新型蜂窝结构可降解气道支架的计算力学分析*

孙文超,崔彪,张治国△

(1.河海大学 机电工程学院,常州 213002;2.中汽创智科技有限公司,南京 211100)

0 引言

良性气道狭窄是指由于气管、支气管结核,良性肿瘤以及软骨环强度不足等良性病变导致的气道狭窄。临床表现为咳嗽、咯痰、呼吸困难及喘鸣等,长期如此会影响患者的肺通气功能,严重时甚至会导致患者窒息死亡[1]。临床数据显示,在我国引发良性气道狭窄的主要病因是结核感染,其次是气管插管和气管切开引发的狭窄[2]。据中国疾控中心统计,因结核、气管插管以及气管切开术导致的气道狭窄患者每年大约新增300万例[3]。此外,气道内/外部良性肿瘤以及自身软骨环强度不足,也是引发气道狭窄的重要病因。目前,我国良性气道狭窄的发病率呈逐年升高趋势[4-8]。

对于气道狭窄,传统的治疗方法主要是外科手术,如狭窄段气管切除后行端吻合术[9]。但由于手术治疗创伤大、风险高、并发症多且某些患者体质不适合手术治疗等因素,在临床应用中存在局限性[10-12]。近年来,随着介入治疗技术的迅速发展,气道支架植入术成为治疗良/恶性气道狭窄的有效方法。通过植入气道支架可迅速扩张气道狭窄段,缓解患者呼吸困难的症状[13-15]。与传统手术治疗相比,气道支架植入术创伤小、恢复快并且易耐受。

目前,临床上常用的气道支架主要为镍钛合金和硅酮支架[16-19],二者都不具备可降解性。对于良性狭窄患者,待狭窄解除后取出支架,极有可能对气道造成二次伤害,进而导致气道再狭窄,为此可降解支架成为最佳选择。可降解支架植入患者体内后既可使管腔保持通畅,又能在一定时间后自行降解,避免对患者的二次伤害。但研究发现,可降解类支架普遍存在径向支撑力不足的问题[20-21]。为此,本研究设计了一款具有蜂窝结构的可降解气道支架,以期通过改进结构,提高支架的径向支撑力。

1 材料与方法

1.1 设计构思

采取蜂窝结构一方面可保证支架的力学性能,对径向外力(侧向力)起到较好的抵抗作用;另一方面蜂窝网孔既节省材料,又能增大支架的壁面空间,有利于纤毛透过孔隙进行摆动。由于完全采用蜂窝结构会降低支架的柔顺性,故本研究引入类正弦结构,并利用均匀分布的“I”型连接筋连接蜂窝和正弦结构组成支撑单元。蜂窝结构支架的局部二维结构示意图,见图1。

1.2 蜂窝结构气道支架几何模型的建立

基于以上设计思路和真实人体气道模型,本研究建立了蜂窝结构气道支架的三维模型。首先,通过医学影像处理软件Mimics 21.0重建患者狭窄气道的三维数值模型(见图2);然后,借助三维逆向工程软件Geomagic Design X 2019完成狭窄段气道壁模型的建立以及表面优化处理,并测出狭窄段气道的尺寸(见图3);最后,基于已测得的狭窄段气道尺寸,使用三维软件SolidWorks 2018对支架进行建模,设计与患者狭窄气道尺寸相匹配的支架。

图2 人体气道三维重建模型

图3 狭窄段气道尺寸

本研究蜂窝结构可降解气道支架外形设计为直管型。临床常用的镍钛合金支架丝径一般为0.2～0.3 mm,本节首先取0.25 mm进行分析,将支架的壁厚及筋宽均设为0.25 mm,其展开周长l=D×π=16π=50.27 mm,见图4。最后得到蜂窝结构支架的三维模型,见图5。同时,为探究改进方案的有效性,本研究选取类正弦结构支架(见图6)、网状结构气道支架(见图7)进行对比分析。类正弦结构支架和网状结构支架的三维模型采用相同尺寸和方法获得。

