisel al acercarse a la punta. En la punta, \(\lambda _y/2\) era \(\approx\) 3, 1 y 7 mm para la lanceta convencional (a), la asimétrica (b) y la axisimétrica (c). biseles escalonados, respectivamente. En consecuencia, esto significó que el rango de variación fue \(\aprox\) 5 mm para la lanceta (debido a que los dos planos de la lanceta generan una única punta afilada29,30), 7 mm para el bisel asimétrico y 1 mm para el bisel. Bisel ejesimétrico (donde el centro de gravedad se mantuvo constante, por lo que efectivamente solo el espesor de la pared del tubo variaba a lo largo del bisel).

Estudios FEM a 29,75 kHz y aplicación de la Ec. (1) en el cálculo de la variación de la media longitud de onda de flexión (\(\lambda _y/2\)) para las geometrías de bisel de lanceta (a), asimétrica (b) y ejesimétrica (c) (como se introduce en Figuras 1a,b,c). La media \(\lambda _y/2\) fue de 5,65, 5,17 y 7,52 mm para los biseles de lanceta, asimétrico y axisimétrico, respectivamente. Tenga en cuenta que el grosor de la punta de los biseles asimétricos y simétricos se limitó a \(\aprox\) 50 µm.

Los picos de movilidad \(|\tilde{Y}_{v_yF_y}|\) indicaron combinaciones óptimas de longitud del tubo (TL) y longitud del bisel (BL) (Figs. 8, 9). Para la lanceta convencional, dado que sus dimensiones eran fijas, el TL óptimo fue \(\aprox\) 29,1 mm (Fig. 8). Para los biseles asimétricos y simétricos (Fig. 9a, b, respectivamente), los estudios FEM incluyeron BL de 1 a 7 mm, por lo que los TL óptimos variaron de 26,9 a 28,7 mm (rango 1,8 mm) y de 27,9 a 29,2 mm ( rango 1,3 mm), respectivamente. Para el bisel asimétrico (Fig. 9a), los TL óptimos aumentaron linealmente alcanzando una meseta en un BL de 4 mm, luego disminuyeron abruptamente de BL de 5 a 7 mm. Para el bisel simétrico del eje (Fig. 9b), los TL óptimos aumentaron linealmente con los BL más largos y, finalmente, se estabilizaron en un BL de \(\approx\) 6 a 7 mm. Un estudio ampliado del bisel simétrico del eje (Fig. 9c) mostró otro conjunto de TL óptimos en \(\approx\) 35,1–37,1 mm. Los dos conjuntos de TL óptimos estaban separados por una distancia de \(\approx\) 8 mm (equivalente a \(\lambda _y/2\)), para todos los BL.

La movilidad de transferencia de la lanceta a 29,75 kHz. El tubo de la aguja se excitó en flexión a 29,75 kHz y la vibración se midió en la punta y se presentó como la magnitud de la movilidad mecánica de transferencia (dB con respecto al máximo), para TL de 26,5 a 29,5 mm (tamaño de paso de 0,1 mm).

Los estudios paramétricos FEM a 29,75 kHz revelaron que la movilidad de transferencia para la punta ejesimétrica estaba menos influenciada por el cambio en la longitud del tubo que su contraparte asimétrica. Estudios de longitud de bisel (BL) versus longitud de tubo (TL) para geometrías de bisel asimétricas (a) y simétricas de eje (b, c), en un estudio en el dominio de la frecuencia que emplea FEM (condiciones de límite como en la Fig. 2). (a, b) El rango de TL fue de 26,5 a 29,5 mm (tamaño de paso de 0,1 mm) y los BL de 1 a 7 mm (tamaño de paso de 0,5 mm). (c) Un estudio de bisel simétrico axialmente extendido incluyó TL de 25 a 40 mm (tamaño de paso de 0,05 mm) y BL de 0,1 a 7 mm (tamaño de paso de 0,1 mm), lo que reveló la relación \(\lambda _y/2\) necesaria para satisfacer la condición de frontera de libre movimiento en la punta.

La construcción de la aguja exhibió tres frecuencias naturales \(f_{1-3}\), que se clasificaron en regiones modales baja, media y alta, como se resume en la Tabla 1. Las magnitudes de PTE se registraron como en la Fig. 10, y luego analizado en la Fig. 11. A continuación se ofrece una descripción general de los hallazgos para cada región modal:

Magnitudes registradas típicas de la eficiencia de transferencia de potencia instantánea (PTE) obtenidas mediante excitación sinusoidal barrida, para la lanceta (L) y los biseles ejesimétricos AX1–3, en aire, agua y gelatina, a una profundidad de 20 mm. Se muestran espectros unilaterales. Los FRF medidos (frecuencia de muestreo de 300 kHz) se filtraron de paso bajo y luego se redujeron en un factor de 200, con el fin de realizar un análisis modal. La relación señal-ruido fue \(\le\) 45 dB. La fase (línea púrpura discontinua) de PTE se muestra en grados (\(^{\circ }\)).

