一种具备梯度力学过渡的肋骨植入结构、设计方法及应用

技术领域

本发明属于人工假体技术领域，具体涉及一种具备梯度力学过渡的肋骨植入结构、设计方法及应用。

背景技术

胸壁肿瘤患者术后常常出现大面积胸肋骨缺损，胸壁重建是唯一有效的治疗手段。近年来，增材制造技术在医学的应用逐渐深入，激光增材制造TC4肋骨植入物因其个性化适配能力，能够使胸壁重建技术得到极大改善。现阶段，激光增材制造TC4肋骨植入物已开展了初期的临床植入工作，其仍存在的限制及不足主要集中于以下两个方面：一是现有的肋骨植入物仅仅满足了解剖学胸壁外形修复的目的，而单纯的TC4肋骨植入物刚性重建因其模量过高而未能较好地实现与呼吸功能直接相关的肋软骨等生理结构的功能重现，从而导致患者术后出现限制性肺通气功能障碍，严重时可诱导呼吸衰竭问题；二是由于钛合金生物活性有限，大面积置换时会导致植入物周围软组织延迟愈合，创面感染，降低了术后恢复能力。

针对肋骨植入物早期出现的应力屏蔽现象，对植入物的设计经历了传统式板条状肋骨植入物、棒状/丝状肋骨植入物、多孔式肋骨植入物和“希腊波”结构肋骨植入物等结构的不断改进。“希腊波”结构植入物相较于前几种静态重建、僵硬不具备生理灵活性的结构而言，可能会具有更好的弹性，但是目前这些结构均在处于初步尝试阶段，缺乏相关的结构力学性能基础数据，无法准确地评估其与自然肋骨的匹配度以及对生物功能的恢复程度。

现有技术中，公开了将弹性结构的棒状植入物作为连接至少两个骨段的固定元件，在临床应用中实现了胸骨、肋骨、肋软骨植入物的轻量化，并具有一定的弹性功能，但该结构的设计没有考虑肋骨本身弹性模量等参数对功能的影响，其结构力学性能，以及与人体自然肋骨的匹配性均未有报道，仍无法判断植入后对人体呼吸功能的影响。

现有技术中，公开了采用弹性结构的肋软骨假体植入物，其中间为弹性结构，两端为固定结构，通过改变中间弹性结构的参数，使得该肋软骨假体植入物的弹性系数能够根据植入部位不同进行相应的改变。但该技术仅是对于肋软骨部分的设计，对于两端的固定结构没有任何说明，如果只是采用常规结构会导致应力集中，无法真实的模拟人体肋骨。该文件中提及了打印材料可以为PEEK和钛合金，但未提及钛合金的具体打印参数，且即使为同种结构，PEEK与钛合金二者材料属性也相差过大，不可能达到相同性能。

表1展示了文献报道的肋骨力学性能，其中肋骨皮质骨的弯曲弹性模量为11.5GPa左右，具有伸缩功能的肋骨的弯曲弹性模量很低，在8.7-12.6MPa之间，而在现有技术中的肋骨植入物的弹性模量无法达到肋软骨范围，也不能同时满足肋骨和肋软骨弹性模量，因此现有技术中的仿生肋骨植入物仍然会使患者术后出现限制性肺通气功能障碍，导致患者呼吸功能的恢复受到抑制。

表1肋骨力学特性

发明内容

要解决的技术问题：

为了避免现有技术的不足之处，本发明提供一种具备梯度力学过渡的肋骨植入结构、设计方法及应用，发明人通过对肋骨植入物模型进行有限元模拟力学分析，得出结构参数对弹性模量变化影响机理，并通过计算获得了符合自然肋骨生物力学的合理结构参数范围；同时根据人体肋骨和肋软骨弹性模量的不同，采用梯度过渡，设计出对呼吸功能起主要作用的第2肋至第6肋的梯度力学变截面肋骨植入物，使其同时具有肋软骨部分以及肋骨部分的功能。本发明解决了肋骨植入物与肋软骨、肋骨弹性模量不一致，无法满足患者术后正常呼吸的问题。

本发明的技术方案是：一种具备梯度力学过渡的肋骨植入结构，所述肋骨植入结构为弹性模量呈梯度变化的弹性结构，沿长度方向力学水平依次满足人体肋软骨部分和肋骨部分力学性能，肋软骨部分和肋骨部分之间采用力学的梯度过渡结构，所述肋软骨部分的外端与胸骨植入物连接，所述肋骨部分的外端与人体肋骨缺失端连接；

所述梯度过渡结构衔接于肋软骨部分和肋骨部分之间，实现植入肋骨从低模量到高模量结构力学梯度过渡。

本发明的进一步技术方案是：所述肋骨植入结构的外包络椭圆尺寸设定与人体自然肋骨外形尺寸一致，当长半轴A＝3.4mm，短半轴B＝3.0mm时，肋软骨部分弯曲弹性模量为396MPa，肋骨部分弯曲弹性模量为10.9GPa；当长半轴A＝5.0mm，短半轴B＝3.0mm时，肋软骨部分弯曲弹性模量为170MPa，肋骨部分弯曲弹性模量为3.6GPa。

本发明的进一步技术方案是：所述肋骨植入结构为类弹簧状肋骨结构；所述梯度肋骨部分为TC4钛合金，从肋软骨部分到肋骨部分之间包括三阶梯度变化，三阶梯度的弹簧丝截面长半轴a依次分别为1.6-2.4mm、2.4-3.2mm、3.2-4.8mm，三阶梯度的短半轴b均为1.0mm，三阶梯度的弹簧丝节距t依次分别为5.5、7.0、10.0mm。

本发明的进一步技术方案是：所述肋软骨部分为TC4钛合金类弹簧结构，类弹簧外包络椭圆尺寸的长半轴A为3.4-5.0mm，短半轴B为3.0mm，其弹簧丝横截面椭圆尺寸的长半轴a为1.3-1.5mm，短半轴b为0.8-1.0mm，弹簧丝节距t为4.0-6.3mm，其弯曲弹性模量为170-396MPa。

所述肋骨部分为TC4钛合金类弹簧结构，类弹簧外包络椭圆尺寸的长半轴A为3.4-5.0mm，短半轴B为3.0mm，其弹簧丝横截面椭圆尺寸的长半轴a为4.8mm，短半轴b为1.2mm，弹簧丝节距t为10.0mm，其弯曲弹性模量为3.6-10.9GPa。

