JP2024024632A - 超弾性ステントおよび超弾性ステントの製造方法、ならびに合金チューブおよび合金チューブの製造方法 - Google Patents

Abstract

【課題】チューブ加工からステント加工に及ぶ包括的なプロセス技術の検討によって、特性が改善されたステントとその加工技術を提供する。【解決手段】超弾性ステントは、Ｔｉ－Ｎｉ系合金からなり、前記超弾性ステントの最小外径から最大外径への回復径時の外径拡張力を示す回復曲線、および前記超弾性ステントの最大外径から最小外径への縮径時の外径拡張力を示す縮径曲線からなる拡張力ヒステリシス曲線において、前記回復曲線における前記超弾性ステントの外径変形量１／２での外径拡張力が、前記縮径曲線における前記超弾性ステントの外径変形量１／２での外径拡張力に対して、０．５０以上であり、前記回復曲線における前記超弾性ステントの外径変形量１／２から外径変形量３／４までの範囲内の外径拡張力の最大変化率は、前記回復曲線における前記超弾性ステントの外径変形量１／２での外径拡張力を基準として、５０．０％以内である。【選択図】図１

Description

本発明は狭窄血管治療に於ける経皮的血管形成術に用いるステントに関するもので、特に超弾性を示すＴｉ－Ｎｉ合金を元材（素材）とした自己拡張ステントおよびその製造方法、ならびにステント用の元材である合金チューブおよびその製造方法に係るものである。

Ｔｉ－Ｎｉ合金は加えられた変形の回復が外力の解放と同時に起きる超弾性と加熱を必要とする形状記憶効果を示すことがよく知られている。この場合、前者は合金を形状回復温度より高い温度のオーステナイト相（高温相）で利用する時に起き、後者は低温のマルテンサイト相（低温相）の場合に起きる。

ステント治療は近年急速に用途が拡大している医療技術である。ステントは狭窄血管拡張治療後の再狭窄を防ぐ為に血管内に留置する金属メッシュであり、カテーテル先端部に組込まれている。治療に際しては、カテーテルを狭窄部に導入した後カテーテルから引き離して管腔内壁に取り付ける。

その機能は風船を用いたバルーン拡張タイプと自らのバネ特性を利用した自己拡張タイプに分けられる。前者は主に冠動脈狭窄疾患治療に使われ、加工前チューブの元材料は主としてステンレスやコバルト合金などである。後者は脳や下肢などの疾患治療用であって、元材料はＴｉ－Ｎｉ系合金超弾性材が使われる。

Ｔｉ－Ｎｉ合金を初めとした形状記憶合金は、マルテンサイト変態の逆変態に付随して顕著な形状記憶効果を示し、また逆変態後の強変形によって生じる応力誘起マルテンサイト相の発現に伴い良好な超弾性を示すこともよく知られている。これらの機能は多くの形状記憶合金の中でも特にＴｉ－Ｎｉ合金、Ｔｉ－Ｎｉ－Ｘ合金（Ｘ＝Ｖ、Ｃｒ、Ｎｂ、Ｃｏなど）に顕著に現れ、医療、建築、自動車などに広く使われている。

Ｔｉ－Ｎｉ合金の体内留置の医療用途に当たっては、その成分適用をＮｉ：５３．５～５７．５質量％、残：Ｔｉと、非特許文献１、２で規定されている。このため商用のステント用途の元材チューブは全て前記規格のＴｉ－Ｎｉ合金であり、Ｔｉ－Ｎｉ合金に第三元素Ｘを添加したＴｉ－Ｎｉ－Ｘ合金は当事者間の協議となる。一方、検討資料では、自己拡張ステントにＴｉーＮｉ合金を用いる提案が特許文献１、特許文献２等に示され、本発明同様に元材となるチューブの特性改善に係る提案が特許文献３に記載されており、ステント用途の元材のＴｉーＮｉ合金をＮｂ添加した合金にすることで特性改善すること、特許文献４に形状記憶と超弾性を組み合わせた傾斜機能性の付与など、多くが出されている。

ここで、ステントに加工する前のＴｉ－Ｎｉ系合金チューブ関連技術についてさらに説明する。Ｔｉ－Ｎｉ系合金は工業規格（ＪＩＳ）として多くが制定され、製品化の際の重要な技術資料として活用されている。

非特許文献１では、管（チューブ）用途のＴｉ－Ｎｉ合金の化学成分をＮｉ：５３．５～５７．５質量％（４８．５～５２．５ａｔ％） 合金と定義している。

また、非特許文献３から、第三元素添加のＴｉ－Ｎｉ－Ｘ合金（Ｘ＝Ｖ、Ｃｒ、Ｃｏ、Ｃｕ、Ｎｂ、Ｔａ、Ｈｆ等）でも添加量によってはＴｉ－Ｎｉ合金と同様の特性を示すことが知られている。

