基于流程模擬的中藥生產過程溶媒回收工藝動態控制方法研究

苗坤宏，李佳璇，崔彭帝，薛啟隆，于 洋*，李 正, 3*

·藥劑與工藝·

基于流程模擬的中藥生產過程溶媒回收工藝動態控制方法研究

苗坤宏1, 2，李佳璇1，崔彭帝1, 2，薛啟隆1, 2，于 洋1, 2*，李 正1, 2, 3*

1. 天津中醫藥大學 中藥制藥工程學院，天津 301617 2. 省部共建組分中藥國家重點實驗室，天津 301617 3. 現代中醫藥海河實驗室，天津 301617

研究通過流程模擬和過程控制技術優化中藥溶媒回收工藝控制結構，建立中藥生產過程溶媒回收工藝動態控制方法。針對中藥溶媒回收過程中乙醇和水2組分的精餾工藝，在流程模擬平臺分別建立添加再沸器熱負荷與進料流量比值（Reb/）控制結構的控制系統以及回流物流量與進料流量成固定比值（固定/）控制結構的控制系統。通過考察系統在受擾動條件下運行狀態的變化過程，分析了這2種控制結構對于中藥溶媒回收工藝運行穩定性的影響。在進料流量以及進料組分的干擾下，Reb/控制結構優于固定控制結構，其減少了系統回復正常工藝狀態的過渡時間，更好地保證了塔頂乙醇的回收率。通過對不同設備尺寸模擬系統控制效果的對比，發現所建立的Reb/控制結構具有較強的普適性。進一步說明了Reb/控制結構在中藥蒸汽機械再壓縮（mechanical vapor recompression，MVR）濃縮工藝控制過程中可以通過增強測控參數關聯性，降低控制響應遲滯，減少成本損失和能量浪費，為中藥生產自動化控制升級提供了借鑒。

中藥生產；自動化控制；溶媒回收；流程模擬；中藥蒸汽機械再壓縮

中醫藥作為國民大健康產業的重要支柱，推動產業的轉型升級已經成為了新時期的國家戰略[1]。為切實加快產業升級，保證藥品質量，亟需做到 “質量源于檢驗”向“質量源于生產制造方式”的轉變[2]。在產業升級過程中，實現生產工藝的自動化控制與優化，成為持續改進和提升藥品質量的首要途徑[3]。

在中藥制藥過程中，溶媒（如乙醇）在提取、濃縮等工藝過程中被大量使用，因此，溶媒回收效率對于降低生產成本以及生產能耗具有重要意義。目前，國內溶媒回收工藝的控制普遍以人工經驗為主，系統控制結構單一，檢測參數混雜，參數之間沒有形成關聯關系，特別當控制系統遇到擾動時，依靠設備本身的控制結構很難使系統快速回歸到穩定狀態[4-6]。

針對以上問題，本研究采用成熟的化工精餾工藝控制結構[7-9]，建立了中藥生產過程溶媒回收工藝動態控制方法。通過流程模擬和過程控制技術，對建成的添加再沸器熱負荷與進料流量比值（Reb/）控制結構以及回流物流量與進料流量成固定比值（固定/）控制結構的抗干擾性和普適性進行了考察，優選出適合于中藥溶媒回收的控制結構，為中藥制藥其他單元操作自動化、智能化控制提供參考，有助于提升中藥生產水平及產品質量。

1 基于流程模擬的中藥溶媒回收系統設計

本研究利用Aspen@流程模擬平臺構建中藥乙醇溶媒回收系統的流程體系如圖1所示，混合料液由1號線路進入精餾塔，塔頂3號線路得到乙醇餾出物，塔底5號線路得到塔釜廢液。圖中出口壓力與進料板壓力均為1個大氣壓。在建成的溶媒回收系統中，將篩板塔的塔板間距設置為0.30 m，理論塔板數設置為24，進料溫度為飽和泡點溫度，混合組分中的乙醇質量分數設置為60.00%。在經精餾塔分離后，工藝目標要求塔頂餾出物中乙醇的質量分數為94.00%，塔釜廢液中剩余乙醇的質量分數為0.50%。為進一步考察不同設備定徑下的控制系統控制效果，研究給出了處理量為2、6、10 t/h的乙醇-水溶液的設備定徑數據如表1所示。

在表1基礎上，設置塔頂回流比為4∶1，得到各個塔徑條件下的最優工藝參數，如表2所示，用于控制結構流程模擬分析。在表2中，2 t料液處理量條件下進料液的乙醇-水混合組分摩爾流量為70.53 kmol/h，6 t料液處理量條件下的進料液的乙醇-水混合摩爾流量為211.59 kmol/h，10 t料液處理量條件下的進料液的乙醇-水混合摩爾流量為352.64 kmol/h。3種料液處理量條件下的進料液中乙醇的質量分數均為94%。