本发明的进一步技术方案是：所述肋软骨部分的外端与胸骨植入物之间采用加固结构连接；

所述加固结构顶端截面与肋软骨部分的外端截面一致并平滑连接，其底端与胸骨植入物侧壁光滑连接，且加固结构从顶端到底端的径向截面面积沿轴向递增。

一种具备梯度力学过渡的肋骨植入结构的设计方法，具体步骤如下：

步骤1：构建弹性结构的有限元应力应变分析模型，结合实验验证类弹簧状肋骨植入结构的结构参数对力学性能的影响；

步骤2：构建结构参数与弯曲弹性模量E的拟合关系模型；

步骤3：根据肋骨和肋软骨的弯曲弹性模量，采用步骤2的拟合关系模型计算肋骨植入结构中肋骨部分和肋软骨部分的各结构参数值，确定肋骨部分和肋软骨部分的结构；

步骤4：根据肋骨部分和肋软骨部分的结构参数，确定两者之间的梯度变化并建立连接，得到梯度过渡结构；

步骤5：采用选区激光熔化方法制备肋骨部分、梯度过渡结构、肋软骨部分的一体结构，即得到肋骨植入结构。

本发明的进一步技术方案是：所述步骤1中，首先，构建弹性结构的模型，即类弹簧结构模型；然后，对模型进行有限元应力应变分析；之后，对有限元模拟进行验证；最后得出类弹簧状肋骨植入结构的结构参数对力学性能的影响；所述结构参数包括弹簧丝横截面椭圆尺寸的长半轴a和短半轴b、弹簧丝节距t、类弹簧外包络椭圆尺寸的长半轴A和短半轴B；

弹簧丝横截面尺寸a,b越大，类弹簧状肋骨植入物的结构弹性模量越大；弹簧丝横截面长短半轴的差异越大，类弹簧试样的结构弹性模量越低；且在同等条件下，椭圆状弹簧丝的截面面积对弹性模量的影响大于长短半轴的差异影响；

弹簧丝节距t越大，类弹簧状肋骨植入物的结构弹性模量越大；

类弹簧状肋骨植入物外包络椭圆尺寸A,B越小，类弹簧状肋骨植入物的结构弹性模量越大，且其长半轴的调整相比短半轴对结构弹性模量的影响显著。

弹簧丝横截面尺寸呈现较大的正相关性，外包络椭圆尺寸呈现较大的负相关性，二者对类弹簧状肋骨植入物的弯曲弹性模量影响较大，弹簧丝节距呈现中等的正相关性，影响较小。

本发明的进一步技术方案是：所述步骤2中，弯曲弹性模量E的拟合关系模型为：

一种具备梯度力学过渡的肋骨植入结构的应用，将肋骨植入结构用于胸壁重建的肋骨替代产品；所述肋骨替代产品为一体化结构，包括第2肋至第6肋、以及胸骨植入物；

所述第2肋的参数为：肋软骨部分长度28mm，梯度肋骨部分的第一阶长度11mm，梯度肋骨部分的第二阶长度14mm，梯度肋骨部分的第三阶长度7mm，肋骨部分长度0；

所述第3肋的参数为：肋软骨部分长度28mm，梯度肋骨部分的第一阶长度11mm，梯度肋骨部分的第二阶长度14mm，梯度肋骨部分的第三阶长度7mm，肋骨部分长度0；

所述第4肋的参数为：肋软骨部分长度40mm，梯度肋骨部分的第一阶长度11mm，梯度肋骨部分的第二阶长度14mm，梯度肋骨部分的第三阶长度7mm，肋骨部分长度0；

所述第5肋的参数为：肋软骨部分长度56mm，梯度肋骨部分的第一阶长度11mm，梯度肋骨部分的第二阶长度14mm，梯度肋骨部分的第三阶长度7mm，肋骨部分长度0；

所述第6肋的参数为：肋软骨部分长度60mm，梯度肋骨部分的第一阶长度11mm，梯度肋骨部分的第二阶长度14mm，梯度肋骨部分的第三阶长度7mm，肋骨部分长度0。

本发明的进一步技术方案是：所述肋骨植入结构是孔径为400μm和500μm的表面点阵轻量化结构。

有益效果

本发明的有益效果在于：

(1)本发明构建了具备梯度力学过渡的肋骨植入结构三点弯曲有限元应力应变分析模型，结合实验验证了模拟的准确性和有效性。基于结构参数对弹性结构肋骨植入物弯曲弹性模量的影响的研究，对试验数据进行统计分析得到了各结构参数的相关性系数，并构建了具备梯度力学过渡的肋骨植入结构的弯曲弹性模量与各结构参数的拟合数据模型。实现了肋骨植入结构梯度力学同时贴近肋软骨部分与肋骨部分的力学需求，且二者之间采用梯度结构衔接实现力学精细过渡，肋软骨部分的弹性模量为170-396MPa MPa、肋骨部分的弹性模量为3.6-10.9GPa GPa，能够有效恢复患者术后呼吸功能。

(2)本发明针对激光增材制造钛合金植入物应用于胸壁骨性重建面临的呼吸受限问题，引入结构“梯度力学”思路，同时建立贴近肋软骨和肋骨弹性模量的类弹簧结构并采用梯度力学过渡，实现新型类弹簧状结构梯度力学仿生TC4肋骨植入物的设计与制备。

(3)本发明针对大面积胸壁植入术后创面反复感染，恢复能力差的问题，应用点阵结构构建了TC4表面微结构，基于多孔表面微结构的细胞相容性及细胞生长形态分析，推荐优先采用孔径为400μm和500μm的表面点阵轻量化结构。

(4)本发明在实际应用中，对呼吸功能起主要影响的第2肋至第6肋的仿生肋骨植入物进行了具体的设计，通过力学性能评价，结果显示本发明的结构实现力学性能的分区调控；实现胸肋一体模型的变模量设计。

附图说明

图1为具有弹性功能的类弹簧状结构梯度仿生肋骨植入结构模型；

图2为梯度力学类弹簧状肋骨植入结构和胸骨的一体成形结构图；(a)正视图；(b)侧视图；(c)连接处局部放大图；(d)SLM制备的TC4试样；

图3为类弹簧状肋骨植入物模型；(a)弯曲形模型1-3；(b)直形模型4-7；

图4为类弹簧状TC4肋骨植入物的结构参数示意图；

图5为不同情况下弹簧丝横截面短半轴b对力学性能的影响；

图6为不同长半轴a对类弹簧状肋骨植入物力学性能的影响；

图7为类弹簧结构横截面面积相同与长短半轴差异相同情况下的弯曲结构模量变化；(a)长短半轴差异a/b≈1.70；(b)长短半轴差异a/b≈1.40；(c)横截面面积π

图8为具有不同弹簧丝节距t的模型的应力应变曲线；(a)a＝1.4mm，b＝0.8mm；(b)a＝1.5mm，b＝0.8mm；(c)a＝1.6mm，b＝1.0mm；(d)a＝1.7mm，b＝1.0mm；

图9为a＝1.6mm，b＝1.0mm时不同弹簧丝节距t模型在固定变形量下的载荷变化；

图10为不同情况下椭圆状类弹簧外圈长半轴A与短半轴B对力学性能的影响；(a)类弹簧外圈短半轴B固定；(b)类弹簧外圈长半轴A固定；

图11为(ab/AB)与E的拟合关系曲线；

图12为x与E的拟合关系曲线；

图13肋软骨部分模型与肋骨部分模型的设计；(a)肋软骨部分模型；(b)肋骨部分模型；

图14肋软骨、肋骨植入物模型有限元分析的应力、位移分布图；(a)、(b)为肋软骨植入物模型的应力、位移分布图；(c)、(d)为肋骨植入物模型的应力、位移分布图；

图15为类弹簧状肋骨植入结构模型有限元分析的应力应变图；(a)肋软骨部分模型；(b)肋骨部分模型；

图16“梯度力学”类弹簧状肋骨植入物模型；

图17梯度力学类弹簧状肋骨植入物模型有限元分析的应力、位移分布图：(a)、(b)为第2肋模型的应力、位移分布图；(c)、(d)为第3肋模型的应力、位移分布图；(e)、(f)为第4肋模型的应力、位移分布图；(g)、(h)为第5肋模型的应力、位移分布图；(i)、(j)为第6肋模型的应力、位移分布图；