チューブ加工技術に関しては、一般に、ステント向け元材の金属製のシームレスチューブは、金属棒に対してガンドリルを用いた穴あけ加工を行うことで製造する。次に、アスペクト比が大きい細径チューブの加工は、穴あけ加工材にマンドレル（心金）を挿入して複合材（チューブ＋マンドレル）として圧延や伸延（伸線）加工を行うことで製造される。加工の際にチューブはマンドレルを加工パス毎に抜出し、さらに細径の場合は空引き伸線を組み合わせて加工し、直線矯正を目的として熱処理を行うことが多い。

他方、均一な断面形状を有する金属製チューブを製造する手段として、上述した穴あけ加工のチューブ材（元材）へ金属製のコア（心金）材挿入の複合（チューブ＋コア）材とした後伸線して複合状態のチューブを形成し、複合材からコア材を除去してチューブとすることも知られている。しかし、こうした製造工程では、最終工程のコア材の除去が重大な問題として残る。伸線されたクラッドチューブのチューブ材とコア材は強固に密着しており、クラッドチューブの径が細いほど、また長さが長いほど、コア材を除去する際の摩擦抵抗が非常に大きくなり、単純にコア材を引き抜いて除去することは難しくなる。

そのため、コア材を除去する方法として、チューブ材の融点よりも低い温度で選択的にコア材のみを溶解する方法や、コア材の再結晶温度以上で熱処理を行いながら引き伸ばして縮径することでコア材を引き抜きしやすくする方法等が提案されている。

特許文献５では、元材にＴｉ－Ｎｉ合金等の形状記憶合金を用いた金属製シームレスチューブの細径加工技術が記載されている。具体的には、金属管（元材）と同等の伸延性を有するコア材を用いて複合材を構成し、複合材を伸延処理して複合状態の線材（アセンブリ）を形成する。その後、複合材のコア材のみを引き伸ばして縮径させ、縮径されたコア材を引き出して金属製シームレスチューブを製造する。更に、複合チューブを７００℃程度で熱処理をすることで、コア材の引き伸ばし処理を容易に行うことができる点が記載されている。

また、特許文献６には、形状記憶合金パイプ（チューブ）の製造方法が開示されている。形状記憶合金で形成された円筒に心金（マンドレル）を挿入し、この円筒と心金を一体的に減面加工し、熱処理後に心金を引抜く。本文献には、管状のニッケル－チタン形状記憶合金ブランクと、ステンレス鋼の芯との、管の材料（圧延し、溶接した、厚さの減少したシート）の形状記憶効果を利用した同時減面加工により、管を膨張させて芯を除去できるようにする技術が開示されている。さらに、ここではチューブの作製条件について記載があり、加工率１５％以上、直線矯正熱処理５００℃、２０分であることが明記されている。

特開平０６－０５４９１３号公報 特開平０８－０００７３８号公報 特願２００４－０６２６６４号公報 特願２００５－１４８９９５号公報 米国特許第５７０９０２１号明細書 特開昭６２－１９９２１８号公報

ＪＩＳ Ｈ－７１０７－２００９「Ｔｉ－Ｎｉ形状記憶合金線、条及び管」 ＡＳＴＭ Ｆ２０６３－１８「Ｓｔａｎｄａｒｄ Ｓｐｅｃｉｆｉｃａｔｉｏｎ ｆｏｒ Ｗｒｏｕｇｈｔ Ｎｉｃｋｅｌ－Ｔｉｔａｎｉｕｍ Ｓｈａｐｅ Ｍｅｍｏｒｙ Ａｌｌｏｙｓ ｆｏｒ Ｍｅｄｉｃａｌ Ｄｅｖｉｃｅ ａｎｄ Ｓｕｒｇｉｃａｌ Ｉｍｐｌａｎｔｓ」 山内清、「最高作動温度を示す形状記憶合金」、まてりあ、１９９６年、３５巻１１号、ｐ．１１９５－１１９８

Ｔｉ－Ｎｉ合金の超弾性は合金結晶の相変態に伴って発現し、その変態には伸線や圧延で生じた加工ひずみによって封じ込まれた動きをその後のひずみ緩和熱処理によって回復させる必要がある。ガイドワイヤーやステントなど実用の医療機器では、それぞれ目的に応じた時効処理条件（加工ひずみを残した再結晶温度以下の処理）が設定されている。また、Ｔｉ－Ｎｉ合金素材にはコイルステント用ワイヤーとレーザー加工ステント用チューブが挙げられるが、本発明が検討する解決課題は、冠動脈ステント、末梢系ステントなどに幅広く適用可能なチューブに係るものである。

ステントは外径０．３ｍｍ以上６．０ｍｍ以下の素材チューブを独自設計に基づきレーザー溝加工後、外径１．５ｍｍ以上３０．０ｍｍ以下のサイズに拡張処理した後、その半径方向の力学的特性（ステント拡張力ヒステリシス）をステント力学特性装置（例えばＭＳＩ－ＲＸ５５０／６５０）で求めて性能を評価する。

ここで現状ステント加工の問題は、現行の加工プロセスには好適特性付与の選択肢がない。即ち、医療メーカーは、材料メーカーから提供される直線矯正処理済みチューブに既定の拡張処理を繰り返して所望形状のステントとするばかりで、特性改善など用途に応じた加工処理検討が出来ないことである。