B1-精餾塔 B2-進料閥門 B3-餾出物閥門 B4-塔釜廢液閥門 B5-塔頂泵 B6-塔釜泵

表1 設備定徑

Table 1 Equipment sizing

處理量/(t?h?1)塔高/m塔徑/m再沸器長度/m再沸器直徑/m冷凝器長度/m冷凝器直徑/m 28.001.201.000.502.001.00 68.002.002.001.003.001.50 108.002.602.001.004.002.00

表2 料液衡算數據

Table 2 Data of material balance

處理量/(t?h?1)進料液質量流量/(kg?h?1)乙醇的質量分數/%混合組分的摩爾分數/% 進料液塔頂餾出物塔釜廢液進料液塔頂餾出物塔釜廢液 21 000.0060.0094.000.5036.9985.980.20 62 000.0060.0094.000.5036.9985.980.20 102 000.0060.0094.000.5036.9985.980.20 處理量/(t?h?1)混合組分的摩爾質量/(kg?kmol?1)混合組分的摩爾流量/(kmol?h?1) 進料液塔頂餾出物塔釜廢液進料液塔頂餾出物塔釜廢液 228.3642.0818.0670.5330.2540.28 628.3642.0818.06211.5990.75120.83 1028.3642.0818.06352.64151.25201.39

2 動態控制系統建立與流程模擬實驗

2.1 基本控制器的建立

在圖1所示的基本控制系統的基礎上，利用比例積分微分（proportion integration differentiation，PID）控制器繼電反饋Tyreus-Luben調諧方法建立了對應的壓力控制器、進料流量控制器、塔頂和塔釜液位控制器以及溫度-組分串級控制器。

在流程模擬平臺中，采用系統直接建成的增益（）為20.00，積分時間（T）為12.00 min的壓力控制器即可滿足壓力控制要求。同時利用進出口控制閥，對進料流量、塔頂餾出物流量以及塔釜廢液流量進行控制[10]。根據經驗，進料流量控制器在值為0.50，T為0.30 min時能起到很好的控制效果[11]。在流程模擬計算中，通常將精餾塔第1塊塔板默認為冷凝器，最后一塊板默認為再沸器[12]，故在建立塔頂餾出物流量控制器以及塔釜廢液流量控制器時，選擇塔板液位為被控變量，控制變量為控制閥開度。由于2個液位控制器都只需要起到比例控制的作用[13]，且不需要消除余差，因而在PID控制規律中，選定2控制器的值均為2.00，同時將T設置的相當大來消除積分控制作用，從而保留比例控制。

在建好壓力控制器和流量控制器之后，還需要考慮溫度與精餾塔中存在的氣、液2相組成的對應關系。在這種情況下，溫度是主要被控變量。精餾塔溫度的主要影響因素包括了再沸器熱負荷（Reb）、進料流量（），進料組成（X），回流流量（回），而塔頂餾出物中易揮發組分通常需要在符合工藝要求及經濟性的前提下盡可能的提高，保證塔頂輕組分濃度維持在預期的值上，此時單純的溫度控制器雖作用效果迅速，但是對乙醇質量分數并不能起到很好的控制，因此，將餾出物中重組分的摩爾分數作為主被控變量，精餾塔的溫度作為輔被控變量，以再沸器熱負荷為控制變量建立串級控制。此時進料流量，進料組成則作為干擾。

精餾塔中各個塔板的溫度都會有不同，需要找到能對整個精餾過程造成最大影響的塔板作為靈敏板，當干擾加入系統時，此塔板的溫度變化最大，各組分組成變化也最大。從穩態設計情況下2組分的溫度分布圖2，可以清楚地觀察到第22塊板上溫度變化趨勢最顯著，因此本實驗將第22塊板作為靈敏板，靈敏板溫度作為輔控制器的被控變量。

建立的溫度-組分串級控制系統如圖3所示，在B17中，當輸入信號升高時，控制器輸出信號降低，同時減小再沸器熱負荷。在B14中，當塔頂餾出物中重組分摩爾分數升高時，控制器輸出信號降低，并將B14信號傳輸給B17，由B17進一步控制再沸器熱負荷信號降低，避免精餾塔中重組分被過度蒸出。而由于水和乙醇2組分存在共沸，共沸點溫度為78.10 ℃，共沸點下乙醇的質量分數為95.60%，水的質量分數為4.40%，因此，塔頂水的摩爾質量不會低于0.12 kg/kmol，故將組分控制器的范圍設置為0.12～0.16kg/kmol。

圖2 穩態設計情況下2組分的溫度分布

由于溫度和組分在真正的工廠溶媒回收中信號傳遞都會存在一定的滯后作用，因此，需要在控制回路上加入一定的死時間來模擬現實生產狀態，根據生產控制經驗來將溫度信號控制的死時間（B10- Δ）設為0.30 min，餾出物中重組分摩爾質量傳遞的死時間（B15-Δ）設為0.50 min。