图18为2-6肋植入物模型模拟的三点弯曲应力应变曲线；

图19为SLM制备的5组梯度力学类弹簧状肋骨植入物试样与三点弯曲试验；(a)SLM制备的第2肋至第6肋试样；(b)三点弯曲试验；

图20为2-6肋植入物试样三点弯曲试验的应力应变曲线。

具体实施方式

下面通过参考附图描述的实施例是示例性的，旨在用于解释本发明，而不能理解为对本发明的限制。

本实施例一种具备梯度力学过渡的肋骨植入结构，根据人体肋骨和肋软骨弹性模量的不同，采用梯度过渡，设计出对呼吸功能其主要作用的第2肋至第6肋的梯度力学类弹簧状肋骨植入物，使其同时具有肋软骨部分以及肋骨部分的功能。首先解决了肋骨植入物与肋软骨、肋骨弹性模量不一致，无法满足患者术后正常呼吸的问题；同时解决了由于钛合金生物活性有限，大面积置换时会导致植入物周围软组织延迟愈合，创面感染，降低了术后恢复能力的问题。具体研究结果如下：

1.构建了类弹簧结构三点弯曲有限元应力应变分析模型，结合实验验证了模拟的准确性和有效性。通过调节类弹簧状肋骨植入物弹簧丝横截面椭圆的尺寸、弹簧丝节距、类弹簧外圈椭圆尺寸等结构参数组合，能够精确调节植入物模型的结构弯曲弹性模量。

(1)弹簧丝横截面尺寸(a,b)越大，类弹簧状肋骨植入物的结构弹性模量越大；弹簧丝横截面长短半轴的差异越大，类弹簧试样的结构弹性模量越低；且在同等条件下，椭圆状弹簧丝的截面面积对弹性模量的影响大于长短半轴的差异影响。

(2)弹簧丝节距t越大，类弹簧状肋骨植入物的结构弹性模量越大。

(3)类弹簧状肋骨植入物外包络椭圆尺寸(A,B)越小，类弹簧状肋骨植入物的结构弹性模量越大，且其长半轴的调整相比短半轴对结构弹性模量的影响显著。

(4)弹簧丝横截面尺寸呈现较大的正相关性，外包络椭圆尺寸呈现较大的负相关性，二者对类弹簧状肋骨植入物的弯曲弹性模量影响较大，弹簧丝节距呈现中等的正相关性，影响较小。

(5)建立了结构参数a、b、A、B、t与弯曲弹性模量E的拟合关系模型，拟合优度R2为0.8607，该拟合关系模型具有一定的拟合精度和预测能力。

2.实现了类弹簧状肋骨植入物“梯度力学”结构设计，弹性模量能同时贴近肋软骨和肋骨弹性模量需求，基于此利用选区激光熔化成形技术制备出具备结构梯度力学类弹簧状肋骨植入物模型的胸肋一体试样。并进一步利用点阵结构构建了表面微结构，采用细胞培养和表征分析，明确了微结构特征对材料表面细胞粘附和增殖能力的效用。

(1)实现了类弹簧状肋骨植入物结构梯度力学同时贴近肋软骨部分与肋骨部分的力学需求，且二者之间采用梯度结构衔接实现力学精细过渡，能够有效恢复患者术后呼吸功能。

(2)应用点阵结构构建了TC4表面微结构。研究发现，随着孔径尺寸的增加，表面粗糙度增加，与实体试样相比具有孔径的表面微结构试样的表面粗糙度能够提升7～10倍。同时孔径尺寸在300μm以上时孔隙率超过了50％。

(3)细胞实验结果表明孔径尺寸大小为400μm和500μm的表面微结构试样呈现优异的生物活性，细胞在其表面铺展更好，细胞呈细长状，伪足数量多。该结果表明具有较大的孔径尺寸的表面微结构试样能够为细胞提供较多的附着面积和较深的种植深度，更有利于细胞生长，有利于提高术后骨整合能力。

实施例：

本实施例一种具备梯度力学过渡的肋骨植入结构的制备方法，具体步骤如下：

步骤1：构建类弹簧结构的有限元应力应变分析模型，结合实验验证类弹簧状肋骨植入结构的结构参数对力学性能的影响；

步骤1.1类弹簧结构肋骨植入物CAD模型的构建

根据自然肋骨的物理特性，人体自然肋骨具有一定弧度，其长度范围大约在100.0-200.0mm，宽度范围在8.5-17.0mm，厚度范围在3.0-9.4mm，并根据其解剖结构发现肋骨中间部分的横截面轮廓近似为椭圆形，前端和后端略微厚且平坦。类弹簧结构的初始设计结构如图3所示，设计参数如表3-1所示，类弹簧结构最外轮廓线(简称外包络)横截面为椭圆，其长、短半轴分别设定为A和B，如图3(b)所示，初始设计尺寸设定为A＝5mm,B＝3mm。

垂直于类弹簧状肋骨植入物的横截面形状也与人体自然肋骨截面类似，呈椭圆形，椭圆的长短半轴设计数据如表2所示，其中长半轴a设置为1.5mm和1.6mm，短半轴b为0.8mm和1.0mm，平直形试样长度为75mm，弯曲形试样基于人体肋骨的曲率(7.69×10

表2类弹簧状肋骨植入物模型的初始设计参数

步骤1.2模型的材料属性设定

选用表3-1中的7组不同结构参数类弹簧状肋骨植入物模型，利用Abaqus有限元分析软件进行三点弯曲试验模拟，以获得不同结构参数下类弹簧状肋骨植入物模型的弯曲弹性模量。模拟时零件三维模型由UG进行建模，然后导入Abaqus软件中进行仿真分析。有限元分析中使用的TC4材料属性如表3所示。压头与底座均设定为刚体，即在任何力的作用下，体积和形状都不发生改变。

表3TC4肋骨植入物的材料属性

步骤1.3模型的边界条件设定及网格划分

步骤1.4模型的有限元模拟力学结果与分析

通过对模拟结果的对比分析可以得出结论，类弹簧状肋骨植入物的力学性能会受结构参数的影响，因此可以通过改变结构参数的方法降低类弹簧状肋骨植入物的刚度系数以及弹性模量，促使患者术后呼吸功能更好地恢复。

步骤1.5肋骨植入物结构参数对力学性能的影响分析

经上述分析类弹簧状肋骨植入物的设计参数有：弹簧丝横截面椭圆尺寸的长半轴a和短半轴b、弹簧丝节距t、类弹簧外包络椭圆尺寸的长半轴A和短半轴B。这三组参数共同决定了模型的力学性能，不同的参数组合将呈现不同的力学性能水平。类弹簧状肋骨植入物模型的长度均为75mm，为了探究不同结构参数对力学性能的影响，本研究采用控制变量的方法，依次分析单一参数的影响规律。