前述したチューブならびにステントの上記文献からも明らかなように、チューブの作製とステントの作製は別々に検証がなされている。例えば上記文献で示すような変態温度や伸線性能のみに注目してチューブを作製するとステント加工前の製造条件にて加工率が不十分になることや、チューブ時点での直線矯正加工の温度を５００℃以上付与してしまうことが通常条件となっている。

図４に市販輪ゴムと本実施試験超弾性材（超弾性ステント）の一軸引っ張り試験の応力ヒステリシス曲線を示した。図４（ａ）に示す市販輪ゴムは、弾性体の典型であり、該ヒステリシス曲線にはひずみ負荷で生じた格子間摩擦などで減じられたロスが曲り（たわみ）として現れる。また、図４（ｂ）に示す本実施試験超弾性材は、ひずみ負荷で誘起された超弾性に伴う平坦カーブを持つが、図４（ａ）に比べ前述のロスが大きい巾広のヒステリシス曲線を示す。

ここに本発明の解決すべき重要課題は、これらバネ材が持つ必然的なヒステリシスの改善検討であり、該ヒステリシス巾を縮小させることである。

前述の解決課題に対して本発明では、これまでの商用材熱処理チューブ活用から脱却した材料であるチューブ加工からステント加工に及ぶ包括的なプロセス技術の検討によって、特性が改善されたステントとその加工技術を提供する。

［１］ Ｔｉ－Ｎｉ系合金からなる超弾性ステントであって、前記超弾性ステントの最小外径から最大外径への回復径時の外径拡張力を示す回復曲線、および前記超弾性ステントの最大外径から最小外径への縮径時の外径拡張力を示す縮径曲線からなる拡張力ヒステリシス曲線において、前記回復曲線における前記超弾性ステントの外径変形量１／２での外径拡張力が、前記縮径曲線における前記超弾性ステントの外径変形量１／２での外径拡張力に対して、０．５０以上であり、前記回復曲線における前記超弾性ステントの外径変形量１／２から外径変形量３／４までの範囲内の外径拡張力の最大変化率は、前記回復曲線における前記超弾性ステントの外径変形量１／２での外径拡張力を基準として、５０．０％以内である、超弾性ステント。
［２］ Ｔｉ－Ｎｉ系合金からなり、上記［１］に記載の超弾性ステントの元材である、合金チューブ。
［３］ 超弾性ステントの製造方法であって、Ｔｉ－Ｎｉ系合金からなる合金チューブを超弾性ステントに加工するステント加工処理後に行う熱処理において、熱処理温度が４７５℃より高く前記合金チューブの再結晶温度未満であり、熱処理時間が１分以上２０分以内である、超弾性ステントの製造方法。
［４］ 前記熱処理温度が４７５℃より高く５００℃以下である、上記［３］に記載の超弾性ステントの製造方法。
［５］ 前記合金チューブの前記ステント加工処理における加工率が３０％超以上６５％以下である、上記［３］または［４］に記載の超弾性ステントの製造方法。
［６］ 加工上がり後に４９０℃以下の直線矯正熱処理を行い、Ｔｉ－Ｎｉ系合金からなる合金チューブを製造する、合金チューブの製造方法。

本発明によれば、力学特性に優れる超弾性ステントとその製造方法、ならびにステント用の元材である合金チューブおよびその製造方法を提供することができる。

本発明の超弾性ステントの拡張力ヒステリシス曲線を説明する概略図である。 超弾性ステントの拡張力ヒステリシス曲線の結果であり、（ａ）は実施例１の超弾性ステントの拡張力ヒステリシス曲線、（ｂ）は比較例４の超弾性ステントの拡張力ヒステリシス曲線、（ｃ）は実施例２および比較例６の超弾性ステントの拡張力ヒステリシス曲線を示す。 本発明に係る自己拡張ステント概念図であり、（ａ）は合金チューブ加工上り、（ｂ）は留置径拡張処理を示す。 本発明に係る超弾性ステントの引っ張り試験の応力ヒステリシス曲線であり、（ａ）は市販輪ゴムの応力ヒステリシス曲線、（ｂ）はＴｉ－Ｎｉ合金超弾性材５００℃処理超弾性ステントの応力ヒステリシス曲線を示す。

以下、実施形態に基づき詳細に説明する。

（合金組成の範囲）
本発明の合金チューブや超弾性ステントはＴｉ－Ｎｉ系合金からなる。Ｔｉ－Ｎｉ系合金は、加えられた変形の回復が外力の解放と同時に起きる超弾性を示す。この場合、本発明で用いられるＴｉ－Ｎｉ系合金の主な構造は、形状回復温度より高い温度のオーステナイト相（高温相）となる。そのため、本発明で求められるＴｉ－Ｎｉ系合金は、オーステナイト相となるＮｉ濃度が５５．６質量％以上５６．３質量％以下である。さらに、本発明で求める特性の範囲内である場合、Ｖ、Ｃｒ、Ｃｏ、Ｃｕ、Ｎｂ、Ｔａ、Ｈｆの１種又は２種以上を総量で０．１～２．０質量％を含有し、残りがＴｉ及び不可避不純物からなる成分組成を有するＴｉ－Ｎｉ系合金でもよい。

