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La géométrie du biseau de l'aiguille influence l'amplitude de la déviation de flexion dans les ultrasons

Jan 30, 2024

Rapports scientifiques volume 12, Numéro d'article : 17096 (2022) Citer cet article

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Il a été récemment démontré que l'utilisation des ultrasons augmente le rendement tissulaire dans la biopsie par aspiration à l'aiguille fine assistée par ultrasons (USeFNAB) par rapport à la biopsie par aspiration à l'aiguille fine conventionnelle (FNAB). À ce jour, l'association entre la géométrie du biseau et l'action de la pointe de l'aiguille n'a pas été largement explorée. Dans cette étude, nous avons étudié les caractéristiques de résonance de l'aiguille et l'amplitude de déviation de diverses géométries de biseau d'aiguille avec différentes longueurs de biseau. Avec une lancette conventionnelle, ayant un biseau de 3,9 mm de long, le rapport déviation de la pointe sur puissance (DPR) dans l'air et l'eau était de 220 et 105 µm/W, respectivement. C'était plus élevé par rapport à une pointe axisymétrique, ayant une longueur de biseau de 4 mm, qui atteignait un DPR de 180 et 80 µm/W dans l'air et l'eau, respectivement. Cette étude a souligné l'importance de la relation entre la rigidité en flexion de la géométrie du biseau dans le contexte de divers supports d'insertion et, par conséquent, pourrait fournir une compréhension des approches pour contrôler l'action de coupe post-perforation en modifiant la géométrie du biseau de l'aiguille, essentielle pour l'application USeFNAB.

La biopsie par aspiration à l'aiguille fine (FNAB) est une méthode utilisant des aiguilles pour obtenir un échantillon de tissu d'une pathologie suspectée1,2,3. Il a été démontré que les embouts de type Franseen obtiennent un meilleur rendement diagnostique qu'une lancette classique4, et qu'un embout Menghini5. Des biseaux axisymétriques (c'est-à-dire circonférentiels) ont également été suggérés pour augmenter la probabilité d'un échantillon histopathologiquement adéquat6.

Lors d'une biopsie, l'aiguille est pénétrée à travers la peau et les couches de tissu pour accéder à la pathologie suspectée. Des études récentes suggèrent que l'actionnement par ultrasons pourrait réduire les forces de ponction requises dans les tissus mous7,8,9,10. Il a été démontré que la géométrie du biseau de l'aiguille influence les forces d'interaction de l'aiguille, par exemple, il a été démontré que des longueurs de biseau plus longues présentent des forces de perforation tissulaire inférieures11. Une fois que l'aiguille a pénétré la surface des tissus, c'est-à-dire après la ponction, il a été suggéré que les forces de coupe de l'aiguille pourraient contribuer jusqu'à 75 % des forces totales d'interaction aiguille-tissu12. Aux stades post-ponction, il a été démontré que l'échographie (US) pouvait augmenter le rendement de la biopsie diagnostique dans les tissus mous13. D'autres méthodes avec amélioration par échographie de la biopsie osseuse ont été développées pour l'échantillonnage des tissus durs14,15, mais aucun résultat sur l'amélioration du rendement de la biopsie n'a été rapporté. Il a également été établi dans de multiples études que le déplacement mécanique augmente avec l'augmentation de la tension de commande des ultrasons16,17,18. Bien qu'il existe de nombreuses études concernant les forces statiques axiales (longitudinales) dans l'interaction aiguille-tissu19,20, il y a eu peu de recherches sur la dynamique temporelle et la géométrie du biseau de l'aiguille dans le FNAB amélioré par ultrasons (USeFNAB).

Le but de cette étude était d'étudier le rôle de différentes géométries de biseau sur l'action de la pointe de l'aiguille, dans une aiguille actionnée en flexion à une fréquence ultrasonique. Plus précisément, nous avons étudié en post-ponction, l'influence du milieu d'insertion sur la déviation de la pointe de l'aiguille, pour un biseau d'aiguille conventionnel (c'est-à-dire la lancette), des géométries de biseau à une étape axi-symétrique et a-symétrique (Fig. 1). Comprendre comment l'action de la pointe de l'aiguille est contrôlée pourrait être bénéfique dans le développement d'aiguilles USeFNAB à des fins différentes, telles que l'obtention sélective d'une aspiration ou de noyaux de tissus mous.

Différentes géométries de biseau incluses dans cette étude. (a) Lancette avec spécifications conformes à la norme ISO 7864:201636, où \(\alpha\) était l'angle de biseau principal, \(\theta\) était l'angle de rotation du biseau secondaire et \(\phi\) était l'angle de biseau secondaire, lorsqu'il était tourné, mesuré en degrés (\(^\circ\)). (b) chanfrein linéaire a-symétrique en une seule étape (appelé "standard" dans la norme DIN 13097:201937), et (c) biseau linéaire axi-symétrique (circonférentiel) en une seule étape.

Notre approche consistait d'abord à modéliser le changement de longueur d'onde de flexion le long du biseau, pour une lancette conventionnelle, des géométries de biseau à une étape axi-symétrique et a-symétrique. Nous avons ensuite calculé une étude paramétrique, pour étudier l'effet du biseau et de la longueur du tube sur la mobilité mécanique de transfert. Ceci a été réalisé afin d'identifier les longueurs optimales appropriées pour la fabrication d'aiguilles prototypes. Informés par les simulations, des aiguilles prototypes ont été fabriquées et leur comportement résonant a été caractérisé expérimentalement, en mesurant les coefficients de réflexion de tension et en calculant l'efficacité du transfert de puissance, dans l'air, l'eau et la gélatine balistique à 10 % (p/v), à partir de laquelle une fréquence opérationnelle a été identifiée. Enfin, la déviation de l'onde de flexion à la pointe de l'aiguille a été directement mesurée dans l'air et l'eau à l'aide d'une imagerie à grande vitesse, et la puissance électrique transmise et le rapport déviation/puissance (DPR) au milieu d'insertion ont été estimés pour chaque géométrie de biseau.