步骤1.5.1弹簧丝横截面椭圆尺寸对力学性能的影响

在弹簧丝节距t为6.3mm，弹簧丝截面椭圆长半轴a分别为1.4mm、1.5mm、1.6mm和1.7mm四种情况下对短半轴b变化的规律进行探索，b取值分别为0.8mm、1.0mm和1.2mm，具体实验组合如表4所示。另外，对应于类弹簧状肋骨植入物试样的弹性变形阶段，试样在外力作用下产生了弹性可逆变形，后随着应变的增加由弹性变形阶段进入了塑性变形阶段，试样发生了不可逆变形，应力迅速下降。然而，为了解决肋骨植入物弹性模量的匹配性问题，以下我们的研究分析主要集中于试样弹性变形阶段的结构弹性模量，对塑性变形阶段仍不做讨论。

表4弹簧丝横截面尺寸参数设计

对以上不同结构参数的试样进行了同等条件下的有限元分析模拟，结果如图5所示。根据有限元分析模拟得到的不同椭圆状弹簧丝横截面尺寸的类弹簧状肋骨植入物试样的弹性模量如表5所示。从图5中可以看出，随着应变的逐渐增大，类弹簧状肋骨植入物试样均呈现出相同的变化趋势，即应力也呈现上升趋势。同时，图(a)、(b)、(c)、(d)中均显示出长半轴a为1.4mm、1.5mm、1.6mm和1.7mm时，应力应变图中弹性阶段的斜率即弹性模量分别从130.87MPa增加至169.30MPa、139.58MPa增加至319.26MPa、175.65MPa增加至411.81MPa、141.46MPa增加至535.92MPa，也即试样的结构弯曲弹性模量均呈现出随着椭圆状弹簧丝短半轴b增加而增大，这是由于受力面积π·a·b逐渐增加决定的，例如在a＝1.4mm的情况下，随着b从0.8mm增加至1.2mm，单根弹簧丝的受力面积从1.12π增加至1.68π，因此，变形抗力的增加导致了弹性模量的增加，该规律简称为“面积规律”。此外，还可以发现，随着长半轴a的增大，这种差异性更为明显，这主要是由长短半轴的差异即a/b增大决定的，例如从a＝1.4mm，b＝1.2mm时a/b＝1.17增加至a＝1.7mm，b＝0.8mm时a/b＝2.13，长短半轴的差异降低了椭圆单位截面力分布的集中性和对称性，因此差异越大类弹簧状肋骨植入物试样的弯曲结构弹性模量越低，该规律我们可简称为“长短半轴差异规律”。而图5的(a)中当长半轴a＝1.4mm，短半轴b＝1.2mm时所对应的曲线与b＝1.0mm时对应的曲线呈现的结果贴近，也是由于两种情况下a与b大小接近，椭圆状弹簧丝横截面形貌近似圆形，以致二者呈现的弯曲结构模量也非常接近；而当a＝1.4mm，b＝0.8mm，即a/b＝1.75时，长短轴差异更为明显时呈现的规律则与其他三组一致。

表5不同短半轴b的类弹簧状肋骨植入物模型的弹性模量

如图6所示为类弹簧结构横截面椭圆长半轴a逐步变化，并在特定弹簧丝节距与短半轴b条件下呈现的应力应变曲线。图6三幅图均呈现在固定的短半轴b条件下，长半轴a越大，弹性模量越大。例如，图6中(c)，a从1.4mm增加至1.7mm时，弯曲结构模量从169.30MPa增加至535.92MPa。这主要的原因仍然是类弹簧结构横截面面积的增加提高了结构的变形抗力，进而提高了该结构的弯曲弹性模量，仍符合“面积规律”。这种规律在对比6(a)、(b)和(c)三组的弯曲弹性模量所属范围也能体现出来：从(a)到(c)，b值的逐渐增加提高了结构的横截面面积，因此，(a)到(c)的弯曲结构弹性模量的数值也在逐步增加。此外，还应该特别注意到，对于图6中(a)，a/b的值大于图(b)和图(c)，因此，长半轴a和短半轴b的差异最大，因此，引用图5确认的“长短半轴差异规律”可知，该组的变形抗力最小，所以尽管整体上基本符合“面积规律”，但各条曲线的差异并不明显。此情况在图(b)中仍然有所体现，这也仍是由于“长短半轴差异规律”主导的，而在图(c)中，由于短半轴的数值已经增加至1.2mm，明显降低了长短半轴的差异，a/b值在1.17～1.42之间，因此，力在横截面分布的密集性和对称性均较好，因此，该组的结构弹性模量差异最为明显，从169.30MPa逐步增加至535.92MPa，提升了216.55％。

图7中(a)、(b)和(c)、(d)分别为类弹簧结构长短半轴差异和横截面面积基本一致的条件下所呈现的弯曲结构模量的变化。分析图7的(a)和(b)可知，在近似的长短轴差异条件下，由于横截面面积不同，弯曲结构模量也不同，例如图(a)中长短轴差异a/b约为1.7，a＝1.4mm、b＝0.8mm时其横截面面积为1.12π，弹性模量为130.87MPa，而a＝1.7mm、b＝1.0mm时其横截面面积为1.70π，弹性模量为303.37MPa，横截面面积较大的类弹簧结构的弯曲模量较大；图(b)中长短轴差异a/b约为1.4，a＝1.4mm、b＝1.0mm时其横截面面积为1.40π，弹性模量为163.54MPa，而a＝1.7mm，b＝1.2mm时其横截面面积为2.04π，弹性模量为535.92MPa，横截面面积较大的类弹簧结构的弯曲模量较大。表明在近似的长短半轴差异下，横截面面积较大类弹簧结构的弯曲模量较大。

分析图7的(c)和(d)可知，在相近的横截面面积条件下，由于长短半轴差异不同，弯曲结构模量也不同，例如图7的(c)中横截面面积约为1.40π，a＝1.4mm、b＝1.0mm时其长短半轴差异为1.4，弹性模量为163.54MPa，而a＝1.7mm、b＝0.8mm时其长短半轴差异为2.125，弹性模量为141.46MPa，长短半轴差异较大的类弹簧结构的弯曲模量较小；图7的(d)中横截面面积约为1.70π，a＝1.4mm、b＝1.2mm时其长短半轴差异为1.17，弹性模量为169.30MPa，而a＝1.7mm、b＝1.0mm时其长短半轴差异为1.7，弹性模量为303.37MPa，长短半轴差异较大的类弹簧结构的弯曲模量反而较大，不符合“长短半轴差异规律”。更加精确的分析发现，此时长短半轴差异为1.17和1.7时对应的横截面积分别为1.68π和1.7π，即，后者长短半轴差异较大同时横截面面积也较大，基于其弹性模量也较大的结果可以推断，“面积规律”对弹性模量的影响大于“长短半轴差异规律”，即横截面面积对弹性模量影响更为显著。

