1、簡介
在制藥行業(yè)，尤其是濕熱敏感的產品開發(fā)時，對比需要溶液或熔融粘合劑的濕法制粒工藝而言，干法制粒工藝更受青睞。干法制粒通常是飼料粉體經兩個反向旋轉的壓輪壓實成薄片，然后薄片經整粒后形成顆粒。對于多數有粘附特性的粉末來說，一般會加入潤滑劑改善粉末的流動性且可以避免粉末粘附在壓輪上。硬脂酸鎂（MgSt）作為潤滑劑的理想選擇被廣泛應用。它是一種常見的邊界潤滑劑，通過提供一種界面剪切強度小于下接觸面的膜來減少固-固摩擦。
當應用于粉末中時，潤滑劑在顆粒表面的分布是控制其有效性的關鍵因素。已有基于此的一系列機理研究被發(fā)表，總結見表1.（(Bolhuis et al., 1975,1980; Pintye-Hodi et al., 1981; Tawashi, 1963a,b）。被廣泛接受的機理是MgSt形成Langmuir–Blodgett單層以及MgSt對空腔的填充（Roblot-Treupel and Puisieux, 1986），特別是延長混合時間后（Johansson and Nicklasson, 1986）。不同飼料粉體的顆粒大小和表面形貌的巨大變化可能會導致潤滑劑的性能有相當大的變化。                    
已有一系列使用MgSt作為潤滑劑進行的干法制粒研究（He et al., 2007; Migue′lez-Mora′n et al., 2008; vonEggelkraut-Gottanka et al., 2002） von Eggelkraut-Gottankaet al. (2002)，采用干法制粒機控制壓輥間隙和壓力對兩批不同的中藥干浸膏進行壓實，并用多元線性逐步回歸分析研究了工藝參數和硬脂酸鎂用量的影響。據報道，由于疏水性的增加，片劑的崩解時間隨著MgSt濃度的增加而增加。他們還認為MgSt與顆粒的結合（在片劑內部）最大限度地減少了崩解時間的增加，同時保留了其作為潤滑劑的功能。
He et al. (2007)對含有0.5%（w/w）MgSt的MCC（Avicel PH 102, 44–75 mm）進行干法制粒。通過Heckel分析、片劑抗張強度和動態(tài)壓痕的測量來評估碾壓后粉末重復可加工性損失的機制，特別是在加入MgSt之后。他們得出結論，加工硬化發(fā)生在過程中，而由于MgSt的存在導致的過度潤滑似乎是藥片機械強度下降的主要原因。Migue′lez-Mora′n et al. (2008)在三種條件下研究了MCC（Avicel PH 102）干法制粒：（1）不潤滑；（2）潤滑壓輪表面；（3）整體潤滑粉末；結果表明，粉末經MgSt內部潤滑時進料最均勻，所得薄片密度最均勻，在壓實過程中可以觀察到最大壓力的降低。他們的工作清楚地顯示了MgSt對MCC的干法制粒有影響。
盡管已有研究，但壓實性能與整粒、壓片等下游工藝及潤滑機理的關系尚未建立。特別是，潤滑劑對整粒行為的影響，以及還沒有很好地了解顆粒和片劑的性質。這些正是當前的研究重點，其中MCC和DCPD被選擇作為飼料粉體，它們都是常用的藥物輔料，但具有獨特的顆粒大小、表面形貌和對MgSt潤滑的敏感性，據報道，MgSt潤滑DCPD對混合條件非常不敏感(Vromans et al., 1988)，與MCC顯著不同(Zuurman et al., 1999)。                 
2、物料
MgSt是一種白色無氣味片狀粉末（見圖1）。Calipharm D級DCPD（Rhodia,France）是一種易碎的結晶性粉末，有類似頁巖的顆粒（見圖2a）。MCC（Avicel grade PH 102, FMC Biopolymer, USA）（見圖2b）是一種結晶性粉末（結晶度>78%），有針狀顆粒，與相對脆性的DCPD相比，具有更大的塑性變形。MCC和DCPD的真實密度使用氦氣比重計(AccuPycII 1340, Micromeritics, USA)測量，分別為1569 kg/m3和2582 kg / m3。使用顆粒度分析儀(Model Helos, SympaTec, Germany)測量，兩種材料的平均粒度分別為96.3 um和8.1 um。
Fig. 1. Scanning electron micrograph of magnesium stearate.
Fig. 2. Scanning electron micrographs of DCPD and MCC powders with andwithout MgSt. (a) Unlubricated DCPD; (b) unlubricated MCC; (c) bulk lubricatedDCPD (0.75% w/w MgSt); (d) Bulk lubricated MCC (0.75% w/w MgSt); (e) bulklubricated DCPD after ring shear cell tests; (f) lubricated MCC after ringshear cell tests.
用雙錐混合機將不同用量的MgSt (w/w 0.15–1.5%)分別與這兩種粉末混合。初步研究(這里沒有介紹)表明，粉末的摩擦和流動特性在混合時間超過5分鐘后沒有改變，因此報告中所有試驗的混合時間均選擇5分鐘。經0.75%（w/w）MgSt潤滑后粉末的表面形貌如圖2c和圖2d所示。                     
3、試驗
3.1環(huán)形剪切單元試驗
使用RST-XS環(huán)形剪切單元測試儀(Dietmar Schulze，Germany)測量了飼料粉末和整粒后顆粒的有效內摩擦角，正常應力范圍為4-10 kPa。該儀器還用于測量壁面摩擦與光滑不銹鋼板的摩擦角度(表面粗糙度Ra ~0.3 mm)，正常應力范圍為1.1-20 kPa。通過掃描電子顯微鏡（6060, JEOL, Japan）得到了壁面摩擦測量前后粉末的形貌，見圖2e和2f。

