苗琳莉，徐 睿，NOOR Sanbhal ，王 璐，GUIDOIN Robert

(1. 東華大學(xué) a. 紡織學(xué)院； b. 紡織面料技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 201620;2. 拉瓦爾大學(xué) 醫(yī)學(xué)院, 魁北克 QC G1V 0A6)

經(jīng)編疝修復(fù)補(bǔ)片的力學(xué)性能表征與臨床意義

苗琳莉1a,1b，徐 睿1a,1b，NOOR Sanbhal1a,1b，王 璐1a,1b，GUIDOIN Robert2

(1. 東華大學(xué) a. 紡織學(xué)院； b. 紡織面料技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 201620;2. 拉瓦爾大學(xué) 醫(yī)學(xué)院, 魁北克 QC G1V 0A6)

對(duì)具有三針開(kāi)口經(jīng)緞組織的疝修復(fù)補(bǔ)片進(jìn)行抗張強(qiáng)度、延伸性和剛度的測(cè)試與評(píng)價(jià)，提出臨床應(yīng)用的建議.在強(qiáng)度與延伸性上，頂破測(cè)試結(jié)果表明該結(jié)構(gòu)補(bǔ)片的強(qiáng)度遠(yuǎn)大于腹壁的生理要求，但伸長(zhǎng)率不能滿足腹壁彈性要求.單向拉伸測(cè)試表明密度對(duì)比系數(shù)K影響其力學(xué)各向異性，K值較高時(shí)更符合腹壁的各向異性特點(diǎn).縫合牽拉和縱向撕裂性能符合腹壁的力學(xué)要求，但當(dāng)橫向線圈被破壞時(shí)，橫向撕裂強(qiáng)力顯著降低.該結(jié)構(gòu)補(bǔ)片的彎曲剛度有正反面差異，臨床學(xué)者應(yīng)重視材料的正反面剛度與縱橫向的力學(xué)差異，在進(jìn)行剪裁時(shí)應(yīng)避免破壞橫向線圈.

經(jīng)編； 疝修復(fù)補(bǔ)片; 三針開(kāi)口經(jīng)緞組織; 力學(xué)性能; 各向異性; 剛度

疝氣是外科常見(jiàn)疾病之一，現(xiàn)代無(wú)張力疝補(bǔ)術(shù)采用人工補(bǔ)片來(lái)加強(qiáng)腹股溝管后壁，已在業(yè)內(nèi)獲得廣泛認(rèn)可[1].目前，人工補(bǔ)片已成為普通外科的3大類醫(yī)用材料之一[2]，其按照紡織結(jié)構(gòu)分為機(jī)織補(bǔ)片(如Vicryl 機(jī)織補(bǔ)片)、非織補(bǔ)片(如Surgimesh WN)和經(jīng)編補(bǔ)片(如Bard補(bǔ)片、Parietene補(bǔ)片等)[3]. Vicryl機(jī)織補(bǔ)片主要材料為聚乳酸(PLA)，尚不能達(dá)到修復(fù)腹壁所需的強(qiáng)度[4].非織補(bǔ)片雖有較好的臨床效果[5]，但同機(jī)織補(bǔ)片一樣，在目前的臨床應(yīng)用中較少.經(jīng)編補(bǔ)片的應(yīng)用最廣泛，其力學(xué)性能良好，能夠提高缺損腹壁的強(qiáng)度，網(wǎng)孔結(jié)構(gòu)多樣化并可促進(jìn)組織生長(zhǎng).但不同材料與不同經(jīng)編結(jié)構(gòu)的補(bǔ)片有不同的力學(xué)性能，補(bǔ)片與腹壁生理力學(xué)特性不相符是影響?zhàn)迯?fù)發(fā)風(fēng)險(xiǎn)、患者的不適感和術(shù)后生活質(zhì)量的重要因素[6].目前，使用低質(zhì)量、大孔徑補(bǔ)片來(lái)改善腹壁順應(yīng)性，提高患者術(shù)后生活質(zhì)量，已達(dá)成共識(shí).輕量大孔網(wǎng)片也成為補(bǔ)片發(fā)展的趨勢(shì)[7-8]，但仍沒(méi)有一種補(bǔ)片達(dá)到理想目標(biāo)[9].理想的疝修復(fù)補(bǔ)片在力學(xué)方面應(yīng)具有對(duì)腹壁永久性修復(fù)和不改變腹壁順應(yīng)性的特點(diǎn)[3]，即有足夠強(qiáng)度，符合生理特性的彈性和剛度.腹壁理論最大抗張強(qiáng)度為16 N/cm[10]，而男性腹壁組織在16 N/cm時(shí)的縱向伸長(zhǎng)率為(23 ±7 )%，橫向伸長(zhǎng)率為(15±5) %，女性腹壁縱向伸長(zhǎng)率為(32±17)%，橫向伸長(zhǎng)率為(17±5 )%；符合腹壁生理彈性的補(bǔ)片需在16 N/cm下有(25±7)%的伸長(zhǎng)率[11].腹壁組織的單向拉伸至破壞的結(jié)果雖各有不同，但都表明腹壁組織的縱向抗拉強(qiáng)度小于橫向，分別為5～15 N/cm，10～75 N/cm[12-15].