图4 蜂窝结构支架平面展开图

图5 蜂窝结构支架三维模型

图6 类正弦结构支架

图7 网状结构支架

1.3 蜂窝结构可降解气道支架的计算力学分析

1.3.1压握壳几何模型建立 采用SolidWorks 2018对蜂窝结构气道支架完成建模后,将支架模型以STEP的格式导入ABAQUS。在模拟支架的压握方法中,采用压握壳的方式会使支架变形更均匀、计算更稳定,因此,本研究采用将载荷加载于压握壳表面的方法来进行压握仿真模拟。压握壳的几何结构简单,故可直接在ABAQUS软件的Part模块中完成建模,为保证支架整体均能被接触,设置其轴向长度为46 mm,随后将压握壳与导入的支架模型进行同轴装配,见图8。

图8 支架与压握壳装配模型

1.3.2材料属性设置 气道支架的材料直接决定其力学性能。研究发现,可降解左旋聚乳酸(Poly-L-Lactic Acid, PLLA)有着良好的生物相容性,目前已广泛应用于可降解聚合物支架本体材料的有限元模拟中,故本研究选用PLLA作为气道支架材料进行有限元分析。通过查阅相关资料对PLLA支架赋予材料属性,并将其等效为各向同性弹塑性模型,具体参数值见表1。

表1 支架材料属性

目前有限元分析中对压握壳无非常明确的材料模型,本研究依据已有的相关文献将压握壳定义为超弹性橡胶,本构模型采用超弹性模型中的Mooney-Rivlin模型。相对而言,越高阶的选项,精度越高,但会增加计算工作量。鉴于压握壳非本研究的重点内容,故选择较为简单的两个参数模型,具体形式如下:

(1)

(2)

(3)

其中,W表示应变能密度函数;λ1、λ2、λ3表示主伸长率;C10和C01表示Mooney-Rivlin模型的参数,其中C10=1.068 800 MPa,C01=0.710 918 MPa;D1是一个与压缩和超弹性相关的参数,橡胶材料在压缩状态下的变形量很小,可假设为不可压缩材料[22];I1、I2分别表示左柯西-格林变量中的第一、第二不变量。

1.3.3网格划分 本研究采用扫掠网格划分技术和进阶算法对支架模型划分六面体网格。三维网格单元类型选择8节点六面体线性减缩积分单元(C3D8R)。蜂窝结构支架总共划分了62 469个网格单元,109 804个网格节点(图9)。类正弦结构支架全局种子尺寸大小为0.14 mm,共划分了26 248个网格单元。经网格质量检查,平均纵横比为1.43,平均几何偏心因子近似为0,分析错误及警告单元均为0,其网格质量良好。网状结构支架的全局种子尺寸大小为0.129 mm,共划分57 920个网格单元。网格质量检查中,其平均纵横比为1.26,平均几何偏心因子为0.002,分析错误及警告单元均为0,表明该模型的网格质量良好。

图9 支架网格模型

图10 压握壳网格模型

1.3.4接触及边界条件设置 支架与压握壳两个实体之间采用面与面接触类型,选择压握壳内表面作为主面,支架外表面作为从面,以有限滑移作为面与面之间的滑移公式,从面调整设置为调整至删除过盈,表面平滑设置为自动平滑3D几何表面。支架与压握壳在接触时不能发生穿透,因此,接触作用属性中将接触压力与接触间隙关系设为硬接触。

建立参考柱坐标系(Datum csys-2),原点设在直角坐标系的圆心处,R、Z、T三个轴分别代表支架的径向方向、轴向方向(垂直于平面)、圆周方向(见图11)。在R轴方向对压握壳表面施加-1.0 mm的位移载荷(向内),使支架在压握壳作用下发生变形,通过转换,计算其径向支撑力。为使支架在加载过程中只发生轴向长度变化,故限制支架一端节点的轴向位移为0,释放R轴方向自由度;对另一端只施加周向约束,避免支架在压握时出现扭曲;约束支架中部节点的周向转动,确保支架仅在径向变形,以免发生刚体位移。

