新型蜂窩結構可降解氣道支架的計算力學分析*

孫文超,崔彪,張治國△

(1.河海大學 機電工程學院,常州 213002;2.中汽創智科技有限公司,南京 211100)

0 引言

良性氣道狹窄是指由于氣管、支氣管結核,良性腫瘤以及軟骨環強度不足等良性病變導致的氣道狹窄。臨床表現為咳嗽、咯痰、呼吸困難及喘鳴等,長期如此會影響患者的肺通氣功能,嚴重時甚至會導致患者窒息死亡[1]。臨床數據顯示,在我國引發良性氣道狹窄的主要病因是結核感染,其次是氣管插管和氣管切開引發的狹窄[2]。據中國疾控中心統計,因結核、氣管插管以及氣管切開術導致的氣道狹窄患者每年大約新增300萬例[3]。此外,氣道內/外部良性腫瘤以及自身軟骨環強度不足,也是引發氣道狹窄的重要病因。目前,我國良性氣道狹窄的發病率呈逐年升高趨勢[4-8]。

對于氣道狹窄,傳統的治療方法主要是外科手術,如狹窄段氣管切除后行端吻合術[9]。但由于手術治療創傷大、風險高、并發癥多且某些患者體質不適合手術治療等因素,在臨床應用中存在局限性[10-12]。近年來,隨著介入治療技術的迅速發展,氣道支架植入術成為治療良/惡性氣道狹窄的有效方法。通過植入氣道支架可迅速擴張氣道狹窄段,緩解患者呼吸困難的癥狀[13-15]。與傳統手術治療相比,氣道支架植入術創傷小、恢復快并且易耐受。

目前,臨床上常用的氣道支架主要為鎳鈦合金和硅酮支架[16-19],二者都不具備可降解性。對于良性狹窄患者,待狹窄解除后取出支架,極有可能對氣道造成二次傷害,進而導致氣道再狹窄,為此可降解支架成為最佳選擇?？山到庵Ъ苤踩牖颊唧w內后既可使管腔保持通暢,又能在一定時間后自行降解,避免對患者的二次傷害。但研究發現,可降解類支架普遍存在徑向支撐力不足的問題[20-21]。為此,本研究設計了一款具有蜂窩結構的可降解氣道支架,以期通過改進結構,提高支架的徑向支撐力。

1 材料與方法

1.1 設計構思

采取蜂窩結構一方面可保證支架的力學性能,對徑向外力(側向力)起到較好的抵抗作用;另一方面蜂窩網孔既節省材料,又能增大支架的壁面空間,有利于纖毛透過孔隙進行擺動。由于完全采用蜂窩結構會降低支架的柔順性,故本研究引入類正弦結構,并利用均勻分布的“I”型連接筋連接蜂窩和正弦結構組成支撐單元。蜂窩結構支架的局部二維結構示意圖,見圖1。

1.2 蜂窩結構氣道支架幾何模型的建立

基于以上設計思路和真實人體氣道模型,本研究建立了蜂窩結構氣道支架的三維模型。首先,通過醫學影像處理軟件Mimics 21.0重建患者狹窄氣道的三維數值模型(見圖2);然后,借助三維逆向工程軟件Geomagic Design X 2019完成狹窄段氣道壁模型的建立以及表面優化處理,并測出狹窄段氣道的尺寸(見圖3);最后,基于已測得的狹窄段氣道尺寸,使用三維軟件SolidWorks 2018對支架進行建模,設計與患者狹窄氣道尺寸相匹配的支架。

圖2 人體氣道三維重建模型

圖3 狹窄段氣道尺寸

本研究蜂窩結構可降解氣道支架外形設計為直管型。臨床常用的鎳鈦合金支架絲徑一般為0.2～0.3 mm,本節首先取0.25 mm進行分析,將支架的壁厚及筋寬均設為0.25 mm,其展開周長l=D×π=16π=50.27 mm,見圖4。最后得到蜂窩結構支架的三維模型,見圖5。同時,為探究改進方案的有效性,本研究選取類正弦結構支架(見圖6)、網狀結構氣道支架(見圖7)進行對比分析。類正弦結構支架和網狀結構支架的三維模型采用相同尺寸和方法獲得。