我國(guó)對(duì)補(bǔ)片的基礎(chǔ)研究力度不足，研究方法不完善，無(wú)法為補(bǔ)片的創(chuàng)新提供強(qiáng)有力的指導(dǎo).因此，從腹壁生物力學(xué)特性出發(fā)，對(duì)補(bǔ)片的強(qiáng)度、延伸性和剛度進(jìn)行有效評(píng)價(jià)，分析結(jié)構(gòu)對(duì)力學(xué)性能的影響，有助于為改善補(bǔ)片的結(jié)構(gòu)和創(chuàng)新提供理論支撐.本文以三針開(kāi)口經(jīng)緞組織為基礎(chǔ)，探討了補(bǔ)片的抗張強(qiáng)度、延伸性和剛度的力學(xué)測(cè)試與試驗(yàn)方法，并與臨床要求進(jìn)行對(duì)比.

1 材料與方法

1.1 試驗(yàn)原料

本文采用東華大學(xué)紡織學(xué)院生物醫(yī)用紡織品研究中心提供的三針開(kāi)口經(jīng)緞組織的聚丙烯補(bǔ)片，單絲直徑為(0.157 ± 0.004) mm，補(bǔ)片的結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示，其中：K為橫密與縱密的比值.

表 1 補(bǔ)片的結(jié)構(gòu)參數(shù)

1.2 測(cè)試方法

1.2.1 補(bǔ)片的抗張強(qiáng)度

補(bǔ)片在植入人體后需要在其四周邊緣經(jīng)縫合線或疝釘固定，補(bǔ)片在腹壓下應(yīng)具有一定的抗張能力.單向拉伸是衡量補(bǔ)片抗張強(qiáng)度和力學(xué)各向異性的常用有效方法.頂破是另一種常用的力學(xué)評(píng)價(jià)方法，補(bǔ)片在頂破測(cè)試時(shí)四周被約束，比單向拉伸更符合臨床受力情況.文獻(xiàn)[16]表明一些補(bǔ)片在植入人體后存在固定邊緣破裂的風(fēng)險(xiǎn)，大多數(shù)用于腹股溝疝修復(fù)的預(yù)成型補(bǔ)片，在中間有開(kāi)口并形成圓孔，補(bǔ)片在腹壓下應(yīng)具有抗撕裂性能，縫合線固定處也應(yīng)有抗邊緣破裂的能力，故考察補(bǔ)片力學(xué)性能應(yīng)同時(shí)考慮撕裂強(qiáng)度和縫合牽拉強(qiáng)度.