图11 约束与加载示意图

2 结果

图12(a)为蜂窝支架的Mises应力分布云图与局部放大云图。由图可知,高应力区域主要分布在支撑体弯曲的波峰、波谷处,这是因为弯曲的波峰、波谷在外力作用下被挤压,是支架发生变形的主要区域,故该部位的应力高于其他区域。最大应力为65.01 MPa,出现在波谷(图中虚线框),应力集中是支架局部区域应力显著增大的现象,应力集中的区域是支架结构的薄弱位置。

图12(b)和图13分别为类正弦结构可降解支架的Mises应力和等效塑性应变分布云图。由Mises应力分布云图可知,支架被均匀地向内压握。压握结束时,支架的高应力主要集中在支撑体弯曲的波峰、波谷处,而连接筋的应力较小。因为弯曲处是支架发生变形的主要区域,故弯曲处的应力高于其他区域,支架在该处最易发生破坏变形。该结构支架所受的最大Mises应力为65 MPa,与蜂窝结构支架的最大Mises应力几乎一致,二者整体应力结果差异不大,同时应力分布规律和应力集中的位置相似。结合支架的等效塑性应变结果分析,发生塑性应变的区域在支撑体弯曲的波峰、波谷处,最大应变约为0.05,但大部分位置的塑性应变为0。相较于蜂窝结构支架,该结构支架应变最大值相对较高,说明压握过程经历的塑性应变较大。

图12(c)为网状结构支架在压握结束后的Mises应力。根据应力云图分析,由于支架具有重复的网格单元,因此,每个网格上的应力分布具有一致性。高应力集中在各相邻网格单元的V形交叉处,而由交叉处向外至筋中部应力逐渐变小。由于在压握过程中,交叉处发生了较大的变形导致应力过大,因此交叉处在压握状态下最易发生断裂。此外,根据应力云图显示结果,该结构支架的整体应力水平值明显高于蜂窝结构支架。结合应变云图可知,交叉处为支架的高应变区域,这与应力的分布结果一致。过高的应变容易导致支架断裂,影响其疲劳寿命。

图12 不同结构支架的Mises应力云图

图13 类正弦结构支架等效塑性应变云图

支架的径向支撑力可反映支架植入后抵抗狭窄气道的能力,是评估支架支撑狭窄气道优异的重要力学指标之一[22]。

在ABAQUS有限元模拟中,支架与压握壳之间是均匀接触的,但由于支架外表面呈弧面状,不能通过接触压力的合力(total force due to contact pressure, CFN)直接得到法向接触力(magnitude of total force due to contact pressure, CFNM)。因此,本研究通过输出压握过程中面上各节点的接触压强(contact pressure,CPRESS)计算支架的CFNM。支架的径向支撑力在数值上等于CFNM之和,方向相反。本节建立的支架径向支撑力计算方法见式(4):

∑CFNM=∑从面节点CPRESS×支架面积÷节点数

(4)

提取压握结束时刻ABAQUS后处理中的接触压强值,通过式(4)计算各支架的径向支撑力。结果表明,在保持支架材料一致的情况下,蜂窝结构支架的径向支撑力约为5.34 N,网状结构支架约为4.90 N,类正弦结构支架约为4.31 N。

对比可知,当气道支架材料均为PLLA时,相较于类正弦结构与网状结构,蜂窝结构支架的径向支撑力分别提高了19.29%和8.24%。

3 结论

本研究设计的蜂窝与类正弦结构结合的可降解气道支架,在保持气道支架材料、筋宽与壁厚一致情况下,相比于其他两种结构气道支架在径向支撑力方面优势较为明显。由有限元模拟结果可知,蜂窝结构支架的径向支撑力表现最佳,为5.34 N;网状结构次之,为4.90 N;类正弦结构最差,仅为4.31 N。因此,本研究设计的蜂窝结构在一定程度上提高了支架的径向支撑力。