そのなかでも、Ｔｉ－Ｎｉ系合金は、所望の加工性ならびに拡張力を実現するために、Ｃを０質量％超０．０４０質量％以下、Ｏを０質量％超０．０４０質量％以下含有し、残部をＴｉおよび不可避不純物で構成することが好ましい。ここで、不可避不純物とは、製造工程上不可避的に含まれうる含有レベルの不純物を意味する。例えば、不可避不純物として、Ｎを０．００５質量％以下含んでもよい。

Ｎｉ（ニッケル）は、本発明において、超弾性特性を発揮させるために必要な元素であるが、Ｎｉ含有量５５．６質量％以上５６．３質量％以下の範囲を外れると、体温においてＴｉ－Ｎｉ系合金の超弾性の発現が難しくなる。このため、特に変態温度を重視する医療用途でかつ体内に留置する際にＴｉ－Ｎｉ系合金を使用する場合には、Ｎｉ含有量は５５．６質量％以上５６．３質量％以下の範囲が好ましい。

Ｃ（炭素）は、非金属介在物を形成する元素である。Ｃ含有量が多くなると、母相中に存在する非金属介在物の数が増加し、Ｔｉ－Ｎｉ系合金（製品）中に占める非金属介在物の占有率が高くなって、疲労破壊が生じ易くなる。このため、Ｃ含有量はできるだけ少なくすることが好ましい。具体的には、特に非特許文献２の規定に基づき、Ｃ含有量を０．０４０質量％以下とすることが好ましい。

Ｏ（酸素）は、非金属介在物を形成する元素である。Ｏ含有量が多くなると、非金属介在物の粒子径が大きくなって、疲労破壊が生じ易くなる。このため、Ｏ含有量はできるだけ少なくすることが好ましい。具体的には、特に非特許文献２の規定に基づき、Ｏ含有量を０．０４０質量％以下とすることが好ましい。

なお、Ｔｉ－Ｎｉ系合金の合金組成の測定は従来公知の分析装置にて測定が可能であり、非特許文献２に規定がある。本発明は非特許文献２に準拠する測定値をＴｉ－Ｎｉ系合金の合金組成範囲として示したものである。本発明にて使用したＴｉ－Ｎｉ系合金の合金組成については表１に示す。また、後述する対応変化度ＣＲならびにカーブ対比度ＦＲと合金組成の関係を調査した結果を表５に示す。

（合金チューブのサイズおよび超弾性ステントのサイズ）
本発明の超弾性ステントは、元材（素材）である本発明の合金チューブ（素管）を使用する。本発明の合金チューブに対して独自設計に基づきレーザー溝加工を施し、その後に拡張処理（特性処理）を付与することで、本発明の超弾性ステントとなる。例えば、外径１．５ｍｍ以上２．０ｍｍ以下の合金チューブを拡張して、外径１０．０ｍｍ程度の超弾性ステントにすることが多い。一方、本発明では、サイズ変更による特性変化の有無の確認を目的として、外径０．３ｍｍおよび外径６．０ｍｍの合金チューブについても特性評価を実施し、拡張処理後の超弾性ステントの外径はそれぞれ１．５ｍｍおよび３０．０ｍｍとした。

本発明の合金チューブは、上記のＴｉ－Ｎｉ系合金からなり、本発明の超弾性ステントの元材である。

図１は、本発明の超弾性ステントの拡張力ヒステリシス曲線を説明する概略図である。本発明の超弾性ステントは、超弾性ステントの最小外径から最大外径への回復径時の外径拡張力を示す回復曲線、および超弾性ステントの最大外径から最小外径への縮径時の外径拡張力を示す縮径曲線からなる拡張力ヒステリシス曲線において、回復曲線における超弾性ステントの外径変形量１／２（２分の１）（点イ）での外径拡張力が、縮径曲線における超弾性ステントの外径変形量１／２（２分の１）（点ハ）での外径拡張力に対して、０．５０以上（カーブ対比度ＦＲ）である。さらに、本発明の超弾性ステントは、上記拡張力ヒステリシス曲線において、回復曲線における超弾性ステントの外径変形量１／２（２分の１）（点イ）から外径変形量３／４（４分の３）（点ロ）までの範囲内の外径拡張力の最大変化率（変化度ＣＲ）は、回復曲線における超弾性ステントの外径変形量１／２（２分の１）（点イ）での外径拡張力を基準として、５０．０％以内である。すなわち、本発明の超弾性ステントは、超弾性ステントの拡張力ヒステリシス曲線において、（点イの外径拡張力）／（点ハの外径拡張力）が０．５０以上、かつ、点イでの外径拡張力を基準として、点イから点ロまでの範囲内の外径拡張力の最大変化率（（点イの外径拡張力から最も離れた外径拡張力）×１００／（点イの外径拡張力））が５０．０％以内である。