采用YG(B)026G型醫(yī)用紡織品強(qiáng)力儀(溫州大榮紡織儀器有限公司)對(duì)補(bǔ)片進(jìn)行力學(xué)性能測(cè)試，樣本數(shù)量為5.參照ASTM D5035—2011測(cè)試?yán)煨阅?，試樣大小?5 cm×5 cm，隔距為7.5 cm，拉伸速度為300 mm/min，預(yù)加張力為1 N.參照GB/T 19976—2005測(cè)試頂破性能，試樣大小為9 cm × 9 cm，使用標(biāo)準(zhǔn)中規(guī)定的直徑為38 mm的鋼球進(jìn)行測(cè)試，有效夾持直徑為4.5 cm；另使用改造的內(nèi)徑為1.13 cm的夾持板，球形探頭直徑為10 mm，試樣大小為5 cm × 5 cm，該規(guī)格可用于較小試樣的測(cè)試，探頭速度為305 mm/min，預(yù)加張力為1 N，根據(jù)式(1)計(jì)算頂破伸長(zhǎng)率.參照ISO 7198—1998的縫合固位強(qiáng)度測(cè)試并加以改進(jìn)測(cè)試縫合牽拉性能，試樣大小為5 cm×5 cm，用金屬縫合線在補(bǔ)片邊緣1.5 cm處穿過(guò)，形成半環(huán)并夾持在下夾頭中，上下夾頭隔距為10 cm，拉伸速度為100 mm/min，預(yù)加張力為0.3 N，測(cè)試縱、橫向的斷裂強(qiáng)力.參照GB/T 3917.3—2009梯形撕裂法測(cè)試撕裂性能，試樣大小為15 cm×7.5 cm，拉伸速度為100 mm/min，預(yù)加張力為1 N.另采用體視顯微鏡觀察測(cè)試前的剪切口形態(tài).

(1)

1.2.2 補(bǔ)片的延伸性

補(bǔ)片的延伸性即拉伸時(shí)的應(yīng)變，表示在受拉力時(shí)的伸長(zhǎng)變形能力的大小.補(bǔ)片在臨床應(yīng)用中不會(huì)承受一次性被破壞的應(yīng)力，具有臨床意義的延伸性應(yīng)為小應(yīng)力下的應(yīng)變，本文考察16 N/cm下的伸長(zhǎng)率.

1.2.3 補(bǔ)片的剛度

補(bǔ)片的彎曲剛度指抵抗彎曲方向形狀變化的能力，懸臂梁法可直接得到彎曲剛度[17-18].本文使用LLY-01型電子硬挺度儀(萊州市電子儀器有限公司)，參照DIN 53362—2003，壓板速度為0.3 cm/s，由式(2)和(3)計(jì)算單位面積抗彎剛度(B，mN×cm2).另外，以伸長(zhǎng)到5%的應(yīng)力與應(yīng)變之比作為衡量補(bǔ)片在小應(yīng)變下的剛度.

(2)

(3)

其中：F1為單位長(zhǎng)度懸臂彎曲力，mN/cm；m為試樣的質(zhì)量，g;l為長(zhǎng)度，cm;l0為試樣彎曲長(zhǎng)度，cm;g為重力加速度，m/s2.

1.2.4 數(shù)據(jù)處理與統(tǒng)計(jì)檢驗(yàn)

使用SPSS-20.0軟件對(duì)同一試樣的縱、橫向與正、反面進(jìn)行獨(dú)立T檢驗(yàn)，用單因素方差分析對(duì)不同試樣的同一性能測(cè)試結(jié)果進(jìn)行多重比較分析，置信度為95%，p<0.05時(shí)有顯著性差異.