Un tube à aiguille a été défini, ayant une longueur de tube (TL) et une longueur de biseau (BL), comme illustré à la Fig. 2a, en utilisant un tube de calibre 21 (diamètre extérieur de 0,80 mm, diamètre intérieur de 0,49 mm, épaisseur de paroi de tube de 0,155 mm, paroi régulière, comme spécifié dans la norme ISO 9626:201621), en acier inoxydable de nuance 316 (module de Young 205 \(\text {GN/m}^{2}\), densité 8 070 kg/m\(^{3}\) et coefficient de Poisson 0,275).

Définition de la longueur d'onde de flexion et configuration du modèle d'éléments finis (FEM) des conditions d'aiguille et aux limites. (a) Définition de la longueur du biseau (BL) et de la longueur du tube (TL). (b) Un modèle d'éléments finis (FEM) tridimensionnel (3D) a employé une force ponctuelle harmonique \(\tilde{F}_y\vec {j}\) pour exciter le tube d'aiguille à l'extrémité proximale, une déviation et une vitesse ponctuelles (\(\tilde{u}_y\vec {j}\), \(\tilde{v}_y\vec {j}\)) ont été mesurées à la pointe pour permettre un calcul de la mobilité mécanique de transfert. \(\lambda _y\) a été définie comme la longueur d'onde de flexion associée à la force verticale \(\tilde{F}_y\vec {j}\). (c) Définitions du centre de gravité, de l'aire de la section transversale A et des moments d'inertie \(I_{xx}\) et \(I_{yy}\), autour des axes x et y, respectivement.

Comme illustré sur les Fig. 2b, c, pour un faisceau infini (illimité) avec une section transversale A, et en supposant une grande longueur d'onde par rapport à la dimension de la section transversale du faisceau, la vitesse de phase de flexion (ou de flexion) \(c_{EI}\) a été définie22 :

où E était le module de Young (\(\text {N/m}^{2}\)), \(\omega _0 = 2\pi f_0\) était la fréquence angulaire d'excitation (rad/s), où \(f_0\) était la fréquence linéaire (1/s ou Hz), I était le moment d'inertie de la zone \((\text {m}^{4})\) autour de l'axe d'intérêt, et \(m'=\rho _0 A\) était le masse par unité de longueur (kg/m), où \(\rho _0\) était la densité \((\text {kg/m}^{3})\), et A était l'aire de la section transversale (plan xy) de la poutre (\(\text {m}^{2}\)). Étant donné que la force appliquée dans notre cas était parallèle à l'axe vertical des y, c'est-à-dire \(\tilde{F}_y\vec {j}\), nous n'étions concernés que par le moment d'inertie autour de l'axe horizontal des x, c'est-à-dire \(I_{xx}\), d'où :

où \(y_{CG}\) est la coordonnée y du centre de gravité du tube de l'aiguille dans le plan xy.

Pour le modèle d'éléments finis (FEM), un déplacement purement harmonique (m) a été supposé, donc l'accélération (\(\text {m/s}^{2}\)) a été exprimée comme \(\partial ^2 \vec {u}/\partial t^2 = -\omega ^2\vec {u}\), tel que \(\vec {u}(x, y, z, t) := u_x\vec {i} + u_y\ve c {j}+ u_z\vec {k}\) était un vecteur de déplacement tridimensionnel défini dans les coordonnées spatiales. En remplaçant cette dernière, la loi d'équilibre de la quantité de mouvement sous sa forme lagrangienne pour déformation finie23, a été donnée selon son implémentation dans le logiciel COMSOL Multiphysics (version 5.4–5.5, COMSOL Inc., Massachusetts, USA), comme suit :

où \(\vec {\nabla } := \frac{\partial }{\partial x}\vec {i} + \frac{\partial }{\partial y}\vec {j} + \frac{\partial }{\partial z}\vec {k}\) était l'opérateur de divergence du tenseur, et \({\underline{\sigma }}\) était le deuxième tenseur de contrainte de Piola-Kirchhoff (de second ordre , \(\text {N/m}^{2}\)), et \(\vec {F_V} := F_{V_x}\vec {i}+ F_{V_y}\vec {j}+ F_{V_z}\vec {k}\) était le vecteur de force volumétrique par volume déformé (\(\text {N/m}^{3}\)), et \(e^{j\phi }\) était la phase de la force volumétrique ayant un angle de phase \(\phi\) (rad). Dans notre cas, la force corporelle volumétrique était nulle et notre modèle supposait une linéarité géométrique et une petite déformation purement élastique, c'est-à-dire \({\underline{\varepsilon }}^{el} = {\underline{\varepsilon }}\), où \({\underline{\varepsilon }}^{el}\) et \({\underline{\varepsilon }}\) étaient respectivement les déformations élastiques et totales (de second ordre, sans dimension). Le tenseur d'élasticité isotrope constitutif de Hooke \(\underline{\underline{C}}\) a été défini à l'aide du module d'Young E (\(\text {N/m}^{2}\)) et du coefficient de Poisson v, de sorte que \(\underline{\underline{C}} :=\underline{\underline{C}}(E,v)\) (du quatrième ordre). Par conséquent, le calcul de la contrainte devient \({\underline{\sigma }} := \underline{\underline{C}} :{\underline{\varepsilon }}\).