1.5.2弹簧丝节距对力学性能的影响

为了探索弹簧丝节距t对类弹簧状TC4肋骨植入物模型力学性能的影响，在弹簧丝尺寸(a、b)与类弹簧结构外包络尺寸(A＝5mm、B＝3mm)为某一特定值的情况下，变换弹簧丝节距t为5.0mm、6.0mm、7.0mm进行规律探索。具体实验组合如表6所示。

表6弹簧丝节距t的试验参数

对以上不同参数的试样进行了同等条件下的有限元应力应变模拟，图8所示为不同弹簧丝节距t的类弹簧状TC4肋骨植入物模型在四组不同尺寸弹簧丝条件下的应力应变曲线。由图8的(a)和(b)可见，在椭圆状弹簧丝长半轴a与短半轴b分别为a＝1.4mm，b＝0.8mm和a＝1.5mm，b＝0.8mm的条件下，弹簧丝节距t在5.0mm到7.0mm的变化范围内对应的应力应变曲线线性部分变化不明显；而图8的(c)、(d)在a＝1.6mm，b＝1.0mm和a＝1.7mm，b＝1.0mm的条件下，可以很明显地发现随着弹簧丝节距t从5.0mm增加至7.0mm的应力应变曲线线性部分逐渐变陡，由表7可看出，其弹性模量分别从195.78MPa增加到379.35MPa，251.95MPa增加到386.30MPa。类弹簧弯曲结构模量与受压部位的载荷P成正比，随着弹簧丝节距t的增加，在某一固定变形量下，P的变化如图9所示，呈现出增加趋势。这是由于弹簧丝节距t越大，跨距L范围内的弹簧丝圈数越少，产生相同变形量的难度增加，故而P增加。因此，随着t的增加，弯曲结构模量增加。

表7具有不同弹簧丝节距t的类弹簧模型的弹性模量

综上，通过在弹簧丝长半轴a与短半轴b分别为a＝1.4mm，b＝0.8mm、a＝1.5mm，b＝0.8mm、a＝1.6mm，b＝1.0mm和a＝1.7mm，b＝1.0mm的四种情况下变化弹簧丝节距t的比较，可以发现弹簧丝节距t对类弹簧状肋骨植入物模型力学性能的影响存在以下规律，即随着弹簧丝节距t的增大，试样的应力应变曲线的斜率逐渐增大，意味着试样的弹性模量逐渐增大。

1.5.3类弹簧外包络尺寸对力学性能的影响

类弹簧状TC4肋骨植入物的外包络尺寸是由弹簧丝横截面扫掠过程的路径决定的，外包络尺寸示意图如图4中(b)所示，将分析类弹簧结构外包络尺寸的长半轴A和短半轴B对类弹簧状TC4肋骨植入物模型力学性能的影响，在弹簧丝长半轴a与短半轴b及弹簧丝节距t一定的情况下，即，长半轴a＝1.4mm，短半轴b＝0.8mm，弹簧丝节距t＝5.0mm条件下，改变外形包络尺寸长半轴A与短半轴B分别进行测试三组数据。具体实验组合如表8所示。

表8类弹簧结构外包络尺寸的实验参数

表9为不同类弹簧外包络尺寸下的各模型的弯曲弹性模量。可以看出，随着应变的逐渐增大，应力也在一定范围内上升。图10中(a)所呈现的是在固定外包络尺寸短半轴B＝2.6mm时长半轴A变化时的应力应变曲线，随着长半轴A的增大，应力应变曲线的斜率减小，即弯曲弹性模量降低。从表9也可看出，当A＝3.1mm，B＝2.6mm时，E＝675.7MPa，当A＝4.6mm，B＝2.6mm时，E＝220.5MPa。这表明在相同弹簧丝尺寸的条件下，类弹簧结构外圈尺寸越大，其内圈空心部分越大，类弹簧状TC4肋骨植入物实体部分比例降低，试样的弹性模量降低。

同样的，图10中(b)也呈现出相同的规律，在相同的弹簧丝尺寸条件下，在固定椭圆状类弹簧外包络长半轴A时，随着短半轴长度B的增大，模型的弹性模量逐渐变小。从表3-14也可看出，当A＝4.6mm，B＝2.6mm时，E＝220.5MPa，当A＝4.6mm，B＝3.6mm时，E＝107.1MPa。通过对比图10中(a)和(b)还可以发现，因长半轴A的变化从3.1mm增至4.6mm(增加量约48.4％)引起的弯曲弹性模量的降低为67.4％，而因短半轴B的变化从2.6mm增至3.6mm(增加量约38.5％)引起的弯曲弹性模量的降低为51.4％，所以长半轴A的变化调整对弯曲弹性模量的变化影响更大。

表9不同椭圆状类弹簧外圈尺寸下模型的弹性模量

综上，通过对比弹簧丝尺寸与弹簧丝节距t一定的情况下不同类弹簧外包络尺寸的应力应变图，可以发现椭圆状类弹簧外包络尺寸长半轴A和短半轴B对类弹簧状TC4肋骨植入物模型力学性能的影响存在以下规律，即随着类弹簧外包络尺寸的增大，类弹簧状TC4肋骨植入物的弹性模量减小。

1.5.4结构参数的相关性行为分析

为了定量化表示类弹簧状肋骨植入物模型的弯曲弹性模量与各结构参数之间的关系，对其进行相关系数的表征。由于研究对象的不同，相关系数有多种定义方式，较为常用的是皮尔逊相关系数、斯皮尔曼相关系数和肯德尔相关系数，这三种相关系数也被统称为“三大统计相关系数”。皮尔逊相关系数，又称皮尔逊积矩相关系数(Pearson Product-Moment Correlation Coefficient,PPMCC)，由Karl Pearson于19世纪80年代提出，用于度量两个变量X和Y之间的线性相关程度，通常以英文小写字母r来代表，其定义为两个变量之间的协方差和标准差的商，公式可表达为式(1)：

其中

皮尔逊相关系数r的取值区间为[-1,1]。当r＝0时，代表两组变量不具有线性相关性。当r在(-1,0)范围内时，代表两组变量具有负向相关性，取值越小，负向相关性越大，当r＝-1时，代表两组变量呈现完全的负向线性相关关系。当r在(0,1)范围内时，代表两组变量具有正向相关性，取值越大，正向相关性越大，当r＝1时，代表两组变量呈现完全的正向线性相关关系

表10相关性系数强弱判断

将上述研究的三种结构参数所对应的类弹簧状肋骨植入物模型的弯曲弹性模量分别作为各结构参数的Y值，三种结构参数弹簧丝横截面椭圆尺寸(a·b)、弹簧丝节距t、类弹簧外包络椭圆尺寸(A·B)分别作为X值，计算它们之间的皮尔逊相关系数r，得到的结果如表11所示，其中相关性大于0.8的代表相关性高，小于0.8的代表相关性中等。