2 結(jié)果與討論

2.1 單向拉伸性能

單向拉伸的測(cè)試結(jié)果如表2所示. 由表2可知，試樣A和B的縱向斷裂強(qiáng)度超過(guò)75 N/cm，橫向遠(yuǎn)大于15 N/cm；試樣C的縱、橫向斷裂強(qiáng)力無(wú)顯著性差別，斷裂強(qiáng)度皆遠(yuǎn)大于15 N/cm，能夠抵抗腹壁壓力.各試樣在16 N/cm下的縱、橫向伸長(zhǎng)率之間有顯著性差異，除試樣C的橫向外，都能夠達(dá)到(25±7)%.試樣A在16 N/cm下的橫向伸長(zhǎng)率大于縱向，彈性模量小于縱向，縱向抗張強(qiáng)度優(yōu)于橫向，最接近腹壁各向異性特點(diǎn)，在放置補(bǔ)片時(shí)，需將補(bǔ)片橫向沿腹壁縱向放置.試樣B和C在16 N/cm下的縱向伸長(zhǎng)率大于橫向，彈性模量小于橫向，故需將補(bǔ)片縱向沿腹壁縱向放置.該結(jié)構(gòu)補(bǔ)片的橫密越大，縱向斷裂強(qiáng)力越大，初始彈性模量越大，斷裂伸長(zhǎng)率越??；縱密越大，橫向斷裂強(qiáng)力越大，初始彈性模量越大，斷裂伸長(zhǎng)率越小.因?yàn)闄M密越大，單位寬度內(nèi)的縱行數(shù)越多，沿縱向拉伸時(shí)，有更多單絲同時(shí)受力.但試樣C的縱密很高，單絲在編織時(shí)所受張力增大，與機(jī)器部件摩擦增多，使縱、橫向強(qiáng)力均下降，橫向延伸性顯著下降.3個(gè)試樣的縱密相差較大，橫密相差不大，使橫向斷裂伸長(zhǎng)率之間均有顯著性差異，密度對(duì)比系數(shù)K越小，斷裂強(qiáng)力的縱、橫向差異越小，伸長(zhǎng)率差異越大.

表 2 各試樣的單向拉伸性能特征值

2.2 縫合牽拉性能

縫合牽拉強(qiáng)力的測(cè)試結(jié)果如表3所示.由表3可知，橫向牽拉強(qiáng)力大于縱向，這與商用三針開(kāi)口經(jīng)緞組織補(bǔ)片(BardMesh)的縫合牽拉結(jié)果一致，但試樣C的縱、橫向之間無(wú)顯著性差異[19].當(dāng)使用0-PP縫合線穿過(guò)豬腹壁邊緣1.5 cm進(jìn)行縫合牽拉，縫合點(diǎn)數(shù)量為1時(shí)，縫合牽拉力至少為46 N[20]，本文中的補(bǔ)片的縫合牽拉強(qiáng)力均大于46 N，具有良好的抗縫合牽拉力.

表 3 各試樣的縫合牽拉強(qiáng)力

2.3 撕裂性能

梯形撕裂的測(cè)試結(jié)果如表4所示.

表 4 各試樣縱向撕裂特征值

由表4可知，各試樣的縱向最大撕破力之間有顯著性差異，橫密越大，縱向撕破力越大.各試樣的橫向撕裂性能受剪切口形態(tài)的影響較大，詳細(xì)數(shù)據(jù)如表5所示.撕裂切口的線圈形態(tài)與撕裂后補(bǔ)片的形態(tài)如圖1所示.由表5可知，每個(gè)試樣的橫向撕破力均有一組較大值和一組較小值.根據(jù)每個(gè)試樣的測(cè)試結(jié)果與相應(yīng)剪切口形態(tài)，發(fā)現(xiàn)當(dāng)切口沿延展線時(shí)(圖1(a))，試樣斜向繼續(xù)撕裂(圖1(b))，力值較大的(測(cè)試序號(hào)1～3)；當(dāng)切口沿線圈時(shí)(圖1(c))，試樣沿切口方向繼續(xù)撕裂(圖1(d))，力值較小(測(cè)試序號(hào)4～6).表5中分別計(jì)算出各試樣橫向撕裂特征值在兩種情況下的平均值，從峰值平均值來(lái)看，所有試樣的縱向和當(dāng)沿橫向延展線剪開(kāi)時(shí)都至少能夠承受46 N的力，具有抗撕裂能力.試樣B和C與A的比較可知，縱密越大，橫向撕破力越大，但試樣A與C之間無(wú)顯著性差異，試樣C的橫向撕破力也因縱密過(guò)大而降低.由于縱向撕裂強(qiáng)力不受剪切口線圈形態(tài)的影響，預(yù)成型補(bǔ)片在進(jìn)行裁剪時(shí)應(yīng)沿縱向產(chǎn)生切口，避免破壞橫向圈弧與圈柱的完整性，對(duì)橫向進(jìn)行剪裁時(shí)可沿延展線剪切.