3.2干法制粒
使用伯明翰大學開發(fā)的實驗型干法制粒機對粉末進行壓實（Bindhumadhavan et al., 2005; Migue′lez-Mora′n etal., 2008; Patelet al., 2010）。其包括半徑為100mm，寬度為46mm的兩個不銹鋼壓輪，采用重力下料，其中一種方法是在一個裝有矩形截面的料斗中手動填充初始定容的粉末，多余的部分被輕輕的平掉了。

現有研究中，最小壓輪間隙S，壓輪轉速u，分別被固定為1.0mm和1rpm。角度θ在最小壓輪間隙時測量，與之對應的徑向壓輪壓力p經過壓電式壓力傳感器（PCB 105C33, Techni-Measure, Studley, UK）測量，它裝在一個壓輪的中心位置，可以得到壓輪的壓力分布，以研究整體潤滑和壁免潤滑的影響。壁面潤滑的案例中，金屬壓輪表面用濃度分別為0.25%和1%的MgSt乙醇懸浮液進行潤滑。

薄片的尺寸（例如，長度、厚度和寬度）通過數顯游標卡尺（Mitutoyo, Hampshire, UK）進行測量，來計算其體積，從而計算出其堆密度。薄片的斷裂能通過三點彎曲配置的萬能機械試驗儀（Instron, High Wycombe, UK）進行測量。整合力-位移數據來確定斷裂的總功。用功與斷口面積之比計算斷裂能。

3.3整粒

薄片分段切割成特定尺寸（大約22×22mm）以減少形狀和尺寸的不同帶來的影響。使用振蕩整粒篩（圖3，Coeply, AR 401）篩網孔徑為630um，整粒速度為200rpm。使用電腦化天平，對顆粒處理量作時間的函數進行測量。