由表3-16可知，横截面椭圆尺寸(a·b)与类弹簧外包络椭圆尺寸(A·B)呈现了高度相关性，其相关性系数分别达到0.899与-0.937，其中类弹簧外包络椭圆尺寸(A·B)更是表现出重要相关性，这证明弹簧丝横截面面积和类弹簧外包络椭圆面积大小对类弹簧状肋骨植入物的弯曲弹性模量的影响显著。同时，横截面面积呈现较大的正相关性，这表明横截面面积越大，类弹簧状肋骨植入物模型的弯曲弹性模量越大，这与“面积规律”结论一致；类弹簧外包络椭圆面积呈现较大的负相关性，这表明类弹簧外包络椭圆面积越小，类弹簧状肋骨植入物模型的弯曲弹性模量越大，这与前面所分析得到的结论一致。而弹簧丝节距t的相关性系数为0.765，呈现中等相关性，这表明在同等条件下弹簧丝节距t对类弹簧状肋骨植入物模型的弯曲弹性模量存在一定影响，且t呈现正相关性，表明t越大，类弹簧状肋骨植入物模型的弯曲弹性模量越大，这与前面所分析得到的结论一致。长短半轴差异a/b的相关性系数为-0.47，呈现负相关性，表明长短半轴差异越大，类弹簧状肋骨植入物模型的弯曲弹性模量越小，符合“长短半轴差异规律”，但其显著性程度远远低于“面积规律”，也与前面所得结论完全一致。

表11类弹簧状肋骨植入物模型的弯曲弹性模量与各结构参数之间的皮尔逊相关系数

综上可知，弹簧丝横截面椭圆面积参数(a·b)、类弹簧外包络椭圆面积参数(A·B)和弹簧丝节距t对类弹簧状肋骨植入物力学性能影响更为显著，后续将以此为关键参数构建力学性能的拟合模型。

步骤2：构建结构参数与弯曲弹性模量E的拟合关系模型；

由前文对类弹簧状肋骨植入物的结构参数对力学性能的影响规律的分析，可以发现，类弹簧状肋骨植入物的弯曲弹性模量的变化过程是在弹簧丝横截面椭圆面积参数(a·b)、弹簧丝节距t、类弹簧外包络椭圆面积参数(A·B)等多种因素综合影响下发生的复杂变化，为了对类弹簧状肋骨植入物的弯曲弹性模量进行预测及结构参数的设计提供依据，建立类弹簧状肋骨植入物受结构参数影响变化量趋势项的数学模型很有必要。为了系统的建立拟合数据模型，需对不同结构参数的类弹簧状肋骨植入物的弯曲弹性模量数据进行统计分析，表12为前文设计的不同结构的类弹簧状肋骨植入物模型的结构参数与弯曲弹性模量的值。

表12类弹簧状肋骨植入物模型的结构参数与弯曲弹性模量

由结构参数的相关性行为分析可知，弹簧丝横截面椭圆尺寸(a·b)与类弹簧状肋骨植入物的弯曲弹性模量呈较大的正相关性，类弹簧外包络椭圆尺寸(A·B)与类弹簧状肋骨植入物的弯曲弹性模量呈较大的负相关性，弹簧丝节距t的相关性相对较小，呈中等相关性。所以，在建立类弹簧状肋骨植入物受结构参数影响变化量趋势项的数学模型时，弹簧丝横截面椭圆尺寸(a·b)需与结果呈正比关系，类弹簧外包络椭圆尺寸(A·B)需与结果呈反比关系，二者呈主要影响，弹簧丝节距t影响较小。因此，首先建立(ab/AB)与E的拟合关系模型，如图11所示为弹簧丝横截面椭圆尺寸(a·b)与类弹簧外包络椭圆尺寸(A·B)的比值(ab/AB)与E的拟合关系曲线，得到以下(ab/AB)与E的拟合关系式(2)：

对(ab/AB)与E的拟合关系模型进行有效性检验，求得该拟合关系模型的拟合优度R

在建立了(ab/AB)与E的拟合关系模型后，将(ab/AB)的数值代入公式(2)中，并引入(2a/t)，建立以下关系模型，得到式(3)：

通过式3得到的不同结构参数a、b、A、B、t所对应的x的值如表13所示。

表13类弹簧状肋骨植入物模型的不同结构参数对应的x值

/>

/>

图12为x与E的拟合关系曲线，得到以下x与E的拟合关系式(4)：

E＝0.9844·x

对x与E的拟合关系模型进行有效性检验，求得该拟合关系模型的拟合优度R

该拟合关系模型具有较高的拟合精度和预测能力，能从整体上较好地把握类弹簧状肋骨植入物模型的结构参数对力学性能的影响规律，能够为类弹簧状肋骨植入物弯曲弹性模量的评估及结构参数的设计提供较为可靠的基础数据。

步骤3：根据肋骨和肋软骨的弯曲弹性模量，采用步骤2的拟合关系模型计算肋骨植入结构中肋骨部分和肋软骨部分的各结构参数值，确定肋骨部分和肋软骨部分的结构；

基于上述类弹簧状肋骨结构参数对力学性能的影响规律，为了使目标类弹簧状结构模型达到理想需求，针对肋软骨部分模型需将其弹簧丝横截面椭圆尺寸缩小，同时将其弹簧丝节距t减小；而肋骨部分弹性模量较大，应将其弹簧丝横截面椭圆尺寸调整到较大水平，同时将其弹簧丝节距t增大。考虑到植入物的整体性与协调性，将肋软骨部分与肋骨部分的类弹簧外包络椭圆尺寸设定为一致的尺寸，长半轴A＝4.0mm，短半轴B＝3.0mm，与人体自然肋骨外形尺寸基本一致。设计完成的肋软骨部分模型与肋骨部分模型如图13所示，具体的结构参数见14。

表14肋软骨部分与肋骨部分模型的设计参数

步骤4：根据肋骨部分和肋软骨部分的结构参数，得到两者之间的梯度变化建立连接，得到梯度肋骨部分；

步骤4.1肋软骨部分、肋骨部分的应力、位移分布分析

图14所示为类弹簧状肋骨植入物模型的肋软骨部分、肋骨部分的应力、位移分布结果。当施加位移15mm，作用时间1s时，肋软骨部分模型的最大Mises应力达到了1000MPa，肋骨部分模型的最大Mises应力达到了1758MPa。若Mises应力达到了材料的屈服应力，则材料会发生屈服，已知TC4材料的屈服强度为970MPa，这表明当位移施加到最大时肋软骨部分模型与肋骨部分模型在受压部位已产生了不可逆的塑性变形。同时，肋软骨部分模型与肋骨部分模型的应力主要集中在与刚性压头接触的中间受力位置，应力由中间受力位置向两端逐级递减，直至端部的应力值降低至最低。肋软骨部分模型与肋骨部分模型的位移得出，两组模型的位移最大值主要集中在受力位置，以及两端的翘起部位。