回復曲線における外径変形量１／２（点イ）および外径変形量３／４（点ロ）とは、回復曲線における超弾性ステントの最大外径から最小外径を引いた値を１としたときの、最小外径から１／２（２分の１）拡径（回復）した点、および最小外径から３／４（４分の３）拡径（回復）した点である。また、縮径曲線における外径変形量１／２（点ハ）とは、縮径曲線における超弾性ステントの最大外径から最小外径を引いた値を１としたときの、最大外径から１／２（２分の１）縮径した点である。

（対比度ＦＲ、変化度ＣＲ）
例えば、外径２．０ｍｍの超弾性ステントを例にすると、下記の式－１および式－２に基づいて、拡張力ヒステリシス曲線ではステント加工前のサイズである外径１．６ｍｍまで縮径させた時の縮径曲線ならびに回復曲線における外径６．３ｍｍ時点と外径８．６ｍｍ時点での外径拡張力（Ｎ）の測定を行うことで特性評価を実施できる。

拡張処理ストローク１／２点（点イと点ハ）の算出式については、拡張前外径Ａ、拡張後外径Ｂの場合
Ａ＋（Ｂ－Ａ）／２・・・式－１
よって、拡張前外径Ａが１．６ｍｍで拡張後外径Ｂが１１ｍｍの場合、外径６．３ｍｍ時点となる。

同様に、拡張処理ストローク３／４点（点ロ）の算出式については、拡張前外径Ａ、拡張後外径Ｂの場合
Ａ＋（Ｂ－Ａ）×３／４・・・式－２
よって、拡張前外径Ａが１．６ｍｍで拡張後外径Ｂが１１ｍｍの場合、外径８．６ｍｍ時点となる。

なお、拡張後の評価レベルを同一にする目的として、ステント加工前チューブ外径φ０．３ｍｍ材では１．５ｍｍまで拡径し、測定時の最小外径は０．２ｍｍ、最大外径は１．６ｍｍとしたため、縮径曲線１ならびに回復曲線２の０．９ｍｍ径と回復曲線２の１．２５ｍｍ径にて、ステント加工前φ６．０ｍｍ材では３０．０ｍｍまで拡径し、測定時の最小外径は５．０ｍｍ、最大外径は３１ｍｍとしたため縮径曲線１ならびに回復曲線２の１８．０ｍｍ径と回復曲線２の２４．５ｍｍ径にて拡張力を測定し、評価を実施できる。

本発明の超弾性ステントのサイズは使用するＴｉ－Ｎｉ合金チューブの線径に依存するが、例えばφ１．６ｍｍのＴｉ－Ｎｉ合金チューブを使用した場合、超弾性ステントのサイズはφ５．０ｍｍ～φ３０．０ｍｍまで製造が可能となる。本発明では特性処理前Ｔｉ－Ｎｉ合金チューブサイズφ０．３ｍｍ～６．０ｍｍを使用し拡張して超弾性ステントの作製を行った。超弾性ステントサイズφ１．５ｍｍ～φ３０．０ｍｍの範囲で、本発明で求める特性を満たすことを確認している。

また、本発明の超弾性ステントの製造方法は、Ｔｉ－Ｎｉ系合金からなる合金チューブを超弾性ステントに加工するステント加工処理後に行う熱処理において、熱処理温度は、４７５℃より高く合金チューブの再結晶温度未満であり、好ましくは４７５℃を超えて５００℃以下であり、より好ましくは４９０℃以上５００℃以下であり、熱処理時間は１分以上２０分以内である。具体的には、合金チューブに対するステント加工処理後に実施する熱処理を上記温度範囲で上記時間に亘って行う。こうして、力学特性に優れる超弾性ステントを製造できる。本発明の超弾性ステントの製造方法で得られる超弾性ステントは、上記した本発明の超弾性ステントである。また、本発明の超弾性ステントの製造方法で用いられるＴｉ－Ｎｉ系合金からなる合金チューブは、上記した本発明の合金チューブであることが好ましい。

また、超弾性ステントの力学特性を向上する観点から、ステント加工処理後に実施する熱処理において、熱処理温度が４７５℃より高く５００℃以下であることが好ましい。

また、合金チューブのステント加工処理における加工率は３０％超以上６５％以下であることが好ましい。ここで、合金チューブの加工率とは、ＪＩＳ Ｈ０５００：１９９８に記載される通り、加工によって減少した断面積の原断面積に対する割合である。加工率は通常加工前の材料の断面積Ａｏと加工後の断面積Ａの差を加工前の材料の断面積Ａｏで割った百分率(％)（加工率＝(Ａｏ－Ａ)/Ａｏ×１００％）で表す。本発明では熱処理工程前に測定した加工前複合材（空引き伸線の場合はチューブ材）の断面積Ａｏと加工後の断面積Ａを評価し、上記計算式を用いて加工率とした。加工率３０％以下では、製品の加工は可能であるが、加工率が不十分となるため、本発明で求める拡張力の変化度ＣＲ（Change of Radial-force）および対比度ＦＲ（Radial Force Ratio）の値がいずれも不足となる。一方、６５％を超えた加工率では、外径サイズによって割れや断線が発生し加工条件が安定しない。これは、本発明の各工程における処理温度が限られた温度範囲に限定されるためである。