3.4單軸壓片

使用通用試驗機型（Z030, Zwick Roell, Germany），不銹鋼中模內孔直徑13.0mm(Specac, UK)，將上述整粒后顆粒進行壓片。壓片速度為0.5mm/s，與干法制粒機的有效單軸部件(即水平速度)是相當的。MCC和DCPD粉末顆粒在中模的填充量分別為0.8和1.1g。與之對應的，MCC和DCPD粉末在5N的預壓下初始粉體高度分別為15.05和9.43mm。然后用0.66和0.53的單軸應變壓縮試樣，得到厚度相近的片劑（例如5mm）。采用Patel et al. (2010)等人提出的相同的多變量擬合方法，由單軸壓縮中的應力-應變關系確定壓縮系數。

考慮了三種情況下飼料粉體的單軸壓縮：（1）未潤滑；（2）粉末潤滑；（3）中模內壁潤滑。一旦片劑被推出，其尺寸（例如，直徑和厚度）和重量會被測定，因此其松密度可以計算得到。然后用通用的試驗儀器對片劑進行徑向壓縮測試以確定其抗張強度。
                           

4、結果

4.1環(huán)形剪切單元試驗

圖4顯示了飼料粉末混合不同用量的MgSt時壁面切向應力作為正常應力的函數，梯度等于摩擦系數。在未潤滑粉末的案例中，DCPD和MCC的梯度分別是~0.5和~0.9；當0.75%（w/w）MgSt用于整體潤滑時，DCPD的梯度降低至~0.1，而MCC的梯度不受影響。從壁面摩擦角Фw以及相應的有效摩擦角Фe的角度研究了潤滑劑用量對壁面摩擦的影響，如圖5所示。未潤滑的DCPD的Фe僅比MCC的輕微高一點，不像MCC那樣隨著MgSt用量的增加而降低。

如圖6所示，Фe和Фw的值是經整粒后顆粒中MgSt用量的函數。在顆粒(圖6)和粉末之間（圖5），觀察到Фe值只有細微的差別。未經潤滑的MCC的壁面摩擦大于飼料粉末，潤滑將使得壁面摩擦減少。對于DCPD, MgSt對顆粒壁面摩擦的影響不顯著。
 

Fig. 4. Variation of the wall shear stress with normal stress for (a)DCPD and (b) MCC, with various amounts of MgSt in bulk
 
Fig. 5. Frictional angles of MCC and DCPD as a function of amount ofMgSt.
 

Fig. 6. Frictional angles of MCC and DCPD granules as a function ofamount of MgSt.

4.2干法制粒

干法制粒的簡易模型由Johanson (1965)開發(fā)，將反向旋轉的兩個壓輪之間的空間分為不同區(qū)域，分為滑移區(qū)、捏合區(qū)、釋放區(qū)?；茀^(qū)即為粉末進入壓輪時的區(qū)域，粉末沿著壓輪表面滑移，在這個區(qū)域重新排列，只受很小的壓輪壓力。粉末流動速度與壓輪速度相等的位置被定義為捏合區(qū)域的邊界。在這個區(qū)域，粉末被拖動到最小的間隙處，然后被增大的壓力壓成薄片，粉體致密化主要發(fā)生在這個區(qū)域。壓縮后的薄片通過最小間隙后進入釋放區(qū)。薄片的彈性恢復發(fā)生在這個區(qū)域。干法制粒機的最大壓力和捏合角是決定干法制粒機性能的兩個主要參數。目前工作中測量的典型壓力分布如圖7所示，最大壓力是~100MPa，捏合角是~8°。

捏合角是壓實區(qū)域大小的一個量度，由測量的壓輪壓力分布來確定，采用Yu et al. (in press)提出的方法，將測量到的壓力梯度角位置數據擬合為Johanson給出的以下方程。

其中，x坐標對應于壓輪間隙的中心，原點在最小壓輪間隙處，使正值與進料方向相反，D為壓輪直徑。k為通過單軸壓片實驗得到的粉末的壓縮系數。參數v和A是Фe和Фw的函數，表達式為:

其中，σ是在正交方向的壓輪表面的角位置θ，θ=0表示壓輪間隙最小s；滑移區(qū)域中的數據適用于方程式（1），捏合區(qū)的數據適用于方程式（2），如圖8所示。方程式(1)即滑移區(qū)擬合參數為Фe和Фw，方程式(2)擬合參數為k，夾角對應于兩個方程的交點。

圖9和10顯示了最大壓輪壓力和捏合角。對MCC來說，當壓輪表面經過潤滑時，最大壓力和捏合角不受影響，但粉末整體潤滑會降低最大壓力和捏合角。對于DCPD而言，壓輪表面潤滑和粉末整體潤滑都能減小捏合角和最大壓力。然而，最大壓力和捏合角在0.25% w/w MgSt時達到恒定值。如果有足夠的MgSt來引起最大可能的潤滑，捏合角和最大壓力的減少是相似的。

Fig. 7. Typical pressure profile in roll compaction. 

Fig. 8. Determination of nip angle from the pressure gradient data forMCC (S=1.0 mm, u=1.0 rpm).
 

Fig. 9. Effects oflubrication on the maximum roll pressures.
 

Fig. 10. Effects of lubrication on nip angle in roll compaction.
 
4.3整粒

表2給出了薄片的固相分數和斷裂能。固相分數用于比較片劑的致密程度。整體潤滑對MCC的固相分數和斷裂能有較大的降低，而壁面潤滑對MCC的降低要小得多。在相同的輥壓條件下(即壓輪間隙和壓輪轉速)，DCPD薄片的固相分數小于MCC薄片的固相分數，并且通過壁面潤滑和整體潤滑均降低了固相分數。它們太脆弱，無法測量斷裂能。

Fig. 11. Typical milling results for roll compacted ribbons made fromunlubricated MCC powders at the roll gap of 1.0 mm, roll speed of 1.0 rpm.
 
圖11顯示了產出量隨整粒圈數的典型變化。產出量隨循環(huán)次數增加而增加，但速率降低。用一階動力學描述數據是可能的：

其中，N為循環(huán)數，m和m∞分別為N = N和N =∞時的顆粒質量。在N = 0處m = 0時的積分：

其中，Nc是循環(huán)數在m=1-e-1時的特征數。因此，這個參數的值越小，對應的薄片破碎越快。方程式（6）可以重排為：

表2給出了用未經潤滑的飼料粉體、壁面潤滑的飼料粉體和整體潤滑的飼料粉體制成的薄片的Nc值?？梢钥闯觯琈CC的值因潤滑而降低，且遠大于DCPD的值，而DCPD的Nc值對潤滑不敏感。在潤滑作用下，MCC的固相分數和斷裂能均顯著降低，Nc值也顯著降低。然而，DCPD的固相分數和Nc不受潤滑的影響。


4.4單軸壓片

表3給出了含和不含潤滑劑的飼料粉末和顆粒制成的片劑的固相分數和抗張強度。每個粉末和顆粒的固相分數近似恒定，這應該是執(zhí)行實驗過程的情況?？梢钥闯?，在潤滑過程中，MCC粉末和顆粒的固相分數沒有受到影響，而顆粒的固相分數比粉末的固相分數要小，因為會導致片狀性的損失。同時，隨著MgSt用量的增加，片劑的抗張強度明顯下降。相比之下，DCPD的固相分數不受潤滑劑的影響，粉末和顆粒的值具有可比性，隨著MgSt加入量的增加，抗張強度略有提高。

片劑抗張強度隨MgSt用量的變化而波動，如圖12所示。未經潤滑的MCC片(即MgSt用量為0時)的強度大約比相應的DCPD片大6倍。MCC片的強度通過整體潤滑降低，而不是通過壁面潤滑來降低，壁面潤滑對于DCPD片有輕微影響。對于MCC片和DCPD片，直接壓片比經制粒后壓片的抗張強度更高。

Fig. 12. Effects of lubrication on the tablet strength, the datapoints on the vertical dash line (x?0) present the values for unlubricated cases.
 