由图14的(a)肋软骨部分模型可以得出其弹簧丝较细，弹簧丝节距t较小为4.0mm，受压时能够承载的载荷较小；肋骨部分模型中可以得出其弹簧丝横截面椭圆长半轴a较大，达到4.8mm，使得整体呈扁长状，同时其弹簧丝节距t较大为10.0mm。相邻弹簧丝之间的间隙较小，原因是弹簧丝节距t长10.0mm的距离被相邻长半轴a为4.8mm的椭圆状弹簧丝占据，因此肋骨部分模型实体部分更多，受压时能承受更大的载荷。计算肋软骨部分与肋骨部分的模型的弯曲弹性模量，肋软骨部分模型的弹性模量为372MPa，肋骨部分的模型弹性模量为4.017GPa，该结果符合目标需求量，肋软骨部分相对自然人肋骨的弹性模量提升了数十倍使其具备一定安全性且同时具有一定弹性，而肋骨部分的弹性模量在具备安全性的同时也能有效缓解“应力屏蔽”效应。

图15所示为类弹簧状肋骨植入物模型肋软骨部分、肋骨部分三点弯曲模拟的应力应变曲线，其中图15的(a)为肋软骨部分模型的三点弯曲模拟的应力应变曲线，从图中可以看出应变在0-0.20范围内肋软骨部分模型处于弹性阶段，在弹性变形阶段肋软骨部分模型的位移量为12.028mm，该弹性变形位移量大于胸廓运动最大幅值10mm，同时在应变处于0-0.10时肋软骨部分模型达到的最大应力仅为33MPa；相较于图(b)肋骨部分模型的三点弯曲模拟的应力应变曲线，从图中可以看出在应变处于0-0.10时肋骨部分模型处于弹性阶段，在此弹性变形阶段肋骨部分模型的位移量为6.014mm，尽管在人体正常呼吸过程中胸部体表浮动范围为5-10mm，但是该浮动范围主要作用于肋骨前端与胸骨连接的位置，肋骨后端部分基本保持不变，因此，肋骨模型的弹性位移量也能够满足要求，在此范围内肋骨部分模型达到的最大应力接近300MPa，与肋软骨部分模型在此范围内达到的最大应力差异较大，符合预期。

在对肋软骨部分与肋骨部分模型进行结构设计与力学性能的分析后，为了使完整的植入物同时具备二者的功能，需在二者之间实现结构与力学性能的梯度过渡。同时，为了使结构与功能的过渡更加精细，本研究依次设计了三部分梯度模型进行衔接，从而形成具有肋软骨弹性功能的类弹簧状结构梯度力学仿生肋骨植入物模型，如图1所示。各梯度衔接部分的具体结构参数如表15所示。

表15各梯度衔接部分的设计参数

在胸壁重建手术中，根据肋骨切除长度和胸壁骨切除范围的不同，胸壁重建可以分为局部与全局重建。当人体自然肋骨切除1/2以上时，此时应当行全局胸壁重建；当人体自然肋骨切除1/2以下，此时应当行局部胸壁重建。由于全局胸壁重建较少见，本研究主要针对局部胸部重建中的肋骨植入物模型。为了避免植入物植入后发生“应力屏蔽”效应，在设计过程中，弹性肋骨模型的模量要略低于人体自然肋骨的模量，用来促进肋骨残端的生长及与植入物的结合。在局部肋骨植入物模型中，考虑到自然人体肋骨的弹性模量从第一根到第十二根肋骨依次降低，且人体胸廓起伏主要集中在人体第2肋至第6肋，综合人体自然胸廓的强度与呼吸功能，将肋骨植入物模型的第2肋至第6肋设计成梯度力学类弹簧状结构仿生肋骨植入物，并且弹性模量从第2根至第6根依次降低，弹性结构的长度依次增加，见图16。第2肋至第6肋各部分的具体设计参数见表16。

表16第2-6肋肋软骨-肋骨梯度模型各部分设计参数

基于图16的模型，对具备“梯度力学”结构的类弹簧状肋骨植入物模型进行有限元应力应变分析，如图17所示为第2肋至第6肋肋骨植入物模型在中间位置受压时三点弯曲模拟的应力、位移结果分布图。由图17(a)、(c)、(e)、(g)、(i)可以看出第2肋至第6肋肋骨植入物模型的应力主要集中在与刚性压头接触的中间受力位置，应力由中间受力位置向两端逐级递减，直至端部的应力值降低至最低。从图17(b)、(d)、(f)、(h)、(j)第2肋至第6肋弹性肋骨植入物模型的位移分布图可以看出，6组模型的位移最大值均主要集中在模型中间压头施加载荷的受力位置，以及两端的翘起部位。

图18为第2肋至第6肋梯度力学类弹簧状肋骨植入物模型在中间位置进行三点弯曲模拟得到的应力应变曲线，表17为通过计算所得的第2肋至第6肋肋骨植入物模型的弹性模量值。观察图18，第2肋至第6肋模型的应力应变曲线均在一定应变值范围内呈线性状态，对应着试样在此阶段处于弹性变形阶段，可以发现第2肋与第3肋模型在应变值为0-0.1时处于弹性变形阶段，而第6肋模型在应变值为0-0.2时处于弹性变形阶段，第6肋模型相较于第2肋与第3肋模型明显更容易保持弹性变形，究其原因第6肋模型的结构设计在75mm范围内均为肋软骨部分，而第2肋与第3肋模型的结构中只含有少部分弹性肋软骨部分，因此第6肋模型较第2肋与第3肋模型具有接近2倍的弹性变形阶段。同时，由图18可以发现，第2肋模型与第3肋模型的应力应变曲线相接近，第4肋模型、第5肋模型与第6肋模型的应力应变曲线相接近，同时第2肋至第6肋模型的应力应变曲线是依次变化的，由表17可看出，第2肋模型与第3肋模型的弹性模量相接近，分别为966MPa、961MPa，第4肋至第6肋模型的弹性模量也相接近，分别为420MPa、391MPa、380MPa。可以发现，第2肋模型到第6肋模型的弹性模量是逐渐下降的，这与初始的结构设计需求一致。由表4-3可知，第2肋与第3肋模型的弹性肋软骨部分长度一致且较短，均为28mm，因此二者的弹性模量值相近且较大；第4肋至第6肋模型的弹性肋软骨部分长度较大且小幅度增加，分别为40mm、56mm、60mm，因此第4肋模型至第6肋模型的弹性模量值相对较小。由此可见，初始结构设计的不同确实能影响模型的弹性模量，第2肋至第6肋模型弹性结构长度的逐渐增加，其结果符合设计时第2肋至第6肋模型的弹性模量逐渐降低的需求。

表17不同类弹簧状肋骨模型有限元分析得到的弹性模量

4.2梯度力学类弹簧状肋骨植入物试样制备与弯曲力学性能分析

采用选区激光熔化技术制备了梯度力学类弹簧状第2肋至第6肋肋骨植入物试样。制备的5组试样如下图19的(a)所示，试样宏观形貌符合预期，无明显缺陷。图19的(b)为梯度力学类弹簧状第6肋肋骨植入物试样的三点弯曲试验。