圖4 蜂窩結構支架平面展開圖

圖5 蜂窩結構支架三維模型

圖6 類正弦結構支架

圖7 網狀結構支架

1.3 蜂窩結構可降解氣道支架的計算力學分析

1.3.1壓握殼幾何模型建立 采用SolidWorks 2018對蜂窩結構氣道支架完成建模后,將支架模型以STEP的格式導入ABAQUS。在模擬支架的壓握方法中,采用壓握殼的方式會使支架變形更均勻、計算更穩定,因此,本研究采用將載荷加載于壓握殼表面的方法來進行壓握仿真模擬。壓握殼的幾何結構簡單,故可直接在ABAQUS軟件的Part模塊中完成建模,為保證支架整體均能被接觸,設置其軸向長度為46 mm,隨后將壓握殼與導入的支架模型進行同軸裝配,見圖8。

圖8 支架與壓握殼裝配模型

1.3.2材料屬性設置 氣道支架的材料直接決定其力學性能。研究發現,可降解左旋聚乳酸(Poly-L-Lactic Acid, PLLA)有著良好的生物相容性,目前已廣泛應用于可降解聚合物支架本體材料的有限元模擬中,故本研究選用PLLA作為氣道支架材料進行有限元分析。通過查閱相關資料對PLLA支架賦予材料屬性,并將其等效為各向同性彈塑性模型,具體參數值見表1。

表1 支架材料屬性

目前有限元分析中對壓握殼無非常明確的材料模型,本研究依據已有的相關文獻將壓握殼定義為超彈性橡膠,本構模型采用超彈性模型中的Mooney-Rivlin模型。相對而言,越高階的選項,精度越高,但會增加計算工作量。鑒于壓握殼非本研究的重點內容,故選擇較為簡單的兩個參數模型,具體形式如下:

(1)

(2)

(3)

其中,W表示應變能密度函數;λ1、λ2、λ3表示主伸長率;C10和C01表示Mooney-Rivlin模型的參數,其中C10=1.068 800 MPa,C01=0.710 918 MPa;D1是一個與壓縮和超彈性相關的參數,橡膠材料在壓縮狀態下的變形量很小,可假設為不可壓縮材料[22];I1、I2分別表示左柯西-格林變量中的第一、第二不變量。

1.3.3網格劃分 本研究采用掃掠網格劃分技術和進階算法對支架模型劃分六面體網格。三維網格單元類型選擇8節點六面體線性減縮積分單元(C3D8R)。蜂窩結構支架總共劃分了62 469個網格單元,109 804個網格節點(圖9)。類正弦結構支架全局種子尺寸大小為0.14 mm,共劃分了26 248個網格單元。經網格質量檢查,平均縱橫比為1.43,平均幾何偏心因子近似為0,分析錯誤及警告單元均為0,其網格質量良好。網狀結構支架的全局種子尺寸大小為0.129 mm,共劃分57 920個網格單元。網格質量檢查中,其平均縱橫比為1.26,平均幾何偏心因子為0.002,分析錯誤及警告單元均為0,表明該模型的網格質量良好。

圖9 支架網格模型

圖10 壓握殼網格模型

1.3.4接觸及邊界條件設置 支架與壓握殼兩個實體之間采用面與面接觸類型,選擇壓握殼內表面作為主面,支架外表面作為從面,以有限滑移作為面與面之間的滑移公式,從面調整設置為調整至刪除過盈,表面平滑設置為自動平滑3D幾何表面。支架與壓握殼在接觸時不能發生穿透,因此,接觸作用屬性中將接觸壓力與接觸間隙關系設為硬接觸。

建立參考柱坐標系(Datum csys-2),原點設在直角坐標系的圓心處,R、Z、T三個軸分別代表支架的徑向方向、軸向方向(垂直于平面)、圓周方向(見圖11)。在R軸方向對壓握殼表面施加-1.0 mm的位移載荷(向內),使支架在壓握殼作用下發生變形,通過轉換,計算其徑向支撐力。為使支架在加載過程中只發生軸向長度變化,故限制支架一端節點的軸向位移為0,釋放R軸方向自由度;對另一端只施加周向約束,避免支架在壓握時出現扭曲;約束支架中部節點的周向轉動,確保支架僅在徑向變形,以免發生剛體位移。