為了探討片劑的固相分數與抗張強度的關系，進行了附加實驗。采用壓力在52.7 ~ 165.7 MPa之間，間隔22.6 MPa范圍內壓縮粉體和顆粒，制得各種固相分數的片劑。在此案例中，0.5%（w/w）MgSt用于顆粒整體潤滑。圖13顯示了DCPD和MCC在不同潤滑條件下的顆粒和粉末數據，很明顯，DCPD片的強度不受潤滑和造粒的顯著影響，因為所有數據都疊加在一條主曲線上(見圖13a)。相比之下，在粉末整體潤滑的情況下，MCC片的抗張強度下降了30%(見圖13b)。顆粒制得的片劑比粉末制得的片劑強度更弱，這與文獻報道的結果一致(Herting and Kleinebudde, 2008)。

Fig. 13. Tensile strength as a function of solid fraction of thetablets produced under various lubricating conditions for (a) DCPD and (b) MCC,the solid line presents the fitting results to Eq. (8).
 
采用Ryshkewitch-Duckworth方程(Duckworth, 1953)擬合實驗數據。

其中σt為固相分數為Ф時的抗張強度，s為同一材料在零孔隙率時的抗張強度，k為常數，表示材料的結合能力，k值越大，結合能力越弱。典型數據擬合如圖13所示，擬合參數值如表4所示。對于DCPD，所考慮的各種情況下的σt和k的值本質上是相同的。對于MCC來說，造粒和潤滑導致σt值降低，但k值增加，表明結合能力降低。
        
                 

5、討論

未經潤滑的DCPD的壁面摩擦系數比MCC大約5倍（見圖5），這是由于有機材料的界面剪切強度比無機材料小。邊界潤滑劑提供一個弱的界面層，摩擦系數通常為0.1(Bowden and Tabor, 1950)，表示一般可以達到的最小值。這與未經潤滑的MCC的測量結果相似，因此邊界潤滑在減少摩擦方面是無效的。有機聚合物通常很難進行邊界潤滑，因為它們通常具有與有機邊界潤滑劑相似的界面剪切強度。然而，未經潤滑的DCPD的摩擦系數為0.5，因此，應用MgSt可以有效地降低摩擦系數到觀察到的最小值0.1。顯然，要實現均勻、堅固的表面層，必須有一個最小的MgSt用量。

未經潤滑的MCC的壁面摩擦系數在造粒后增大，而DCPD的壁面摩擦系數減?。ㄒ妶D6）。這可能是由于顆粒尺寸的增大和表面形態(tài)的變化。對于采用整體潤滑的飼料粉末生產的顆粒，邊界潤滑僅對MCC有效。添加MgSt后，DCPD顆粒的壁面摩擦實際上不會發(fā)生變化，這可能至少有兩個原因。首先，在整粒過程中，由于顆粒尺寸較小(8mm)，一些顆粒會丟失，而且由于它們的表面積與體積比較大，這導致粘附的MgSt的損失不成比例。其次，即使DCPD顆粒的表面經過了良好的初始潤滑，這些相對易碎的顆粒的碎裂也會導致未經過潤滑的內部表面暴露出來(De Boer et al., 1978)。

兩種未經潤滑的粉末的有效內摩擦角基本相同，雖然它們在壁面摩擦特性上有明顯的差異（見圖5）。然而，其他因素，如顆粒形狀和粒度分布，對于解釋這一觀測結果可能是重要的。當DCPD經過整體潤滑后，Фe沒有降低。這表明，由剪切引起的斷裂顆粒暴露新鮮的未經潤滑的表面，這與他們的脆性性質是一致的。顯然，這一機制并不適用于MCC。壁面潤滑引起壁面摩擦系數的小幅度降低，這必然解釋了相對較大的Фe減少，從單個顆粒到整體顆粒有相當大的放大效應。