图20为第2肋至第6肋梯度力学类弹簧状肋骨植入物试样在中间位置受压进行三点弯曲试验得到的应力应变曲线，表18为通过计算所得的三点弯曲试验各试样的弹性模量。由图20可以发现，第2肋至第6肋试样的应力应变曲线依次变化，且第4肋至第6肋试样的弹性变形阶段明显比第2肋与第3肋试样的弹性变形阶段要长，且从表18可以看出，第2肋至第6肋试样的弹性模量值是逐渐降低的，最大为第2肋试样的955MPa，最小为第5肋试样的415MPa，该现象与上文三点弯曲模拟所得到的规律一致，即由于试样的弹性肋软骨部分长度的增加，导致试样的弹性模量依次减小。而第6肋试样的弹性模量为447MPa，稍大于第5肋试样的415MPa，理论上第5肋与第6肋试样的弹性部分长度相接近，第5肋试样的弹性模量应稍大于第6肋试样的弹性模量，但是我们发现在三点弯曲试验时第5肋试样压头的下压位置在相邻弹簧丝之间的空隙处，而第6肋试样压头的下压位置与弹簧丝相接触，因此，相较于第5肋试样，施加相同的位移时，受压位置在第6肋试样中间部位的弹簧丝将会需要更大的载荷来发生变形，因此造成第6肋试样比第5肋试样弹性模量稍大的结果。

表182-6肋植入物试样三点弯曲试验得到的弹性模量

表4-6 2-6肋梯度力学类弹簧状肋骨模型的弹性模量

4.3弹性胸肋一体植入物模型构建与制备

在对第2肋至第6肋梯度力学类弹簧状肋骨植入物进行结构设计以及力学评价结果符合所需要求后，为了清晰地展示出第2肋至第6肋整体的梯度力学结构优化设计，将长为75mm的具备肋软骨部分弹性功能的第2肋至第6肋梯度力学类弹簧状肋骨植入物模型与胸骨柄植入物模型进行装配，并对两者连接处进行了一定的加固，得到图2所示的梯度力学类弹簧状弹性胸肋一体植入物模型，其中图2的(a)为梯度力学类弹簧状胸肋一体植入物模型的正视图，图2的(b)为梯度力学类弹簧状胸肋一体植入物模型的侧视图，图2的(c)为单根梯度力学类弹簧状肋骨植入物模型与胸骨柄植入物模型连接处的局部放大图，图2的(d)为模型确定后采用选区激光熔化技术制备的TC4梯度力学类弹簧状胸肋一体植入物试样。

由图4的(a)梯度力学类弹簧状胸肋一体植入物模型的正视图可以看出，第2肋至第6肋模型两端相互对称，能清晰地看到第2肋至第6肋模型是有明显结构差异的，且第2肋与第3肋模型之间的距离相对其余相邻梯度力学肋骨模型间的间距稍大一些，符合自然人体胸肋骨真实情况。由图4的(b)梯度力学类弹簧状胸肋一体植入物模型的侧视图可以更加明显地观察到第2肋至第6肋梯度力学结构的差异性，位于整体结构最上端的第2肋模型从连接处至端部的椭圆状弹簧丝明显由细变粗，且靠近末端粗的部位的弹簧丝节距也相对变大，同样的第3肋与第4肋模型也呈现与第2肋模型近乎相同的结构，不过端部的椭圆状弹簧丝相对第2肋模型端部的椭圆状弹簧丝还是稍细一些，这是因为第2肋模型的较细的肋软骨部分的长度较小，所以在相同肋骨长度下其所占的较粗的梯度部分更多；同时，由于第5肋与第6肋对呼吸时胸壁起伏起主要作用，因此梯度力学第5肋与第6肋模型的较细的肋软骨部分占比较大。

由图2的(c)梯度力学类弹簧状肋骨植入物模型与胸骨柄植入物模型连接处的局部放大图可以看出，由于单根梯度力学类弹簧状肋骨植入物模型起始端肋软骨部分的弹簧丝较细，若直接与胸骨植入物模型相连接，其在受到载荷时该连接处最容易引发应力集中造成连接部位断裂，从而植入物的安全性受到影响；因此，为了保证植入物的安全性，对位于连接处的弹簧丝进行了一定的加固，在连接处均采用带有一定弧度的平滑过渡处理将梯度力学类弹簧状肋骨植入物模型与胸骨植入物模型相连接，这样在保证植入物安全性的基础之上又能发挥梯度力学类弹簧状肋骨植入物的结构功能；由图2的(d)可以看出，SLM制备的TC4梯度力学类弹簧状胸肋一体植入物试样宏观形貌符合预期，无明显缺陷，且图中一同展示的SLM制备的第2肋至第6肋梯度力学类弹簧状肋骨植入物试样能更加清晰地观察到不同肋骨试样间的梯度结构差异，末端弹簧丝的粗细大小呈现明显，试样整体能够同时兼具肋骨部分以及肋软骨部分的弹性功能，实现了结构与力学的梯度过渡，符合初始设计理念。

步骤5：采用选区激光熔化方法制备肋骨部分、梯度肋骨部分、肋软骨部分的一体结构，即得到肋骨植入结构。

选区激光熔化技术(Selective laser melting,SLM)是一种基于粉末床铺粉成形的技术，与快速成形基本思想最贴切，一般常用于金属材料的成形。SLM使用光纤激光源作为能量源，整个过程在惰性气体填充室中进行。根据数据模型通过逐层添加直接成形出具有特定形状结构的产品，在成形过程中粉末发生熔化产生冶金结合。通过这种技术，能够成形出表面质量良好、结构复杂且性能较好的产品。SLM技术对材料要求比较宽泛，理论上在激光加热后粉末颗粒间可以形成原子间连接的任何粉末材料均可以作为该技术的成形原料。在生物医用领域，SLM技术已被用于制造颧骨、指骨等整形外科植入体。

由于SLM制备肋骨植入结构的过程中会产生残余应力，因此需要对SLM制备的类弹簧状肋骨植入物试样进行应力消除处理，以防止因残余应力造成的构件变形或开裂。对于SLM制备的钛合金试样，应力消除处理通常采用去应力退火热处理制度，本文采用的去应力退火热处理制度为在SX-4-10箱式电阻炉中650℃下保温1h，随后炉冷至室温，具体的去应力退火热处理制度如表19所示。

表19选区激光熔化成形热处理工艺

应用点阵结构构建了TC4表面微结构。孔径尺寸大小分别为200μm、300μm、400μm和500μm。研究发现，随着孔径尺寸的增加，表面粗糙度增加，与实体试样相比具有孔径的表面微结构试样的表面粗糙度提升了7～10倍。同时孔径尺寸在300μm以上时孔隙率超过了50％。

在对不同孔径尺寸大小的表面微结构试样进行细胞实验时，发现具有较大的孔径尺寸的表面微结构能够为细胞提供较多的附着面积和较深的种植深度，更有利于细胞生长。细胞在孔径尺寸较大的400μm和500μm的表面微结构试样上铺展较好，细胞呈细长状，伪足数量多，跨度大，增殖数量较多，这表明孔径尺寸大小为400μm、500μm的表面微结构试样因具有更高的粗糙度，给细胞提供了适合其粘附生长的物理环境，从而其表面具有优异的生物活性和生物相容性，有利于提高骨整合能力。

尽管上面已经示出和描述了本发明的实施例，可以理解的是，上述实施例是示例性的，不能理解为对本发明的限制，本领域的普通技术人员在不脱离本发明的原理和宗旨的情况下在本发明的范围内可以对上述实施例进行变化、修改、替换和变型。