また、本発明の合金チューブの製造方法は、加工上がり後に４９０℃以下の直線矯正熱処理を行い、Ｔｉ－Ｎｉ系合金からなる合金チューブを製造する。こうして得られた合金チューブは、上記の超弾性ステントの製造方法に好適に用いられる。合金チューブは、Ｔｉ－Ｎｉ系合金からなり、好ましくはシームレスである。また、合金チューブの製造方法において、直線矯正熱処理は最終工程であることが好ましい。本発明の合金チューブの製造方法で得られる合金チューブは、上記した本発明の合金チューブである。

また、本発明の合金チューブの製造方法において、拡径毎の処理温度は、ステント加工後に実施する特性処理温度を基に、４７５℃未満が好ましく、３８０℃未満がより好ましい。また、拡径毎の処理温度は、低すぎるとステント拡張処理ができないため、１５０℃以上が好ましい。

以上説明した本発明によれば、超弾性ステントの元材である合金チューブを加工集合組織（加工ひずみ）導入の冷間加工上がりや温間加工上がりとすること、もしくは冷間加工上がりや温間加工上がりのチューブへ直線矯正処理温度１５０℃以上４９０℃以下を施し、さらにその後のステント加工後の特性処理の温度条件は４７５℃を超えて合金チューブの再結晶温度未満の条件とすることで、力学特性に優れる超弾性ステントとその製造方法を提供することができる。

ここで、冷間加工上がりとは特性処理前直線矯正処理における温度調整がなしであることを示す。そのため、冷間加工上がりの例については表２～３中にて特性処理前直線処理の欄において「なし」と表示している。

本発明では、特にステント加工前の加工条件や直線矯正処理条件ならびにステント加工後の特性処理における温度域ならびに積算時間の制御によって、超弾性ステントの優れた特性の発現が可能であることを明らかにできたものである。

以上、実施形態について説明したが、本発明は上記実施形態に限定されるものではなく、本発明の概念および特許請求の範囲に含まれるあらゆる態様を含み、本発明の範囲内で種々に改変することができる。

次に、実施例および比較例について説明するが、本発明はこれら実施例に限定されるものではない。

表１～５に示すように、合金番号、外径（加工率；６０％、５０％、４０％、３０％）を有する合金チューブを用いた。特許文献３に示されるようにシームレスＴｉ－Ｎｉ合金チューブを作製し、製造条件としては特許文献６に示されるような心金といわれる棒材を元材へ投入し、加工する方法にて製造を行った。ここで、細径の場合には複合材から心金材が抜けなくなるため、場合により通常知られている製造方法である１パスごとに心金材を挿入し複合材とするマンドレル伸線や空引き伸線を行い所定のサイズまでチューブ作製を行った。表２～５中、ＲＴは室温である。また、上述のように、表２～３における「なし」とは、特性処理前直線矯正処理における温度調整がなしであり、冷間加工上がりである。

実施例は加工率４０％、５０％および６０％の冷間加工上り材もしくは同様の加工率で１５０℃～２８０℃にて温間加工を行ったものである。本発明材チューブは加工上がり、もしくは温間加工上がり材が含まれるが、さらには加工後の直線矯正処理として１５０℃～４９０℃の範囲で熱処理した試験材も含まれる。そのうえ、上記の条件で作製した本発明のチューブを用いてステント加工中に特性処理を施すことで本発明のステントを得た。上述のように、特性処理の温度条件は、４７５℃を超えて再結晶温度未満であり、４７５℃を超えて５００℃以下が好ましく、４９０℃以上５００℃以下がさらに好ましい。ここで、特性処理中の熱処理の積算保持時間は材料の線径に大きく依存するが、１～２０分が好ましく、２０分を超える保持時間は適さない。

比較例６、比較例７および比較例８は、φ２．０ｍｍ肉厚０．１５ｍｍＴｉ－５６．１質量％Ｎｉ合金チューブを使用し、加工条件・直線矯正処理条件は不明であるが、その後のステント加工中条件は本発明と同様の条件で作製した。比較材の特性処理条件は５００℃として、積算保持時間はそれぞれ３０分、１５分、５分とした。

合金チューブに対するステント加工では、直線矯正処理後、本発明者保持デザインをファイバーレーザーによってステント加工上がり（参考図３（ａ））とした。合金チューブをレーザー加工後、遂次的なステント拡張処理を実施した。ここでは、拡径は外径２．０ｍｍから外径３．０ｍｍのように、外径約１ｍｍずつ拡径毎３７０℃、約３分保持にて処理を実施した。上述のように、拡径毎の処理温度については、ステント加工後に実施する特性処理温度を基に、４７５℃未満が好ましく、３８０℃未満がより好ましい。また、拡径毎の処理温度は、低すぎるとステント拡張処理ができないため、１５０℃以上が好ましい。

その後、拡径工程が終了した後に、４７５℃を超えて５００℃以下の温度範囲、積算時間１～２０分の条件にて特性処理を行い、留置外径１０．０ｍｍの超弾性ステント（参考図３（ｂ））を得た。

