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

Jan 30, 2024

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

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Detalles de métricas

Recientemente se ha demostrado que el uso de ultrasonido aumenta el rendimiento de tejido en la biopsia por aspiración con aguja fina mejorada con ultrasonido (USeFNAB) en comparación con la biopsia por aspiración con aguja fina convencional (FNAB). Hasta la fecha, la asociación entre la geometría del bisel y la acción de la punta de la aguja no ha sido ampliamente explorada. En este estudio, estudiamos las características de resonancia de la aguja y la magnitud de la desviación de varias geometrías de bisel de aguja con diferentes longitudes de bisel. Con una lanceta convencional, con un bisel de 3,9 mm de largo, la relación de deflexión a potencia (DPR) de la punta en aire y agua fue de 220 y 105 µm/W, respectivamente. Esto fue mayor en comparación con una punta simétrica al eje, con 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 varios 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 un mayor rendimiento diagnóstico que la lanceta convencional4 y una punta Menghini5. También se han sugerido biseles simétricos al eje (es decir, circunferenciales) para aumentar la probabilidad de una muestra histopatológicamente adecuada6.

Durante una biopsia, la aguja penetra a través de la piel y las capas de tejido para acceder a la patología sospechosa. 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 de tejido más bajas11. Después de que la aguja haya penetrado en la superficie del tejido, es decir, después de la punción, se ha sugerido que las fuerzas de corte de la aguja podrían contribuir hasta en un 75 % de las fuerzas totales de interacción aguja-tejido12. En etapas post-punción, se ha demostrado que la ecografía (US) podría aumentar el rendimiento de la biopsia diagnóstica en tejidos blandos13. Se han desarrollado otros métodos con realce ecográfico de 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 de ultrasonidos16,17,18. Si bien hay muchos estudios sobre las fuerzas estáticas axiales (longitudinales) en la interacción aguja-tejido19,20, ha habido una investigación limitada sobre la dinámica temporal y la geometría del bisel de la aguja en la FNAB mejorada con 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 pospunción, la influencia del medio de inserción en la desviación de la punta de la aguja, para un bisel de aguja convencional (es decir, la lanceta), geometrías de bisel de un solo paso asimétricas y asimétricas (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 tejidos blandos.

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 asimétricas y simétricas. 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 con el fin de identificar las longitudes óptimas apropiadas para la fabricación de prototipos de agujas. Informados por 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), a partir de la cual se se identificó la frecuencia operativa. Finalmente, la deflexión de la onda de flexión en la punta de la aguja se midió directamente en el aire y el agua utilizando imágenes de alta velocidad, y se estimó la potencia eléctrica transmitida y la relación de deflexión a potencia (DPR) al medio de inserción para cada bisel. geometría.

Se definió un tubo de aguja, con una longitud de tubo (TL) y una longitud de bisel (BL), como se ilustra en la Fig. 2a, usando tubería de calibre 21 (diámetro exterior de 0,80 mm, diámetro interior de 0,49 mm, grosor de la pared del tubo de 0,155 mm, pared regular). , como se especifica en ISO 9626:201621), fabricado en 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 (FEM) de condiciones de contorno y aguja. (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 desviación 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 (sin límites) 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) \( c_{EI}\) fue definido22:

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 interesaba 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 aguja en el plano xy.