Le calcul a été effectué avec des éléments tétraédriques à 10 nœuds avec une taille d'élément de \(\le\) 8 µm. L'aiguille a été simulée dans le vide et une amplitude de mobilité mécanique de transfert (ms−1 N−1) a été définie comme \(|\tilde{Y}_{v_yF_y}|= |\tilde{v}_y\vec {j}|/|\tilde{F}_y\vec {j}|\)24, où \(\tilde{v}_y\vec {j}\) était la vitesse complexe de sortie à la pointe, et \( \tilde{F}_y\vec {j}\) était la force motrice complexe située à l'extrémité proximale du tube, comme illustré à la Fig. 2b. La mobilité mécanique de transfert a été exprimée en décibels (dB), en utilisant le maximum comme référence, soit \(20\log _{10} (|\tilde{Y}|/ |\tilde{Y}_{max}|)\). Toutes les études FEM ont été menées à 29,75 kHz.

Les constructions d'aiguille (Fig. 3) consistaient en une aiguille hypodermique conventionnelle de calibre 21 (numéro de catalogue : 4665643, Sterican\(^\circledR\), diamètre extérieur 0,8 mm, longueur 120 mm, acier inoxydable au chrome-nickel AISI type 304, B. Braun Melsungen AG, Melsungen, Allemagne) équipée d'un moyeu en plastique Luer Lock en polypropylène à l'extrémité proximale, et modifié en conséquence à l'extrémité. Les tubes à aiguilles ont été soudés aux guides d'ondes, comme le montre la figure 3b. Les guides d'ondes ont été imprimés en 3D avec de l'acier inoxydable (EOS Stainless Steel 316L dans l'imprimante 3D EOS M 290, 3D Formtech Oy, Jyväskylä, Finlande), puis fixés via un boulon M4 à un transducteur Langevin. Le transducteur Langevin se composait de 8 éléments annulaires piézo, chargés par deux masses à chaque extrémité.

La caractérisation a été effectuée pour quatre types de pointes d'aiguille (photographiés), une lancette disponible dans le commerce (L) et trois biseaux à une seule étape axi-symétriques fabriqués (AX1–3), avec des longueurs de biseau (BL) de 4, 1,2 et 0,5 mm, respectivement. (a) une vue latérale rapprochée des pointes d'aiguille fabriquées. (b) Vue de dessus des quatre aiguilles, soudées à un guide d'ondes imprimé en 3D, qui ont ensuite été fixées à un transducteur Langevin via un boulon M4.

Trois pointes biseautées axi-symétriquement ont été fabriquées (Fig. 3) (TAs Machine Tools Oy) avec des longueurs de biseau (BL, telles que définies à la Fig. 2a) de 4,0, 1,2 et 0,5 mm, correspondant à des angles de biseau (BA) de \(\environ\) 2\(^\circ\), 7\(^\circ\) et 18\(^\circ\), respectivement. Les masses des guides d'ondes et des aiguilles étaient de 3,4 ± 0,017 g (moyenne ± sd, n = 4) pour les biseaux L et AX1–3, respectivement (Quintix\(^\circledR\) 224 Design 2, Sartorius AG, Göttingen, Allemagne). Les longueurs totales de la pointe de l'aiguille à l'extrémité du moyeu en plastique étaient de 13, 7, 13, 3, 13, 3 et 13, 3 cm, pour les biseaux L et AX1–3 sur la Fig. 3b, respectivement.

Pour toutes les constructions d'aiguille, la longueur de la pointe de l'aiguille à la pointe du guide d'ondes (c'est-à-dire la région de soudure) était de 4,3 cm et le tube d'aiguille était orienté de manière à ce que les plans biseautés soient orientés vers le haut (c'est-à-dire parallèles à l'axe y), comme dans (Fig. 2).

Un script personnalisé dans MATLAB (R2019a, The MathWorks Inc., Massachusetts, USA), exécuté sur un ordinateur (Latitude 7490, Dell Inc., Texas, USA), a été utilisé pour générer un balayage sinusoïdal linéaire de 25 à 35 kHz pour une durée de 7 s, qui a été converti en un signal analogique via un convertisseur numérique-analogique (DA) (Analog Discovery 2, Digilent Inc., Washington, USA). Le signal analogique \(V_0\) (0,5 Vpk-pk) a ensuite été amplifié à l'aide d'un amplificateur de radiofréquence (RF) sur mesure (Mariachi Oy, Turku, Finlande). La tension amplifiée incidente \({V_I}\) était sortie de l'amplificateur RF à une impédance de sortie de 50 \(\Omega\), vers le transformateur intégré à la construction de l'aiguille, qui avait une impédance d'entrée de 50 \(\Omega\). Le transducteur Langevin (transducteur piézoélectrique sandwich à charge de masse arrière et avant) a été utilisé pour générer l'onde mécanique. L'amplificateur RF sur mesure était équipé d'un compteur de rapport de puissance d'onde stationnaire (SWR) à double canal, qui permettait à la fois l'incident \({V_I}\) et les tensions amplifiées réfléchies \(V_R\) d'être enregistrées via les convertisseurs analogique-numérique (AD) (Analog Discovery 2) à une fréquence d'échantillonnage de 300 kHz. Le signal d'excitation a été modulé en amplitude au début et à la fin pour éviter que les transitoires de signal ne surchargent l'entrée de l'amplificateur.