在剪切單元數據的情況下，僅根據相對摩擦特性，不可能直接比較最大壓力和捏合角的絕對值。其他因素尤其包括可壓性，未來的工作將涉及檢驗理論模型的準確性，如Johanson(1965)基于飼料粉體的特性來預測最大壓輪壓力和捏合角。然而，根據壁面摩擦和內摩擦的測量結果，可以對潤滑的變化提供一些定性的解釋。

對于MCC來說，潤滑壓輪既不影響捏合角(圖10)，也不影響最大壓輪壓力(圖9)，這與摩擦對壁面潤滑不敏感是一致的。然而，對于整體潤滑而言，這兩個參數都隨著MgSt的增加而減小。這反映在薄片的密度和強度的降低上。如上所述，對MCC進行邊界潤滑是困難的。然而，整體潤滑減少了內部摩擦，增加了粉末的整體流動性。因此，捏合角和最大壓力被降低。

在DCPD案例中，與MCC不同的是，通過潤滑壓輪，捏合角(圖10)、最大壓力(圖9)以及薄片密度都降低了。由于捏合角和最大壓力的值與臨界整體潤滑的DCPD相似，因此壁面摩擦對邊界潤滑的敏感性更高是一種可能的解釋。也就是說，整體潤滑再次提供了潤滑劑的內部來源。

如參數Nc所表征的，薄片的整粒速率似乎與斷裂能簡單地相關，這可能是合理的預期。對于MCC，薄片密度和斷裂能之間似乎存在密切的相關性(見表2)，這也是符合預期的行為。沒有足夠的數據來描述MgSt存在二次效應，它可以通過在顆粒之間充當弱層來降低強度，或者可以作為粘合劑。幾乎可以肯定的是，DCPD薄片的強度弱是由于在釋放區(qū)域積累的彈性形變阻止了粒子之間形成鍵合的結果。由于有機聚合物呈現彈塑性形變，MCC的這些形變要小得多。與MCC形成的薄片相比，DCPD薄片彈性恢復和捏合角較小將是導致DCPD薄片密度更小的一個因素。

DCPD片的強度遠低于MCC片(見表3和圖13)，這與表2中斷裂能顯示的薄片強度數據類似。所積累的彈性應變的相對值可能再次成為主要的控制因素。DCPD片的強度對潤滑不敏感(見表3、圖12和13a)可能是由于粉末顆粒的破碎特性導致新鮮表面暴露，從而抑制了MgSt的潛在結合。整體潤滑導致MCC片的強度降低(見表3、圖12和13 b)，這表明MgSt在粒子之間起著弱邊界層的作用 (Zuurman etal ., 1999)，因而降低了結合強度(表4)。因此潤滑對DCPD片和MCC片的影響與薄片中觀察到的趨勢是相似的，如表2所示。

今后的工作將著眼于對二元混合物的對比研究，以反映更實際的配方。然而，從實際應用的角度來看，目前工作中的一些總體趨勢可能值得考慮。首先，對于MCC，它是主要的配方成分，在給定的壓實條件下，潤滑劑的添加將減小捏合角和最大壓輪壓力，這將導致薄片強度降低，整粒效率提升，但減小顆粒粒度。其次，片劑的強度將為薄片的強度提供一個有用的排名指標，也顯示了薄片整粒的效率。例如，這種方法可以應用于研究潤滑劑的影響。
                  

6、結論

研究粉末特性，壓制過程和薄片，薄片整粒，壓片有助于理解邊界潤滑劑對配方的影響。總的來說，有可能對數據作出連貫但定性的解釋，從而提供一些機理上的見解，并有一些實際啟示。最后，應用整體潤滑防止壓實過程中的粘附，但會導致MCC片強度和固相分數降低。然而，這些負面影響并未顯示在DCPD中。兩種粉末經壁面潤滑最大限度地減少了最終產品抗張強度的降低。