表 5 各試樣橫向撕裂特征值

(a) 沿橫向延展線的缺口(×20) (b) 沿橫向延展線缺口的撕裂形態(tài)

(c) 沿橫向線圈的缺口(×20) (d) 沿橫向線圈缺口的撕裂形態(tài)

2.4 頂破性能

各試樣的頂破測(cè)試結(jié)果如表6所示.由表6可知，所有試樣的頂破強(qiáng)度大于16 N/cm，具有抵抗腹壁壓力的能力，但僅試樣A略能達(dá)到最低彈性要求.在單向拉伸中，非拉伸方向產(chǎn)生收縮，16 N/cm下的伸長(zhǎng)率比頂破伸長(zhǎng)率高，補(bǔ)片在實(shí)際受力時(shí)周圍被束縛，故采用單向拉伸可能會(huì)過(guò)高評(píng)價(jià)其延伸性.

兩種測(cè)試方法所得結(jié)果均為總密度越大，頂破強(qiáng)力越大，頂破位移和16 N/cm下的伸長(zhǎng)率越小.試樣C和B的總密度相近，用38 mm鋼球測(cè)試時(shí)，試樣C的頂破強(qiáng)力明顯比試樣B低.用10 mm鋼球測(cè)試時(shí)，試樣C的頂破強(qiáng)力僅比試樣B略低且與試樣B之間無(wú)顯著性差異，頂破位移和16 N/cm下的伸長(zhǎng)率比試樣A和B大.試樣在38 mm鋼球有更多面積未與鋼球接觸，兩種方法所得曲線(圖2)差異很大，由于試樣的有效夾持面積比不同，曲線的起始段斜率變化相反.K值越大，兩種方法的強(qiáng)度相差越小，甚至幾乎相同，可見(jiàn)測(cè)試方法對(duì)結(jié)果有很大影響，在引用數(shù)據(jù)時(shí)需注明測(cè)試方法.

表 6 各試樣的頂破性能特征值

(a) 10 mm頂珠 (b) 38 mm頂珠

2.5 彎曲剛度

彎曲剛度的測(cè)試結(jié)果如表7所示.由表7可知，所有試樣的橫向抗彎剛度大于縱向，反面的抗彎剛度大于正面，且縱、橫向之間以及正、反面之間都有顯著性差異.橫密越大，縱向抗彎剛度越大；縱密越大，橫向抗彎剛度越大.由于縱密比橫密之間相差的線圈數(shù)多，故僅橫向有試樣之間的顯著性差異，密度對(duì)比系數(shù)越大，縱橫向上的差別越小，這與單向拉伸的初始彈性模量結(jié)果一致，兩種指標(biāo)都可用于評(píng)價(jià)補(bǔ)片的剛度.