À l'aide d'un script personnalisé implémenté dans MATLAB, les fonctions de réponse en fréquence (FRF), c'est-à-dire \(\tilde{H}(f)\), ont été estimées hors ligne à l'aide d'une technique de mesure à double canal sinusoïdal balayé25 (Fig. 4), qui supposait un système linéaire invariant dans le temps. De plus, un filtre passe-bande ayant une bande passante comprise entre 20 et 40 kHz a été appliqué pour supprimer toutes les fréquences indésirables du signal. En référence à la théorie des lignes de transmission, \(\tilde{H}(f)\) dans ce cas était équivalent au coefficient de réflexion de tension, c'est-à-dire \(\rho _{V} \equiv {V_R}/{V_I}\)26. Étant donné que l'impédance de sortie de l'amplificateur \(Z_0\) était adaptée à l'impédance d'entrée du transformateur intégré au transducteur, le coefficient de réflexion de puissance électrique \({P_R}/{P_I}\) a été réduit à \({V_R}^2/{V_I}^2\) c'est-à-dire \(|\rho _{V}|^2\). Dans le cas où des valeurs absolues de puissance électrique étaient nécessaires, les puissances incidente \(P_I\) et réfléchie \(P_R\) (W) ont été calculées en prenant la moyenne quadratique (rms) des tensions correspondantes, comme celle d'une ligne de transmission à excitation sinusoïdale, \(P = {V}^2/(2Z_0)\)26, où \(Z_0\) était égal à 50 \(\Omega\). La puissance électrique transmise à la charge \(P_T\) (c'est-à-dire au milieu d'insertion) pourrait être calculée comme \(|P_I - P_R |\) (W, rms), et le rendement de transfert de puissance (PTE) pourrait être défini et donné en pourcentage (%), de sorte que27 :

Les FRF ont ensuite été utilisées pour estimer les fréquences modales \(f_{1-3}\) (kHz) de la construction de l'aiguille, et leurs efficacités de transfert de puissance correspondantes, \(\text {PTE}_{1{-}3}\). La pleine largeur à demi-maxima (\(\text {FWHM}_{1{-}3}\), Hz) a été estimée directement à partir de \(\text {PTE}_{1{-}3}\), obtenue à partir des spectres de fréquence linéaire unilatéral aux fréquences modales \(f_{1-3}\) décrites dans le tableau 1.

Méthode de mesure des fonctions de réponse en fréquence (FRF) des constructions d'aiguilles. La mesure à double canal sinusoïdal balayé25,38 a été utilisée pour obtenir les fonctions de réponse en fréquence \(\tilde{H}(f)\) et ses réponses impulsionnelles H(t). \({\mathcal {F}}\) et \({\mathcal {F}}^{-1}\) désignent respectivement une opération de transformée de Fourier tronquée numérique et son inverse. \(\tilde{G}(f)\) désigne la multiplication de deux signaux dans le domaine fréquentiel, par exemple \(\tilde{G}_{XrX}\) signifie une multiplication du balayage inverse \(\tilde{X}r(f)\) et des signaux de tension incidente \(\tilde{X}(f)\), respectivement.

Comme le montre la Fig. 5, une caméra haute vitesse (Phantom V1612, Vision Research Inc., New Jersey, États-Unis), équipée d'un objectif macro (MP-E 65 mm, \(f\)/2,8, 1–5\(\times\), Canon Inc., Tokyo, Japon), a été utilisée pour enregistrer la déviation de la pointe de l'aiguille subissant une excitation en flexion (fréquence unique, sinusoïde continue) à des fréquences de 27,5 à 30 kHz. Afin de produire des shadowgraphs, un élément LED blanc haute intensité refroidi a été placé derrière le biseau de l'aiguille (numéro de catalogue : 4052899910881, White Led, 3000 K, 4150 lm, Osram Opto Semiconductors GmbH, Ratisbonne, Allemagne).

Vue de face du montage expérimental. La profondeur a été mesurée à partir de la surface du milieu. La construction de l'aiguille a été serrée et montée sur une platine de translation motorisée. Une caméra à grande vitesse avec un objectif à fort grossissement (5\(\times\)) a été utilisée pour mesurer la déviation de la pointe biseautée. Toutes les dimensions sont données en mm.

Pour chaque type de biseau d'aiguille, nous avons enregistré 300 images de caméra à grande vitesse, mesurant 128 \(\times\) 128 pixels avec une résolution spatiale de 1/180 mm (\(\approx\) 5 µm) par pixel et une résolution temporelle de 310 000 images par seconde. Comme indiqué sur la Fig. 6, chaque image (1) a été recadrée (2) de sorte que la pointe de l'aiguille soit située dans la dernière rangée (en bas) de l'image, puis l'histogramme de l'image a été calculé (3), de sorte que les seuils Canny 1 et 2 puissent être déterminés. Ensuite, la détection des bords Canny28 avec un opérateur de Sobel 3 \(\times\) 3 a été appliquée (4), et l'emplacement a été calculé pour un pixel biseauté sans cavitation (marqué \(\mathbf {\times}\)) pour les 300 pas de temps. Pour déterminer la déviation crête à crête à la pointe, la dérivée (à l'aide d'un algorithme de différence centrale) a été calculée (6) et les cadres contenant les extrema locaux (c'est-à-dire les pics) de déviation ont été identifiés (7). Après une inspection visuelle des bords sans cavitation, une paire de trames (ou deux trames séparées par la moitié de la période de temps) a été choisie (7) et la déviation à la pointe a été mesurée (marquée \(\mathbf {\times}\)). Ce qui précède a été implémenté en Python (v3.8, Python Software Foundation, python.org), en utilisant l'algorithme de détection de bord Canny d'OpenCV (v4.5.1, Open Source Computer Vision Library, opencv.org). Enfin, le rapport déviation/puissance (DPR, µm/W) a été calculé comme le rapport de la déviation crête à crête sur la puissance électrique transmise \(P_T\) (W, rms).