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

donde \(\vec {\nabla }:= \frac{\parcial }{\parcial x}\vec {i} + \frac{\parcial }{\parcial y}\vec {j} + \frac{\parcial }{\parcial z}\vec {k}\) fue el operador de divergencia del tensor, y \({\underline{\sigma }}\) fue 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 un ángulo de fase \(\phi\) (rad). En nuestro caso, la fuerza volumétrica del cuerpo era cero, y nuestro modelo asumía una 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, adimensional). El tensor de elasticidad isótropo constitutivo de Hooke \(\underline{\underline{C}}\) se definió utilizando el módulo de Young E (\(\text {N/m}^{2}\)) y la relación 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 se definió una magnitud de movilidad mecánica de transferencia (ms−1 N−1) 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 de 0,8 mm, longitud de 120 mm, acero inoxidable al cromo-níquel grado AISI tipo 304, B . Braun Melsungen AG, Melsungen, Alemania) equipado con un conector de plástico Luer Lock de polipropileno en el extremo proximal y modificado en consecuencia en la punta. Los tubos de aguja se soldaron a guías de ondas, como se muestra en la Fig. 3b. Las guías de ondas se imprimieron en 3D con acero inoxidable (EOS acero inoxidable 316L en la impresora 3D EOS M 290, 3D Formtech Oy, Jyväskylä, Finlandia), y luego se sujetaron 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 comercialmente disponible (L) y tres biseles de un solo paso con simetría axial fabricadas (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 unieron a un transductor Langevin a través de un perno M4.

Se fabricaron tres puntas biseladas simétricamente al eje (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 final del cubo de plástico fueron 13,7, 13,3, 13,3, 13,3 cm, para los biseles L y AX1–3 en la Fig. 3b, respectivamente.

Para todas las construcciones de agujas, la longitud desde la punta de la aguja hasta la punta de la guía de ondas (es decir, la región de soldadura) era de 4,3 cm, y el tubo de la aguja estaba orientado 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 en una señal analógica a través de un convertidor de digital a analógico (DA) (Analog Discovery 2, Digilent Inc., Washington, EE. UU.). A continuación, se amplificó la señal analógica \(V_0\) (0,5 Vpk-pk) 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 \(\Omega \). Se usó el transductor Langevin (transductor piezoeléctrico tipo sándwich de carga masiva posterior y frontal) para generar la onda mecánica. El amplificador de RF hecho a la medida estaba equipado con un medidor de relación de potencia de onda estacionaria (SWR) de dos canales, que permitía registrar tanto el \({V_I}\) incidente como los voltajes amplificados reflejados \(V_R\) a través de la señal analógica. -convertidores digitales (AD) (Analog Discovery 2) a una frecuencia de muestreo de 300 kHz. La señal de excitación fue modulada en amplitud al principio y al final para evitar que los transitorios de la señal sobrecarguen la entrada del amplificador.

Usando un script personalizado implementado en MATLAB, las funciones de respuesta de frecuencia (FRF), es decir, \(\tilde{H}(f)\), se estimaron fuera de línea usando una técnica de medición de doble canal de barrido sinusoidal25 (Fig. 4), que asumió una función lineal sistema invariante en el tiempo. Además, se aplicó un filtro de paso de banda que tenía un paso de banda 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 ajustó a la impedancia de entrada del transformador integrado con el transductor, el coeficiente de reflexión de energía 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 cuadrada media (rms) de los voltajes correspondientes, como que 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 potencia (PTE) podría definirse y dado como un porcentaje (%), de modo que27:

Luego, los FRF se usaron para estimar las frecuencias modales \(f_{1-3}\) (kHz) de la construcción de la aguja y sus correspondientes eficiencias de transferencia de energía, \(\text {PTE}_{1{-}3} \). 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 \(f_{1-3}\) descritos 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 de seno 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 truncada digital 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., New 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 flexural (frecuencia única, sinusoide continua) a frecuencias de 27,5–30 kHz. Para producir gráficos de sombras, se colocó un elemento LED blanco enfriado de alta intensidad 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 la aguja se sujetó con abrazaderas y se montó en una plataforma de traducción motorizada. Se usó una cámara de alta velocidad con una lente de gran aumento (5\(\times\)) para medir la desviación de la punta biselada. Todas las dimensiones se dan en mm.

Para cada tipo de bisel de aguja, registramos 300 cuadros 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 de tiempo 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 podría ser determinado. Luego se aplicó la detección de borde Canny28 con un operador 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 desviación de pico a pico en la punta, se calculó la derivada (usando un algoritmo de diferencia central) (6) y se identificaron los marcos que contenían los extremos locales (es decir, los picos) de desviación (7). Después de una inspección visual de los 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 desviación en la punta (marcada como \(\mathbf {\times } \)). 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 a potencia (DPR, µm/W) se calculó como la relación de la desviación pico a pico sobre la potencia eléctrica transmitida \(P_T\) (W, rms).