Análisis de las respuestas modales que se muestran en la Fig. 10 (media ± sd, n = 5), para los biseles L y AX1–3, en aire, agua y gelatina al 10% (profundidad 20 mm), con (arriba) tres regiones modales ( baja, media y alta), y sus correspondientes frecuencias modales \(f_{1-3}\) (kHz), eficiencia energética (media) \(\text {PTE}_{1{-}3}\) calculada utilizando Ec. (4) y (abajo) el ancho completo a la mitad de las medidas máximas \(\text {FWHM}_{1{-}3}\) (Hz), respectivamente. Tenga en cuenta que se omitió la medición del ancho de banda cuando se registró un PTE bajo, es decir, en el caso del bisel AX2, \(\text {FWHM}_{1}\). Se consideró que el modo \(f_2\) era el más apropiado para comparar la deflexión de los biseles, ya que exhibía los niveles más altos de eficiencia de transferencia de potencia (\(\text {PTE}_{2}\)), que eran tan altos como 99%.

Primera región modal: \(f_1\) no varió mucho según el tipo de medio de inserción, pero varió según la geometría del bisel cambiante. \(f_1\) disminuyó al disminuir la longitud del bisel (27,1, 26,2 y 25,9 kHz para AX1–3, en el aire, respectivamente). Los promedios regionales de \(\text {PTE}_{1}\) y \(\text {FWHM}_{1}\) fueron \(\approx\) 81% y 230 Hz, respectivamente. \(\text {FWHM}_{1}\) fue más alto en gelatina para The Lancet (L, 473 Hz). Tenga en cuenta que no fue posible estimar \(\text {FWHM}_{1}\) para AX2 en gelatina, debido a las bajas magnitudes registradas de FRF.

Segunda región modal: \(f_2\) varía según el tipo de medio de inserción y bisel. En aire, agua y gelatina, los promedios de \(f_2\) fueron 29,1, 27,9 y 28,5 kHz, respectivamente. Esta región modal también exhibió una PTE de hasta 99 %, que fue la más alta entre todos los grupos de medición, con un promedio regional de 84 %. El promedio de la región de \(\text {FWHM}_{2}\) fue \(\approx\) 910 Hz.

Tercera región modal: las frecuencias \(f_3\) variaron según el tipo de medio de inserción y el bisel. En aire, agua y gelatina, los valores promedio de \(f_3\) fueron 32,0, 31,0 y 31,3 kHz, respectivamente. El promedio regional de \(\text {PTE}_{3}\) fue \(\approx\) 74%, que fue el más bajo entre todas las regiones. El promedio regional de \(\text {FWHM}_{3}\) fue \(\approx\) 1085 Hz, que fue más alto que la primera y segunda regiones.

Lo siguiente se refiere a la Fig. 12 y la Tabla 2. La lanceta (L) se desvió más (con gran importancia para todas las puntas, \(p<\) 0,017) tanto en aire como en agua (Fig. 12a), logrando el DPR más alto. (hasta 220 µm/W en aire). En el aire, AX1, que tenía un BL más alto, se desvió más que AX2–3 (con significancia, \(p<\) 0.017), mientras que AX3 (que tenía un BL más bajo) se desvió más que AX2 con un DPR de 190 µm/W. En agua a 20 mm, no se encontraron diferencias significativas (\(p>\) 0,017) en la deflexión y el PTE para AX1–3. Los niveles de PTE fueron en general más altos en el agua (90,2–98,4%) que en el aire (56–77,5%) (Fig. 12c), observando que los eventos de cavitación estuvieron claramente presentes en el agua durante la experimentación (Fig. 13, ver también Información complementaria).

Las magnitudes de deflexión por flexión medidas de la punta de la aguja (media ± sd, n = 5) de los biseles L y AX1–3 en aire y agua (20 mm de profundidad) revelaron los efectos del cambio de la geometría del bisel. Las mediciones se obtuvieron utilizando excitación sinusoide continua de frecuencia única. (a) Deflexión de pico a pico (\(u_y\vec {j}\)) en el punto de punta, medida en (b) sus respectivas frecuencias modales \(f_2\). (c) La eficiencia de transferencia de energía eléctrica (PTE, rms,%) como en la ecuación. (4), y (d) la relación deflexión-potencia (DPR, µm/W), que se calculó como la relación de la deflexión pico a pico sobre la potencia eléctrica transmitida \(P_T\) (W, habitaciones).