La déviation de la pointe de l'aiguille a été mesurée à l'aide d'une séquence d'images capturées à partir d'une caméra haute vitesse à 310 kHz, en utilisant un algorithme en 7 étapes (1–7), impliquant le recadrage (1–2), la détection des bords Canny (3–4), le calcul de l'emplacement du pixel de bord (5) et sa dérivée temporelle (6), et enfin la mesure de la déviation crête à crête à la pointe à partir d'une paire de trames inspectée visuellement (7).

Les mesures ont été effectuées dans de l'air (22,4–22,9 °C), de l'eau désionisée (20,8–21,5 °C) et de la gélatine balistique aqueuse à 10 % (p/v) (19,7–23,0 °C, \(\text {Honeywell}^{\text {TM}}\) \(\text {Fluka}^{\text {TM}}\) Gélatine d'os de bovins et de porcs, pour analyse balistique de type I, Honeywell International Inc., Caroline du Nord, États-Unis). La température a été mesurée à l'aide d'un amplificateur à thermocouple de type K (AD595, Analog Devices Inc., Massachusetts, États-Unis), couplé à un thermocouple de type K (Fluke 80PK-1 Bead Probe n° 3648 type-K, Fluke Corporation, Washington, États-Unis). La profondeur a été mesurée à partir de la surface du milieu (définie comme l'origine de l'axe z), à l'aide d'une platine de translation motorisée à axe z vertical (8MT50-100BS1-XYZ, Standa Ltd., Vilnius, Lituanie) avec une résolution de 5 µm par pas.

Étant donné que la taille de l'échantillon était petite (n = 5) et que la normalité ne pouvait pas être supposée, un test de somme des rangs de Wilcoxon à deux échantillons et à deux côtés a été utilisé (R, v4.0.3, R Foundation for Statistical Computing, r-project.org), pour comparer les amplitudes de déviation de la pointe des différents biseaux d'aiguille. 3 comparaisons ont été effectuées pour chaque biseau, donc une correction de Bonferroni a été appliquée, et le niveau de signification ajusté était de 0,017, à un taux d'erreur de 5 %.

Ce qui suit fait référence à la Fig. 7. À 29,75 kHz, la demi-longueur d'onde de flexion (\(\lambda _y/2\)) pour le tube à aiguille de calibre 21 était de \(\approx\) 8 mm. La longueur d'onde de flexion a diminué le long du biseau à l'approche de la pointe. À la pointe, \(\lambda _y/2\) était de \(\approx\) 3, 1 et 7 mm pour les biseaux en une seule étape de la lancette conventionnelle (a), a-symétrique (b) et axi-symétrique (c), respectivement. Par conséquent, cela signifiait que la plage de variation était \(\approx\) 5 mm pour la lancette (en raison des deux plans de lancette générant une seule pointe acérée29,30), 7 mm pour le biseau asymétrique et 1 mm pour le biseau axisymétrique (où le centre de gravité restait constant, de sorte que seule l'épaisseur de la paroi du tube variait le long du biseau).

Etudes FEM à 29,75 kHz et application de l'Eq. (1) dans le calcul de la variation de la demi-longueur d'onde de flexion (\(\lambda _y/2\)) pour les géométries de biseau de lancette (a), a-symétrique (b) et axi-symétrique (c) (comme introduit dans les Fig. 1a, b, c). La moyenne \(\lambda _y/2\) était de 5,65, 5,17 et 7,52 mm pour les biseaux biseautés, asymétriques et axisymétriques, respectivement. Notez que l'épaisseur de la pointe des biseaux asymétriques et axisymétriques était limitée à \(\approx\) 50 µm.

Les pics de mobilité \(|\tilde{Y}_{v_yF_y}|\) indiquaient des combinaisons optimales de longueur de tube (TL) et de longueur de biseau (BL) (Figs. 8, 9). Pour la lancette conventionnelle, ses dimensions étant fixes, le TL optimal était de \(\approx\) 29,1 mm (Fig. 8). Pour les biseaux asymétriques et axisymétriques (Fig. 9a, b, respectivement), les études FEM incluaient des BL de 1 à 7 mm, de sorte que les TL optimales variaient de 26,9 à 28,7 mm (plage de 1,8 mm) et de 27,9 à 29,2 mm (plage de 1,3 mm), respectivement. Pour le biseau asymétrique (Fig. 9a), les TL optimales ont augmenté linéairement pour atteindre un plateau à un BL de 4 mm, puis ont fortement diminué de BL de 5 à 7 mm. Pour le biseau axisymétrique (Fig. 9b), les TL optimales ont augmenté linéairement avec des BL plus longs, et ont finalement atteint un plateau à BL de \(\approx\) 6 à 7 mm. Une étude approfondie du biseau axisymétrique (Fig. 9c) a montré un autre ensemble de TL optimales à \(\approx\) 35,1–37,1 mm. Les deux ensembles de TL optimales étaient séparés par une distance de \(\approx\) 8 mm (équivalent à \(\lambda _y/2\)), pour tous les BL.

La mobilité de transfert pour la lancette à 29,75 kHz. Le tube de l'aiguille a été excité en flexion à 29, 75 kHz et la vibration a été mesurée à la pointe et présentée comme l'amplitude de la mobilité mécanique de transfert (dB par rapport au maximum), pour les TL de 26, 5 à 29, 5 mm (taille de pas de 0, 1 mm).