La desviación de la punta de la aguja se midió mediante una secuencia de fotogramas capturados con una cámara de alta velocidad a 310 kHz, utilizando un algoritmo de 7 pasos (1–7), que incluía recorte (1–2), detección de bordes Canny (3–4), cálculo de ubicación de píxel de borde (5) y su derivada temporal (6), y finalmente midiendo la desviación de pico a pico en la punta de un par de marcos 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 bovinos y porcinos, para análisis balístico tipo I, Honeywell International Inc., North Carolina, USA). La temperatura se midió con un amplificador de termopar tipo K (AD595, Analog Devices Inc., Massachusetts, EE. UU.), junto con un termopar tipo K (Fluke 80PK-1 Bead Probe no. 3648 type-K, Fluke Corporation, Washington, EE. UU. ). La profundidad se midió desde la superficie del medio (establecido 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 colas 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 aguja. Se realizaron 3 comparaciones para cada bisel, por lo que se aplicó una corrección de Bonferroni, y el nivel de significación ajustado fue de 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 era \(\approx\) 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), asimétrica (b) y axisimétrica (c) simple biseles escalonados, respectivamente. En consecuencia, esto significó que el rango de la variación fue de \(\approx\) 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 la lanceta. bisel simétrico al eje (donde el centro de gravedad se mantuvo constante, por lo que efectivamente solo varió el espesor de la pared del tubo a lo largo del bisel).

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

Los picos de movilidad \(|\tilde{Y}_{v_yF_y}|\) indicaron combinaciones óptimas de longitud de tubo (TL) y longitud de bisel (BL) (Figs. 8, 9). Para la lanceta convencional, dado que sus dimensiones eran fijas, la TL óptima fue \(\approx\) 29,1 mm (Fig. 8). Para los biseles asimétricos y axisimétricos (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 de 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 BL más largos y, finalmente, se estabilizaron en 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 flexuralmente 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 en relación con el 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 simétrica del eje 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 al eje (b,c), en un estudio de dominio de frecuencia empleando FEM (condiciones de contorno 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 BL de 1 a 7 mm (tamaño de paso de 0, 5 mm). (c) Un estudio de bisel simétrico axilar 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), que reveló la relación \(\lambda _y/2\) requerida para satisfacer la condición de contorno de movimiento libre en la punta.

La construcción de la aguja exhibió tres frecuencias naturales \(f_{1-3}\), que se clasificaron en regiones modales bajas, medias y altas, 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 típicas registradas de la eficiencia de transferencia de potencia instantánea (PTE) obtenidas mediante excitación de barrido sinusoidal, para la lanceta (L) y biseles simétricos axiales 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 en 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), presentando (arriba) tres regiones modales ( baja, media y alta), y sus correspondientes frecuencias modales \(f_{1-3}\) (kHz), (media) eficiencia energética \(\text {PTE}_{1{-}3}\) calculadas usando ecuación (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 presentaba 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 con el tipo de medio de inserción, pero varió al cambiar la geometría del bisel. \(f_1\) 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 el más alto en gelatina para el 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.

2da región modal: \(f_2\) varió con 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 mostró un PTE de hasta el 99 %, que fue el más alto entre todos los grupos de medición, con un promedio de la región del 84 %. El promedio de la región de \(\text {FWHM}_{2}\) fue \(\approx\) 910 Hz.

3ra región modal: \(f_3\) las frecuencias variaron con 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 de todas las regiones. El promedio de la región de \(\text {FWHM}_{3}\) fue \(\approx\) 1085 Hz, que fue más alto que las regiones 1 y 2.