Gráficos de sombra típicos de cámaras de alta velocidad que muestran la desviación de la punta de pico a pico (líneas discontinuas verdes y rojas) para la lanceta (L) y las puntas ejesimétricas (AX1–3), en agua (profundidad 20 mm), durante una mitad -ciclo, a frecuencia de excitación \(f_2\) (frecuencia de muestreo 310 kHz). Las imágenes capturadas en escala de grises midieron 128 × 128 píxeles y el tamaño de píxel fue \(\approx\) 5 µm. Puede encontrar un vídeo en Información complementaria.

En resumen, modelamos el cambio de la longitud de onda de flexión (Fig. 7) y calculamos la movilidad mecánica de transferencia para una combinación de longitudes de tubo y bisel (Figs. 8, 9), para una lanceta convencional, asimétrica y axial. Geometrías de bisel simétricas. Con base en esto último, estimamos una distancia óptima de 43 mm (o \(\approx\) 2,75\(\lambda _y\) a 29,75 kHz) desde la punta hasta la región de soldadura, como se ilustra en la Fig. 5, y fabricamos en consecuencia tres biseles axisimétricos con diferentes longitudes de bisel. Luego caracterizamos su comportamiento de frecuencia en comparación con la lanceta convencional, en aire, agua y gelatina balística al 10% (p/v) (Figs. 10, 11), e identificamos el modo más apropiado para comparar la deflexión de los biseles. Finalmente, medimos la deflexión de la onda de flexión en la punta de la aguja en el aire y a 20 mm de profundidad en el agua, y cuantificamos la eficiencia de transferencia de energía eléctrica al medio de inserción (PTE, %) y la relación deflexión a potencia (DPR, µm). /W) para cada tipo de bisel (Fig. 12).

Los resultados muestran que la geometría del bisel de la aguja afecta la amplitud de deflexión en la punta de la aguja. La lanceta logró la mayor deflexión, así como el mayor DPR, en comparación con los biseles ejesimétricos, que en promedio se desviaron menos (Fig. 12). El bisel ejesimétrico de 4 mm (AX1), que tiene la longitud de bisel más larga, logró la mayor deflexión estadísticamente significativa en el aire (\(p < 0,017\), Tabla 2), en comparación con otras agujas ejesimétricas (AX2–3), pero no se observaron diferencias significativas cuando la aguja se colocó en agua. Por lo tanto, en términos de la deflexión máxima en la punta, no hubo un beneficio claro de tener longitudes de bisel más largas. Teniendo esto en cuenta, los resultados sugieren que las geometrías de bisel investigadas en este estudio tienen un mayor efecto sobre las amplitudes de deflexión que la longitud del bisel. Esto puede estar asociado con la rigidez a la flexión, dependiendo, por ejemplo, del espesor total del material que se dobla a la flexión y de la estructura de la aguja.

En los estudios experimentales, la magnitud de las ondas de flexión reflejadas se vio afectada por las condiciones límite en la punta de la aguja. Cuando se insertó la punta de la aguja en agua y gelatina, el promedio de \(\text {PTE}_{2}\) fue \(\approx\) 95 %, en comparación con un promedio de 73 % y 77 % para \ (\text {PTE}_{1}\) y \(\text {PTE}_{3}\), respectivamente (Fig. 11). Esto sugirió que la mayor transmisión de energía acústica al medio de inclusión, es decir, agua o gelatina, se produjo en \(f_2\). Se observó un comportamiento similar en un estudio previo31 con una construcción de dispositivo más simple a 41–43 kHz, donde los autores mostraron el coeficiente de reflexión de voltaje relacionado con el módulo mecánico del medio de inserción. La profundidad de penetración32 y las propiedades mecánicas del tejido proporcionan una carga mecánica sobre la aguja y, por lo tanto, se espera que afecten el comportamiento resonante de USeFNAB. Por lo tanto, podrían utilizarse algoritmos de seguimiento de resonancia, por ejemplo 17,18,33, para optimizar la potencia acústica entregada a través de la aguja.

El estudio de simulación de longitudes de onda de flexión (Fig. 7) reveló que los biseles simétricos tenían una mayor rigidez estructural en la punta (es decir, mayor rigidez a la flexión) que los biseles de lanceta y asimétricos. Deducido de (1), y utilizando la relación velocidad-frecuencia conocida, estimamos que las rigideces a la flexión en la punta son \(\approx\) 200, 20 y 1500 MPa para la lanceta, asimétrica y axialmente simétrica. biseles, respectivamente. Esto correspondió a \(\lambda _y\) de \(\approx\) 5,3, 1,7 y 14,2 mm a 29,75 kHz, respectivamente (Fig. 7a-c). Teniendo en cuenta la seguridad clínica durante los procedimientos USeFNAB, es necesario evaluar la influencia de la geometría en la rigidez estructural34 del bisel.