超弾性ステントは、ステント試験装置ＭＳＩ－ＲＸ５５０／６５０を用いて径方向ステント拡張力測定を行い、超弾性ステントの拡張力ヒステリシス曲線を求めた。図２（ａ）に実施例１の超弾性ステントの拡張力ヒステリシス曲線を示す。ここで、拡張力ヒステリシス測定時における外径の条件は、例えば２．０ｍｍの合金チューブを溝穴（スロット）レーザー加工後拡張径１０．０ｍｍの超弾性ステントを作製した場合、縮径時最小外径はスロットスペース分チューブより少し小さく縮み、拡張力測定回復時外径確認の為少し大きめに広げてデータ測定を行った。これは、ステントサイズよりも多少誤差を持たせる方が、ステントサイズの時の特性挙動を確認できるためである。そこで、２．０ｍｍから拡径して作製した該留置外径１０．０ｍｍの超弾性ステントの本発明該曲線範囲はφ１．６ｍｍとする縮径曲線、および再度１１ｍｍを該留置径とする回復曲線として測定を行った。また、変化度ＣＲ、及び対比度ＦＲについては、拡張力ヒステリシス曲線測定時の最大外径点と最小外径時点の値から１／２時点（点イ、点ハ）および３／４時点（点ロ）の位置を確認することとした。これは、ステントに加工されたのちのサンプルも同等条件で測定が可能となるよう検討した結果である。例えば、本発明品はステント加工する前から最小寸法（加工前チューブサイズ）が分かっているため、縮径時最小外径と回復時最大外径を用いて点イ、点ロ、点ハの測定点を決定することができる。一方、ステント加工が完了した製品を測定する場合、元材であるチューブの寸法は不明となる。そこで、最小外径と最大外径の数値決定する場合の決定条件を以下に示す。加工前のチューブサイズの確認が困難な場合は、レーザー加工後のステントを縮径させて縮径できる限界サイズを縮径時最小外径、拡径した際に拡張力（Ｎ）が０となる時点の外径を拡張力測定回復時最大外径として、点イ、点ロ、点ハを決定する。

これら試験データは臨床の事前評価に活用され、特に回復曲線２は血管内でのカテーテル解放後のステント動きそのものであり、目標留置部位での拡張力と血管内移動の拡張力径追従性を見ることができる。

（ステント拡張力の持続性）
図２（ａ）の示す実施例１の超弾性ステントの回復曲線は、拡張処理ストロークφ１．６からφ１１．０ｍｍの１／２（１．６＋（１１．０－１．６）／２）、留置ステント径中点のφ６．３ｍｍ近傍で前述のたわみ最大を示す。生じた該回復曲線２の傾斜は、φ６．３ｍｍ前後で概ね１０°から５°へと変曲し、拡張処理ストロークの３／４（１．６＋（１１．０－１．６）×３／４）のφ８．６ｍｍを越えて持続する。体内留置後のステント拡張力の持続性検証のため、たわみ量の変化確認が可能となるφ６．３ｍｍからφ８．６ｍｍへ移動の径変化に対応する拡張力（Ｎ）の変化度（ＣＲ）を次式－３によって求めた。
ＣＲ＝｛（φ６．３（Ｎ）（点イ）－φ８．６（Ｎ）（点ロ））／φ８．６（Ｎ）（点ロ）｝×１００・・・式－３

因みに、実施例１の超弾性ステントの変化度ＣＲは、｛（０．５８Ｎ－０．４０Ｎ／０．４０Ｎ｝×１００＝４５．０％であった。

一方、図２（ｂ）に示す４５０℃・１５分特性処理ステント（比較例４）は、該回復曲線２の傾斜はほぼ８°一定であり、留置ステントの拡張力維持可能な血管径範囲を狭くすると考えられる。前述と同じく、たわみ量の変化確認が可能となるφ６．３ｍｍからφ８．６ｍｍへの拡張力（Ｎ）変化度ＣＲを求めると、比較例４の変化度ＣＲは、｛（０．７５Ｎ－０．４７Ｎ）／０．４７Ｎ｝×１００＝５９．６％であった。表２～３には式－３に基づく本実施ステントの拡張力（Ｎ）ＣＲ％を示した。

（ステント拡張力の高強度化）
超弾性ステントは、合金チューブに対して本発明者独自デザインを図３の如くにレーザー溝加工品（ａ）とした後セル状構造（ｂ）に拡張した。該拡張力はステントの径方向発生力であり、そこには前記図３の留置ステント拡張処理の中で込められた、曲げ、ねじり、圧縮などの多軸的変形、並びにステントデザインが反映され、図４（ｂ）同等材ワイヤー引っ張り試験の一軸応力評価とは異なった。即ち、図２の本試験ステントの拡張力ヒステリシス曲線では図４（ａ）輪ゴム同様のたわみカーブが見られ、図４（ｂ）Ｔｉ－Ｎｉ合金超弾性材ワイヤーで示されるような超弾性特有の平坦カーブはなかった。