Des études paramétriques FEM à 29,75 kHz ont révélé que la mobilité de transfert pour la pointe axisymétrique était moins influencée par le changement de longueur du tube que son homologue asymétrique. Études de la longueur du biseau (BL) par rapport à la longueur du tube (TL) pour les géométries de biseau asymétriques (a) et axi-symétriques (b, c), dans une étude de domaine fréquentiel utilisant FEM (conditions aux limites comme sur la Fig. 2). ( a, b ) La plage des TL était de 26, 5 à 29, 5 mm (taille du pas de 0, 1 mm) et des BL de 1 à 7 mm (taille du pas de 0, 5 mm). ( c ) Une étude étendue de biseau axi-symétrique comprenait des TL de 25 à 40 mm (taille de pas de 0, 05 mm) et des BL de 0, 1 à 7 mm (taille de pas de 0, 1 mm), qui a révélé la relation \ (\ lambda _y / 2 \) nécessaire pour satisfaire la condition aux limites de mouvement libre à la pointe.

La construction de l'aiguille présentait trois fréquences naturelles \(f_{1-3}\), qui ont été classées en régions modales basses, moyennes et hautes, comme résumé dans le tableau 1. Les amplitudes de PTE ont été enregistrées comme sur la Fig. 10, puis analysées sur la Fig. 11. Ce qui suit donne un aperçu des résultats pour chaque région modale :

Magnitudes enregistrées typiques de l'efficacité de transfert de puissance instantanée (PTE) obtenues à l'aide d'une excitation sinusoïdale balayée, pour la lancette (L) et les biseaux axisymétriques AX1–3, dans l'air, l'eau et la gélatine, à une profondeur de 20 mm. Les spectres unilatéraux sont affichés. Les FRF mesurées (fréquence d'échantillonnage 300 kHz) ont été filtrées passe-bas, puis sous-échantillonnées par un facteur de 200, à des fins d'analyse modale. Le rapport signal sur bruit était \(\le\) 45 dB. La phase (ligne violette pointillée) du PTE est indiquée en degrés (\(^{\circ }\)).

Analyse des réponses modales illustrées à la Fig. 10 (moyenne ± sd, n = 5), pour les biseaux L et AX1–3, dans l'air, l'eau et la gélatine à 10 % (profondeur 20 mm), avec (en haut) trois régions modales (basse, moyenne et haute), et leurs fréquences modales correspondantes \(f_{1-3}\) (kHz), efficacité énergétique (moyenne) \(\text {PTE}_{1{-}3}\) calculée à l'aide de l'équation. (4) et (en bas) la pleine largeur aux mesures à mi-hauteur \(\text {FWHM}_{1{-}3}\) (Hz), respectivement. Notez que la mesure de la bande passante a été omise, lorsque la PTE faible a été enregistrée, c'est-à-dire dans le cas du biseau AX2, \(\text {FWHM}_{1}\). Le mode \(f_2\) a été considéré comme le plus approprié pour comparer la déviation des biseaux, car il présentait les niveaux les plus élevés d'efficacité de transfert de puissance (\(\text {PTE}_{2}\)), qui atteignaient 99 %.

1ère région modale : \(f_1\) n'a pas beaucoup varié avec le type de support d'insertion, mais a varié avec l'évolution de la géométrie du biseau. \(f_1\) a diminué avec la diminution de la longueur du biseau (27,1, 26,2 et 25,9 kHz pour AX1–3, dans l'air, respectivement). Les moyennes régionales de \(\text {PTE}_{1}\) et \(\text {FWHM}_{1}\) étaient \(\approx\) 81 % et 230 Hz, respectivement. \(\text {FWHM}_{1}\) était le plus élevé en gélatine pour le Lancet (L, 473 Hz). Notez qu'il n'a pas été possible d'estimer \(\text {FWHM}_{1}\) pour AX2 dans la gélatine, en raison des faibles amplitudes enregistrées de FRF.

2ème région modale : \(f_2\) varie selon le type de support d'insertion et le biseau. Dans l'air, l'eau et la gélatine, les moyennes de \(f_2\) étaient respectivement de 29,1, 27,9 et 28,5 kHz. Cette région modale présentait également un PTE aussi élevé que 99 %, ce qui était le plus élevé parmi tous les groupes de mesure, avec une moyenne régionale de 84 %. La moyenne régionale de \(\text {FWHM}_{2}\) était de \(\approx\) 910 Hz.

3e région modale : les fréquences \(f_3\) varient selon le type de support d'insertion et le biseau. Dans l'air, l'eau et la gélatine, les valeurs moyennes de \(f_3\) étaient respectivement de 32,0, 31,0 et 31,3 kHz. La moyenne régionale de \(\text {PTE}_{3}\) était de \(\approx\) 74 %, ce qui était la plus faible de toutes les régions. La moyenne régionale de \(\text {FWHM}_{3}\) était de \(\approx\) 1085 Hz, ce qui était supérieur aux 1ère et 2ème régions.

Ce qui suit fait référence à la Fig. 12 et au Tableau 2. La lancette (L) a dévié le plus (avec une signification élevée pour toutes les pointes, \(p<\) 0,017) dans l'air et dans l'eau (Fig. 12a), atteignant le DPR le plus élevé (jusqu'à 220 µm/W dans l'air). Dans l'air, AX1 qui avait un BL plus élevé, déviait plus que AX2–3 (avec une signification, \(p<\) 0,017), tandis que AX3 (qui avait le BL le plus bas) déviait plus qu'AX2 avec un DPR de 190 µm/W. Dans l'eau à 20 mm, aucune différence significative (\(p>\) 0,017) n'a été trouvée dans la déflexion et la PTE pour AX1–3. Les niveaux de PTE étaient globalement plus élevés dans l'eau (90,2–98,4%) que dans l'air (56–77,5%) (Fig. 12c), notant que des événements de cavitation étaient clairement présents dans l'eau pendant l'expérimentation (Fig. 13, voir également Informations supplémentaires).