表 7 各試樣的單位面積抗彎剛度

3 結(jié)論與展望

三針開(kāi)口經(jīng)緞補(bǔ)片的強(qiáng)度能夠達(dá)到甚至超出腹壁最大抗張強(qiáng)度，但其延伸性仍需要改善. 該結(jié)構(gòu)補(bǔ)片的縫合牽拉強(qiáng)力以及縱向撕裂強(qiáng)力能達(dá)到腹壁生理特性的要求，但當(dāng)橫向圈弧與圈柱被破壞，補(bǔ)片在橫向受力時(shí)的抗撕裂能力顯著下降.補(bǔ)片原料相同時(shí)，織物密度對(duì)其力學(xué)性能有很大影響，縱密不易過(guò)大，否則對(duì)各項(xiàng)強(qiáng)力均有不利影響，密度對(duì)比系數(shù)K影響其力學(xué)各向異性，K越小，縱橫向之間的拉伸斷裂強(qiáng)力的差異越小，伸長(zhǎng)率的差異越大，較高K值的補(bǔ)片更符合腹壁各向異性的特點(diǎn).單向拉伸曲線的初始模量與懸臂梁法測(cè)得的抗彎剛度結(jié)果一致，都能夠表達(dá)補(bǔ)片的剛度，懸臂梁法還能夠表達(dá)補(bǔ)片的正、反面差異.臨床使用補(bǔ)片時(shí)應(yīng)選擇合適的方向放置補(bǔ)片，并重視補(bǔ)片正、反面剛度的差異，且應(yīng)沿縱向或沿橫向的延展線進(jìn)行剪裁，避免破壞橫向的線圈，補(bǔ)片在預(yù)成型的制備中也應(yīng)遵循此原則.建議補(bǔ)片在設(shè)計(jì)中能夠標(biāo)明產(chǎn)品的力學(xué)特點(diǎn)和應(yīng)避免裁剪的位置，有利于醫(yī)生合理的應(yīng)用材料，提高材料植入后的腹壁順應(yīng)性以及患者的術(shù)后生活質(zhì)量.

[1] 嵇振嶺,李俊生.疝修補(bǔ)材料的類型、 研究工作進(jìn)展與應(yīng)用選擇[J].東南大學(xué)學(xué)報(bào)(醫(yī)學(xué)版), 2009, 28(5): 451--454.

[2] 李洪秀,李航宇,趙作偉,等.普通外科 3 種生物材料國(guó)際發(fā)展態(tài)勢(shì): 基于湯森路透 Web of Science 數(shù)據(jù)庫(kù)的文獻(xiàn)計(jì)量結(jié)果分析[J].中國(guó)組織工程研究, 2012, 16(3): 381-390.

[3] LEBLANC K A. Prostheses and products for hernioplasty[M]. 4th ed. London: Springer, 2013: 103-150.

[4] REIS P, CHAGAS V, SILVA J M, et al. Nonwoven polypropylene prosthesis in large abdominal wall defects in rats[J]. Acta Cirurgica Brasileira, 2012, 27(10): 671-680.

[5] 王明剛,陳杰,申英末,等.非編織補(bǔ)片和編織補(bǔ)片在腹腔鏡腹股溝疝修補(bǔ)術(shù)中應(yīng)用的對(duì)比研究[J].首都醫(yī)科大學(xué)學(xué)報(bào), 2011, 32(3): 401-403.

[6] BROWN C, FINCH J. Which mesh for hernia repair?[J] Annals of the Royal College of Surgeons of England, 2010, 92(4): 272-278.

[7] 苗琳莉,王舫,王璐，等.紡織基疝修復(fù)假體材料及產(chǎn)品特征[J].東華大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2014, 40(6) :758-766.

[8] 王璐，KING M W.生物醫(yī)用紡織品[M].北京: 中國(guó)紡織出版社. 2011: 154-159.

[9] SAJID M, LEAVER C, BAIG M, et al. Systematic review and meta‐analysis of the use of lightweight versus heavyweight mesh in open inguinal hernia repair[J]. British Journal of Surgery, 2012, 99(1): 29-37.

[10] KLINGE U, CONZE J, LIMBERG W, et al. Pathophysiology of the abdominal wall[J]. Chirurg, 1996, 67(3): 229-233.