El estudio paramétrico de bisel versus longitud del tubo (Fig. 9) reveló que el rango de TL óptimos era mayor para el bisel asimétrico (1,8 mm) que para el bisel simétrico axial (1,3 mm). Además, las movilidades se estabilizaron en \(\\approx\) 4 a 4,5 mm y en 6 a 7 mm, para biseles asimétricos y axialmente simétricos, respectivamente (Fig. 9a,b). La relevancia práctica de este hallazgo se traduce en tolerancias de fabricación; por ejemplo, un rango más bajo de TL óptimos puede significar que se requiere una mayor precisión para las longitudes. Mientras tanto, las mesetas en la movilidad proporcionan una mayor tolerancia para seleccionar longitudes de bisel a una frecuencia determinada, sin afectar significativamente la movilidad.

El estudio incluyó las siguientes limitaciones. Medir la deflexión de la aguja directamente mediante detección de bordes e imágenes de alta velocidad (Fig. 12) significaba que estábamos limitados a medios ópticamente transparentes como el aire y el agua. También nos gustaría señalar que no utilizamos experimentos para validar las movilidades de transferencia modeladas, o viceversa, sino que se utilizaron estudios FEM para determinar las longitudes óptimas para la fabricación de las agujas. En términos de limitaciones prácticas, la longitud desde la punta hasta el centro de la aguja era \(\aprox\) 0,4 cm más larga para la lanceta que para las otras agujas (AX1-3), consulte la figura 3b. Esto podría haber influido en la respuesta modal del constructo con aguja. Además, la forma y el volumen de la soldadura en la terminación de la guía de ondas y la aguja (ver Fig. 3) pueden haber afectado la impedancia mecánica de la construcción de la aguja, introduciendo incertidumbre en la impedancia mecánica y el comportamiento de flexión.

Para concluir, hemos demostrado experimentalmente que la geometría del bisel afecta las amplitudes de deflexión en USeFNAB. En el caso de que magnitudes de deflexión más altas influyan positivamente en el efecto de la aguja sobre el tejido, por ejemplo, la eficacia del corte posterior a la punción, se puede recomendar el uso de la lanceta convencional en USeFNAB, ya que logró la magnitud de deflexión más alta, manteniendo al mismo tiempo la estructura estructural adecuada. rigidez en la punta. Además, mayores desviaciones de la punta podrían mejorar los bioefectos, por ejemplo, la cavitación, como sugiere un estudio reciente35, que podría ser útil en el desarrollo de aplicaciones para intervenciones quirúrgicas mínimamente invasivas. Teniendo en cuenta que ya se ha demostrado que aumentar la potencia acústica total podría aumentar el rendimiento de la biopsia en USeFNAB13, se necesitan más estudios cuantitativos sobre el rendimiento y la calidad de la muestra para evaluar los beneficios clínicos detallados de las geometrías de las agujas estudiadas.

Los conjuntos de datos producidos durante este estudio están disponibles previa solicitud razonable.

Los códigos utilizados para este estudio están disponibles previa solicitud.

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Se reconoce el apoyo financiero a Business Finland (subvención 5607/31/2018), la Academia de Finlandia (subvenciones 311586, 314286 y 335799) y la Fundación Cultural Finlandesa (subvención personal 00210248). Los autores desean agradecer a Yohann Le Bourlout y al Dr. Gösta Ehnholm por la fabricación y el diseño de las estructuras de aguja, el amplificador de RF y el medidor de ROE. Agradecemos al Dr. Maxime Fauconnier por sus valiosos comentarios y nos gustaría agradecer a todos los miembros del Laboratorio de Ultrasonidos Médicos (MEDUSA) de la Universidad de Aalto (Finlandia) por las esclarecedoras discusiones. Además, los autores desean agradecer a la profesora Kari Santaoja (Universidad Aalto) por las discusiones constructivas.

Laboratorio de Ultrasonidos Médicos (MEDUSA), Departamento de Neurociencia e Ingeniería Biomédica (NBE), Facultad de Ciencias de la Universidad Aalto, 02150, Espoo, Finlandia

Saif Bunni y Heikki J. Nieminen

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HJN ideó el concepto principal, SB diseñó la metodología, realizó experimentos, analizó datos y escribió el manuscrito. HJN contribuyó al diseño del estudio, la interpretación de los datos, la redacción de la discusión, la revisión del manuscrito y la redacción de la carta de respuesta del autor.

Correspondencia a Heikki J. Nieminen.

SB no tiene intereses en competencia. HJN tiene acciones en Swan Cytologics Inc., Toronto, ON, Canadá, y es inventor en las solicitudes de patente WO2018000102A1 y WO2020240084A1.

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Bunni, S., Nieminen, HJ La geometría del bisel de la aguja influye en la magnitud de la desviación de flexión en la biopsia con aguja fina mejorada por ultrasonido. Informe científico 12, 17096 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-20161-3

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Recibido: 07 de marzo de 2022

Aceptado: 09 de septiembre de 2022

Publicado: 12 de octubre de 2022

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

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