Les grandeurs mesurées de déflexion en flexion de la pointe de l'aiguille (moyenne ± sd, n = 5) des biseaux L et AX1–3 dans l'air et l'eau (20 mm de profondeur) ont révélé les effets de la modification de la géométrie du biseau. Les mesures ont été obtenues en utilisant une excitation sinusoïdale continue à fréquence unique. (a) Déviation crête à crête (\(u_y\vec {j}\)) au point de pointe, mesurée à (b) leurs fréquences modales respectives \(f_2\). (c) L'efficacité du transfert de puissance électrique (PTE, rms, %) comme dans l'équation. (4), et (d) le rapport déviation/puissance (DPR, µm/W), qui a été calculé comme le rapport de la déviation crête à crête sur la puissance électrique transmise \(P_T\) (W, rms).

Ombres portées typiques d'une caméra à grande vitesse montrant la déviation de pointe à pointe (lignes pointillées vertes et rouges) pour la lancette (L) et les pointes axisymétriques (AX1–3), dans l'eau (profondeur 20 mm), pendant un demi-cycle, à la fréquence d'excitation \(f_2\) (fréquence d'échantillonnage 310 kHz). Les images en niveaux de gris capturées mesuraient 128 × 128 pixels et la taille des pixels était \(\approx\) 5 µm. Une vidéo peut être trouvée dans les informations supplémentaires.

Pour résumer, nous avons modélisé le changement de la longueur d'onde de flexion (Fig. 7) et calculé la mobilité mécanique de transfert pour une combinaison de longueurs de tube et de biseau (Figs. 8, 9), pour une lancette conventionnelle, des géométries de biseau asymétriques et axi-symétriques. Sur la base de ce dernier, nous avons estimé une distance optimale de 43 mm (ou \(\approx\) 2,75\(\lambda _y\) à 29,75 kHz) de la pointe à la région de soudure, comme illustré à la Fig. 5, et avons fabriqué en conséquence trois biseaux axisymétriques avec des longueurs de biseau variables. Nous avons ensuite caractérisé leur comportement fréquentiel par rapport à la lancette conventionnelle, dans l'air, l'eau et la gélatine balistique 10 % (p/v) (Figs. 10, 11), et identifié le mode le plus approprié pour comparer la déviation des biseaux. Enfin, nous avons mesuré la déviation de l'onde de flexion à la pointe de l'aiguille dans l'air et à 20 mm de profondeur dans l'eau, et quantifié l'efficacité du transfert de puissance électrique vers le milieu d'insertion (PTE, %) et le rapport déviation/puissance (DPR, µm/W) pour chaque type de biseau (Fig. 12).

Les résultats montrent que la géométrie du biseau de l'aiguille affecte l'amplitude de déviation à la pointe de l'aiguille. La lancette a obtenu la déviation la plus élevée, ainsi que le DPR le plus élevé, par rapport aux biseaux axisymétriques, qui déviaient en moyenne moins (Fig. 12). Le biseau axisymétrique de 4 mm (AX1) ayant la longueur de biseau la plus longue, a obtenu une déviation statistiquement significative dans l'air (\(p < 0,017\), tableau 2), par rapport aux autres aiguilles axisymétriques (AX2–3), mais aucune différence significative n'a été observée lorsque l'aiguille était placée dans l'eau. Par conséquent, en termes de déflexion maximale à la pointe, il n'y avait aucun avantage évident à avoir des longueurs de biseau plus longues. Compte tenu de cela, les résultats suggèrent que les géométries de biseau étudiées dans cette étude ont un effet plus important sur les amplitudes de déviation que la longueur de biseau. Cela peut être associé à la rigidité en flexion, en fonction par exemple de l'épaisseur globale du matériau à flexion en flexion et de la structure de l'aiguille.

Dans les études expérimentales, l'amplitude des ondes de flexion réfléchies était affectée par les conditions aux limites à la pointe de l'aiguille. Lorsque la pointe de l'aiguille a été insérée dans de l'eau et de la gélatine, la moyenne de \(\text {PTE}_{2}\) était de \(\approx\) 95 %, contre une moyenne de 73 % et 77 % pour \(\text {PTE}_{1}\) et \(\text {PTE}_{3}\), respectivement (Fig. 11). Cela suggère que la plus grande transmission d'énergie acoustique dans le milieu d'enrobage, c'est-à-dire l'eau ou la gélatine, s'est produite à \(f_2\). Un comportement similaire a été observé dans une étude précédente31 avec une construction de dispositif plus simple à 41–43 kHz, où les auteurs ont montré le coefficient de réflexion de tension lié au module mécanique du milieu d'insertion. La profondeur de pénétration32 et les propriétés mécaniques du tissu fournissent une charge mécanique sur l'aiguille et devraient donc affecter le comportement de résonance de l'USeFNAB. Par conséquent, des algorithmes de suivi de résonance, par exemple 17, 18, 33, pourraient être utilisés pour optimiser la puissance acoustique délivrée à travers l'aiguille.