圖11 約束與加載示意圖

2 結果

圖12(a)為蜂窩支架的Mises應力分布云圖與局部放大云圖。由圖可知,高應力區域主要分布在支撐體彎曲的波峰、波谷處,這是因為彎曲的波峰、波谷在外力作用下被擠壓,是支架發生變形的主要區域,故該部位的應力高于其他區域。最大應力為65.01 MPa,出現在波谷(圖中虛線框),應力集中是支架局部區域應力顯著增大的現象,應力集中的區域是支架結構的薄弱位置。

圖12(b)和圖13分別為類正弦結構可降解支架的Mises應力和等效塑性應變分布云圖。由Mises應力分布云圖可知,支架被均勻地向內壓握。壓握結束時,支架的高應力主要集中在支撐體彎曲的波峰、波谷處,而連接筋的應力較小。因為彎曲處是支架發生變形的主要區域,故彎曲處的應力高于其他區域,支架在該處最易發生破壞變形。該結構支架所受的最大Mises應力為65 MPa,與蜂窩結構支架的最大Mises應力幾乎一致,二者整體應力結果差異不大,同時應力分布規律和應力集中的位置相似。結合支架的等效塑性應變結果分析,發生塑性應變的區域在支撐體彎曲的波峰、波谷處,最大應變約為0.05,但大部分位置的塑性應變為0。相較于蜂窩結構支架,該結構支架應變最大值相對較高,說明壓握過程經歷的塑性應變較大。

圖12(c)為網狀結構支架在壓握結束后的Mises應力。根據應力云圖分析,由于支架具有重復的網格單元,因此,每個網格上的應力分布具有一致性。高應力集中在各相鄰網格單元的V形交叉處,而由交叉處向外至筋中部應力逐漸變小。由于在壓握過程中,交叉處發生了較大的變形導致應力過大,因此交叉處在壓握狀態下最易發生斷裂。此外,根據應力云圖顯示結果,該結構支架的整體應力水平值明顯高于蜂窩結構支架。結合應變云圖可知,交叉處為支架的高應變區域,這與應力的分布結果一致。過高的應變容易導致支架斷裂,影響其疲勞壽命。

圖12 不同結構支架的Mises應力云圖

圖13 類正弦結構支架等效塑性應變云圖

支架的徑向支撐力可反映支架植入后抵抗狹窄氣道的能力,是評估支架支撐狹窄氣道優異的重要力學指標之一[22]。

在ABAQUS有限元模擬中,支架與壓握殼之間是均勻接觸的,但由于支架外表面呈弧面狀,不能通過接觸壓力的合力(total force due to contact pressure, CFN)直接得到法向接觸力(magnitude of total force due to contact pressure, CFNM)。因此,本研究通過輸出壓握過程中面上各節點的接觸壓強(contact pressure,CPRESS)計算支架的CFNM。支架的徑向支撐力在數值上等于CFNM之和,方向相反。本節建立的支架徑向支撐力計算方法見式(4):

∑CFNM=∑從面節點CPRESS×支架面積÷節點數

(4)

提取壓握結束時刻ABAQUS后處理中的接觸壓強值,通過式(4)計算各支架的徑向支撐力。結果表明,在保持支架材料一致的情況下,蜂窩結構支架的徑向支撐力約為5.34 N,網狀結構支架約為4.90 N,類正弦結構支架約為4.31 N。

對比可知,當氣道支架材料均為PLLA時,相較于類正弦結構與網狀結構,蜂窩結構支架的徑向支撐力分別提高了19.29%和8.24%。

3 結論

本研究設計的蜂窩與類正弦結構結合的可降解氣道支架,在保持氣道支架材料、筋寬與壁厚一致情況下,相比于其他兩種結構氣道支架在徑向支撐力方面優勢較為明顯。由有限元模擬結果可知,蜂窩結構支架的徑向支撐力表現最佳,為5.34 N;網狀結構次之,為4.90 N;類正弦結構最差,僅為4.31 N。因此,本研究設計的蜂窩結構在一定程度上提高了支架的徑向支撐力。