[11] JUNGE K, KLINGE U, PRESCHER A, et al. Elasticity of the anterior abdominal wall and impact for reparation of incisional hernias using mesh implants[J]. Hernia, 2001, 5(3): 113-118.

[12] F?RSTEMANN T, TRZEWIK J, HOLSTE J, et al. Forces and deformations of the abdominal wall: A mechanical and geometrical approach to the linea alba[J]. Journal of Biomechanics, 2011, 44(4): 600-606.

[13] KURESHI A, VAIUDE P, NAZHAT S N, et al. Matrix mechanical properties of transversalis fascia in inguinal herniation as a model for tissue expansion[J]. Journal of Biomechanics, 2008, 41(16): 3462-3468.

[14] KIRILOVA M, STOYTCHEV S, PASHKOULEVA D, et al. Experimental study of the mechanical properties of human abdominal fascia[J]. Medical Engineering & Physics, 2011, 33(1): 1-6.

[15] HOLLINSKY C, SANDBERG S. Measurement of the tensile strength of the ventral abdominal wall in comparison with scar tissue[J]. Clinical Biomechanics, 2007, 22(1): 88-92.

[16] ROBINSON T, CLARKE J, SCHOEN J, et al. Major mesh-related complications following hernia repair[J]. Surgical Endoscopy and Other Interventional Techniques, 2005, 19(12): 1556-1560.

[17] 楊萍,于偉東.紗線和織物的彎曲剛度[J].毛紡科技, 2002(1):8-12.

[18] WEI M. The theory of the cantilever stiffness test[J]. Journal of the Textile Institute, 1989, 80(1): 98-106.

[19] DEEKEN C R, ABDO M S, FRISELLA M M, et al. Physicomechanical evaluation of polypropylene, polyester, and polytetrafluoroethylene meshes for inguinal hernia repair[J]. Journal of the American College of Surgeons, 2011, 212(1): 68-79.

[20] RIET M, STEENWIJK P, KLEINRENSINK G J, et al. Tensile strength of mesh fixation methods in laparoscopic incisional hernia repair[J]. Surgical Endoscopy and Other Interventional Techniques, 2002, 16(12): 1713-1716.

Characterization of Mechanical Properties of Warp Knitting Hernia Repair Mesh and the Clinical Significance

MIAOLin-li1a,1b,XURui1a,1b,NOORSanbhal1a,1b,WANGLu1a,1b,GUIDOINRobert2

(a. College of Textiles；b. Key Laboratory of Textile Science &Technology, Ministry of Education, 1.Donghua University, Shanghai 201620, China;2. Faculty of Medicine, Lavel University, Quebec QC G1V 0A6， Canada)

Mechanical tests and evaluation on tensile strength, extension and stiffness of hernia repair mesh with three-needle open atlas stitch were performed，and suggestion for clinical application were proposed. For the strength and extension, the results of ball burst test demonstrated that the strength of the mesh was much higher than that physiological required for abdominal wall, however, the extension cannot satisfy the physiological elasticity. The results of tensile tests showed that the anisotropy of hernia repair mesh was influenced by the ratio (K) of course density to wale density, meshes with highKwas more in line with physiological requirement. The suture pull out strength and tear strength in longitudinal direction were conformed to the required mechanical property of abdominal wall, however, the tear strength in horizontal direction were greatly decreased when integral loops in horizontal direction were broken. Besides, bending stiffness of technical face and technical back were different, clinical researchers should pay more attention to the difference between front and back of the mesh. The damage of loops in horizontal directions should be avoided when cutting the mesh.

warp knitting； hernia repair mesh; three-needle open atlas stitch; mechanical property; anisotropy; stiffness

1671-0444 (2016)06

2015-11-16

苗琳莉(1990—)，女，河南衛(wèi)輝人，碩士研究生，研究方向?yàn)獒t(yī)用人工補(bǔ)片. E-mail: miaolinli_1990@126.com 王 璐(聯(lián)系人)，女，教授， E-mail: wanglu@dhu.edu.cn

TS 181.8

A