L'étude de simulation des longueurs d'onde de flexion (Fig. 7) a révélé que l'axy-symétrique avait une rigidité structurelle plus élevée à la pointe (c'est-à-dire une rigidité à la flexion plus élevée) que la lancette et les biseaux asymétriques. Déduit de (1), et en utilisant la relation vitesse-fréquence connue, nous avons estimé les rigidités en flexion à la pointe à \(\approx\) 200, 20 et 1500 MPa pour les biseaux biseautés, asymétriques et axisymétriques, respectivement. Cela correspondait à \(\lambda _y\) de \(\approx\) 5,3, 1,7 et 14,2 mm à 29,75 kHz, respectivement (Fig. 7a–c). Compte tenu de la sécurité clinique pendant les procédures USeFNAB, l'influence de la géométrie sur la rigidité structurelle34 du biseau doit être évaluée.

L'étude paramétrique du biseau en fonction de la longueur du tube (Fig. 9) a révélé que la plage des TL optimales était plus élevée pour le biseau asymétrique (1,8 mm) que pour le biseau axisymétrique (1,3 mm). De plus, les mobilités ont plafonné à \(\approx\) 4 à 4,5 mm et à 6 à 7 mm, respectivement pour les biseaux a-symétriques et axisymétriques (Fig. 9a,b). La pertinence pratique de cette découverte se traduit par des tolérances de fabrication, par exemple une plage inférieure de TL optimales peut signifier qu'une plus grande précision pour les longueurs est requise. Pendant ce temps, les plateaux de mobilité offrent une plus grande tolérance pour sélectionner des longueurs de biseau à une fréquence donnée, sans affecter de manière significative la mobilité.

L'étude comportait les limites suivantes. La mesure directe de la déviation de l'aiguille à l'aide de la détection des bords et de l'imagerie à grande vitesse (Fig. 12) signifiait que nous étions limités aux milieux optiquement transparents tels que l'air et l'eau. Nous voudrions également noter que nous n'avons pas utilisé d'expériences pour valider les mobilités de transfert modélisées, ou vice versa, plutôt, des études FEM ont été utilisées pour déterminer les longueurs optimales pour la fabrication des aiguilles. En termes de limitations pratiques, la longueur de la pointe au moyeu de l'aiguille était \(\approx\) 0,4 cm plus longue pour la lancette que pour les autres aiguilles (AX1–3), voir Fig. 3b. Cela pourrait avoir influencé la réponse modale de la construction de l'aiguille. De plus, la forme et le volume de la soudure à la terminaison du guide d'ondes-aiguille (voir Fig. 3) peuvent avoir affecté l'impédance mécanique de la construction de l'aiguille, introduisant une incertitude dans l'impédance mécanique et le comportement de flexion.

Pour conclure, nous avons démontré expérimentalement que la géométrie en biseau affecte les amplitudes de déviation dans USeFNAB. Dans le cas où des amplitudes de déviation plus élevées influenceraient positivement l'effet de l'aiguille sur les tissus, par exemple l'efficacité de la coupe post-ponction, la lancette conventionnelle peut être recommandée pour une utilisation dans USeFNAB, car elle a atteint l'amplitude de déviation la plus élevée, tout en conservant une rigidité structurelle adéquate à la pointe. De plus, des déviations plus importantes de la pointe pourraient améliorer les effets biologiques, par exemple la cavitation, comme le suggère une étude récente35, ce qui pourrait être utile dans le développement d'applications pour des interventions chirurgicales peu invasives. Considérant qu'il a déjà été démontré que l'augmentation de la puissance acoustique totale pourrait augmenter le rendement de la biopsie dans USeFNAB13, une étude quantitative plus approfondie sur le rendement et la qualité de l'échantillon est nécessaire pour évaluer les avantages cliniques détaillés des géométries d'aiguille étudiées.

Les ensembles de données produits au cours de cette étude sont disponibles sur demande raisonnable.

Les codes utilisés pour cette étude sont disponibles sur demande.

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Business Finland (subvention 5607/31/2018), l'Académie de Finlande (subventions 311586, 314286 et 335799) et la Fondation culturelle finlandaise (subvention personnelle 00210248) sont reconnues pour leur soutien financier. Les auteurs tiennent à remercier Yohann Le Bourlout et le Dr Gösta Ehnholm pour la fabrication et la conception de constructions d'aiguilles, d'amplificateurs RF et de compteur SWR. Nous sommes reconnaissants au Dr Maxime Fauconnier pour ses précieux commentaires, et nous tenons à remercier tous les membres du Medical Ultrasonics Laboratory (MEDUSA) de l'Université Aalto (Finlande), pour les discussions judicieuses. En outre, les auteurs tiennent à remercier le maître de conférences Kari Santaoja (Université Aalto) pour les discussions constructives.

Medical Ultrasonics Laboratory (MEDUSA), Department of Neuroscience and Biomedical Engineering (NBE), Aalto University School of Science, 02150, Espoo, Finlande

Saif Bunni & Heikki J. Nieminen

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HJN a conçu le concept principal, SB a conçu la méthodologie, mené des expériences, analysé des données et rédigé un manuscrit. HJN a contribué à la conception de l'étude, à l'interprétation des données, à la rédaction de la discussion, à l'examen du manuscrit et à la rédaction de la lettre de réponse de l'auteur.

Correspondance à Heikki J. Nieminen.

SB n'a pas d'intérêts concurrents. HJN détient des actions dans Swan Cytologics Inc., Toronto, ON, Canada, et est un inventeur dans les demandes de brevet WO2018000102A1 et WO2020240084A1.

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Réimpressions et autorisations

Bunni, S., Nieminen, HJ La géométrie du biseau de l'aiguille influence l'ampleur de la déviation de flexion dans la biopsie à l'aiguille fine assistée par ultrasons. Sci Rep 12, 17096 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-20161-3

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Reçu : 07 mars 2022

Accepté : 09 septembre 2022

Publié: 12 octobre 2022

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

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