Lo siguiente se refiere a la Fig. 12 y la Tabla 2. La lanceta (L) se desvió más (con alta importancia para todas las puntas, \(p<\) 0.017) tanto en el aire como en el 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 el 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 deflexión y PTE para AX1–3. Los niveles de PTE fueron en general más altos en el agua (90,2 a 98,4 %) que en el aire (56 a 77,5 %) (Fig. 12c), y se observaron eventos de cavitación claramente presentes en el agua durante la experimentación (Fig. 13, consulte 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 de cambiar la geometría del bisel. Las mediciones se obtuvieron usando excitación sinusoidal continua de frecuencia única. (a) Desviación 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 a potencia (DPR, µm/W), que se calculó como la relación de la desviación pico a pico sobre la potencia eléctrica transmitida \(P_T\) (W, rms).

Gráficos de sombras 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 simétricas del eje (AX1–3), en agua (profundidad de 20 mm), durante una mitad -ciclo, a la frecuencia de excitación \(f_2\) (frecuencia de muestreo 310 kHz). Las imágenes capturadas en escala de grises medían 128 × 128 píxeles y el tamaño de píxel era \(\approx\) 5 µm. Se puede encontrar un video en Información complementaria.

Para resumir, 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 simétricos al eje 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 de 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 desviación en la punta de la aguja. La lanceta logró la desviación más alta, así como el DPR más alto, en comparación con los biseles simétricos al eje, que en promedio se desviaron menos (Fig. 12). El bisel eje-simétrico de 4 mm (AX1) que tiene la longitud de bisel más larga, logró la desviación más alta estadísticamente significativa en el aire (\(p < 0.017\), Tabla 2), en comparación con otras agujas simétricas al eje (AX2-3), pero no se observaron diferencias significativas, cuando la aguja se colocó en agua. Por lo tanto, en términos de la desviación máxima en la punta, no hubo un beneficio claro de tener longitudes de bisel más largas. Considerando esto, los resultados sugieren que las geometrías de bisel investigadas en este estudio tienen un mayor efecto sobre las amplitudes de desviación 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 de contorno 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 sugería que la mayor transmisión de energía acústica al medio de inclusión, es decir, agua o gelatina, se producía en \(f_2\). Se observó un comportamiento similar en un estudio anterior31 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 en 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 suministrada a través de la aguja.

El estudio de simulación de longitudes de onda de flexión (Fig. 7) reveló que el eje simétrico tenía 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 axisimétrica. biseles, respectivamente. Esto correspondía 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 de USeFNAB, es necesario evaluar la influencia de la geometría en la rigidez estructural34 del bisel.

El estudio paramétrico de bisel frente a longitud de tubo (Fig. 9) reveló que el rango de TL óptimos era mayor para el bisel asimétrico (1,8 mm) que para el bisel simétrico axilar (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 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 brindan una mayor tolerancia para seleccionar longitudes de bisel en una frecuencia dada, sin afectar significativamente la movilidad.

El estudio incluyó las siguientes limitaciones. Medir la desviación 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 fue \(\approx\) 0,4 cm más larga para la lanceta que para las otras agujas (AX1–3), véase la Fig. 3b. Esto podría haber influido en la respuesta modal del constructo de aguja. Además, la forma y el volumen de la soldadura en la terminación de la aguja de la guía de ondas (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 mayor magnitud de deflexión, manteniendo al mismo tiempo una estructura adecuada. rigidez en la punta. Además, mayores desviaciones de la punta podrían mejorar los efectos biológicos, 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 aguja estudiadas.

Los conjuntos de datos producidos durante este estudio están disponibles a pedido razonable.

Los códigos utilizados para este estudio están disponibles previa solicitud.

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Business Finland (subvención 5607/31/2018), la Academia de Finlandia (subvenciones 311586, 314286 y 335799) y la Fundación Cultural Finlandesa (subvención personal 00210248) reciben reconocimiento por su apoyo financiero. Los autores desean agradecer a Yohann Le Bourlout y al Dr. Gösta Ehnholm por la fabricación y el diseño de estructuras de aguja, amplificador de RF y 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 interesantes discusiones. Además, los autores desean agradecer a la profesora principal 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 contrapuestos. 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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Reimpresiones y permisos

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

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Recibido: 07 marzo 2022

Aceptado: 09 septiembre 2022

Publicado: 12 de octubre de 2022

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

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