本実施では各ステント拡張力試験データの無次元化に向け、各ステント拡張力ヒステリシス曲線の回復曲線２と縮径曲線１との近接度評価として、回復曲線２のステント径φ６．３ｍｍにおける縮径曲線１拡張力（Ｎ）（点ハ）に対する回復曲線２拡張力（Ｎ）（点イ）対比度（ＦＲ）を次式－４によって求めた。
対比度ＦＲ＝φ６．３（Ｎ）（点イ）／φ６．３（Ｎ）（点ハ）・・・式－４

例えば、実施例２の対比度ＦＲは、０．７３Ｎ／１．１９Ｎ＝０．６１であった。

特性処理ステントの拡張力は、合金チューブ加工率および処理時間に大きく影響を受ける。６０％、５０％および４０％加工率の超弾性ステントは、合金チューブの加工率の低下に伴ってその拡張力を低くする。また、真直処理済み商用材ステント（比較例６、比較例７、比較例８）の拡張力は、合金チューブの直線矯正処理温度（詳細は不明であるが、再結晶温度を超えていると推定される）に支配され、その後のステント加工後の追加処理（５分、１５分および３０分）での拡張力差異は認めらない、即ち、特性処理後の５００℃処理品におけるミニマム水準と云える。更に、図２（ｃ）の実施例２と比較例６のステント比較図から、実施例２のステントが比較例６に対し２～３倍の拡張力を持つことが判る。実施例ステントのカーブ対比度ＦＲは、前述の式－４から求めて表２～３に記した。

本発明の目的はステント高強度化に資する技術提案であり、本発明の範囲は前記式－４のカーブ対比度ＦＲが比較例６、比較例７、比較例８のステントを越える０．５０以上、および前記式－３の回復曲線２の拡張力変化度ＣＲが５０．０％以下であるとした。比較例は、前述双方もしくはどちらかを満たさないとして、ＦＲ＜０．５０、ＲＣ＞５０．０％のステントが確認された。本発明において、ＦＲ≧０．５０、ＲＣ≦５０．０％の両方の特性を満たすものを実施例とし、上記いずれかまたはその両方を満たさないものを比較例とした。

（本発明の適用）
本発明の趣旨は前述の通り、ステント拡張処理技術によってステントに平坦回復カーブを持つ超弾性と任意な拡張力を発現させることである。本発明では高強度化を目指して特許請求範囲を拡張力、回復曲線傾斜角、処理条件など数値限定したが、目的に応じてその逸脱・変更を精査吟味することは当該者であれば容易に出来るものと考える。また、本発明では同様に超弾性を示す、Ｔｉ－Ｎｉ合金のＮｉもしくはＴｉの一部を元素Ｃｕ、Ｆｅ、Ｃｒ、Ａｌ、Ｖ、Ｐｄ、Ａｇ、Ｍｎ、Ｃｏ、Ｎｂ、Ｈｆ、Ｚｒの内の一種もしくは二種以上でＸ置換したＴｉ－Ｎｉ－Ｘ合金は、本発明用途を含めて広く適用可能である。

１ 縮径曲線
２ 回復曲線
イ 変形量１／２時点における回復曲線の拡張力
ロ 変形量３／４時点における回復曲線２の拡張力
ハ 変形量１／２時点における縮径曲線１の拡張力

Claims (6)

1. Ｔｉ－Ｎｉ系合金からなる超弾性ステントであって、
   前記超弾性ステントの最小外径から最大外径への回復径時の外径拡張力を示す回復曲線、および前記超弾性ステントの最大外径から最小外径への縮径時の外径拡張力を示す縮径曲線からなる拡張力ヒステリシス曲線において、
   前記回復曲線における前記超弾性ステントの外径変形量１／２での外径拡張力が、前記縮径曲線における前記超弾性ステントの外径変形量１／２での外径拡張力に対して、０．５０以上であり、
   前記回復曲線における前記超弾性ステントの外径変形量１／２から外径変形量３／４までの範囲内の外径拡張力の最大変化率は、前記回復曲線における前記超弾性ステントの外径変形量１／２での外径拡張力を基準として、５０．０％以内である、
   超弾性ステント。
2. Ｔｉ－Ｎｉ系合金からなり、請求項１に記載の超弾性ステントの元材である、合金チューブ。
3. 超弾性ステントの製造方法であって、
   Ｔｉ－Ｎｉ系合金からなる合金チューブを超弾性ステントに加工するステント加工処理後に行う熱処理において、
   熱処理温度が４７５℃より高く前記合金チューブの再結晶温度未満であり、
   熱処理時間が１分以上２０分以内である、
   超弾性ステントの製造方法。
4. 前記熱処理温度が４７５℃より高く５００℃以下である、請求項３に記載の超弾性ステントの製造方法。
5. 前記合金チューブの前記ステント加工処理における加工率が３０％超以上６５％以下である、請求項３または４に記載の超弾性ステントの製造方法。
6. 加工上がり後に４９０℃以下の直線矯正熱処理を行い、Ｔｉ－Ｎｉ系合金からなる合金チューブを製造する、合金チューブの製造方法。
   

Images