除了上述控制器所提到的壓力、流量、溫度、組分這些關鍵變量外，回流物流量回以及再沸器熱負荷Reb也在溶媒回收系統中提供了重要作用。在建立精餾控制結構的過程中，這2個變量分別對應了添加回流物流量與進料流量成固定比值（固定/）的控制結構以及添加再沸器熱負荷與進料流量比值的控制結構（Reb/）。

B7-塔頂餾出物流量控制器 B8-塔釜廢液流量控制器 B9-進料液流量控制器 B10-溫度控制信號的死時間 B11-建立的壓力控制器 B14-組分控制器 B15-餾出物中重組分摩爾質量傳遞信號的死時間 B17-溫度控制器

2.2 添加固定R/F的控制結構

通過料液衡算結果可以發現在進料流量改變時，餾出物流量、塔釜廢液流量等都會隨著進料流量的改變而成比例變化。因此，在有流量變化的系統中，可以使用含流量比值的控制結構來保證產品符合工藝要求。綜上，研究建立了固定/的控制結構來滿足設計要求，固定/控制結構如圖4所示。

在流程模擬中，B13第1個輸入信號為進料摩爾流量，第2個輸入信號為固定回流比控制數值，輸出信號為回流物的摩爾流量。當B12收到來自B13的信號后，B12判定此時的輸入信號大小，若是信號增大則輸出信號減小。此外進料液和塔頂餾出物之間存在物料守恒關系，塔頂流出物的摩爾流量又受回流比的影響較大，因此，/控制器也同樣受到塔頂餾出物的流量及組分摩爾分數的影響，由此/控制器與系統的進料控制器、塔頂流量控制器之間形成了閉環控制回路，對回流物的質量流量實現了間接控制，有效保證了乙醇質量分數。

在2 t的物料處理量工藝條件下，通過衡算得到如表2所示物料工藝參數。從表2可知餾出物流量為30.25 kmol/h，進料流量為70.53 kmol/h，因此，/的期望值為1.72。控制器參數選擇同基本流量控制器，即控制器值為0.50，T為0.30 min。

控制結構建成之后，需要考察系統在閥門開度變化和進料組分含量變化情況下的抗干擾性能，所以在穩定生產2 h后立即改變進料閥門開度，其中開度±10.00%的控制效果如圖5所示，開度±15.00%的控制效果如圖6所示。各個圖中系統變化數據如表3所示。在設計點乙醇的質量分數為60.00%穩定運行條件下，系統立即調整進料乙醇的質量分數至50.00%和70.00%。在2種不同進料組分情況的擾動下，系統的控制效果如圖7所示。

B12-R/F控制器 B13-乘數器

圖5 固定R/F控制結構下閥門開度±10.00%控制器控制效果圖

圖6 固定R/F控制結構下閥門開度±15.00%控制器控制效果圖

表3 不同控制結構下不同進料閥開度條件的系統狀態變化趨勢

Table 3 Change trend of system state under different control structures and different feed valve opening conditions

控制結構進料閥門開度/%進料摩爾流量的擾動偏差/%靈敏板溫度變化偏差/%再沸器熱負荷最大偏差/%塔頂餾出物流量最大偏差/%塔頂乙醇摩爾分數最大偏差/%塔釜乙醇損失率最大/%塔頂乙醇回收率/% 固定R/F±10.00±15.00±0.30±20.00±15.00±0.050.2594.18 ±15.00±25.00±0.50±30.00±25.00±0.060.3094.17 QReb/F±10.00±15.00±0.30±20.00±15.00±0.050.3094.18 ±15.00±30.00±0.50±30.00±25.00±0.050.4594.18

在該控制結構中，雖然對于塔頂餾出物流量以及組分可以實現間接的控制，但該控制方式和控制效果全面性不足，并且控制中弱化了精餾塔溫度對于塔頂餾出物組分帶來的影響。為了進一步完善控制結構的問題，研究建立了添加再沸器熱負荷與進料流量比值的控制結構。

2.3 添加QReb/F的控制結構

在進料流量改變時，塔板上的溫度和組成都會產生較大變化，但是再沸器熱負荷并不能在第一時間實現調節。結合“2.2”項的分析，溫度對于中藥溶媒回收系統影響較大，因此，在進料流量改變前，如果再沸器熱負荷不能產生調節，則會對溫度產生影響。針對這種現象，采用加入前饋控制結構來解決，如圖8所示。前饋控制器通過乘數器B16與B14、B15、B17相連接，B16的第1個輸入信號為進料流量，第2個輸入信號為再沸器熱負荷與進料流量的比值，B16的輸出信號為再沸器熱負荷。再沸器熱負荷受提餾段料液摩爾流量和溫度變化的影響，因此B16還會收到B17傳來的溫度反饋信號，實現再沸器熱負荷與進料流量比值的修正。該控制結構在B9、B10、B14、B15、B17以及B16之間形成新的閉環回路，該回路即為添加Reb/的控制結構。

圖7 固定R/F控制結構下不同進料組分系統的控制效果圖

新建立的Reb/控制結構在控制參數上發生了變化，溫度控制器和組分控制器參數的第2次繼電反饋測試及整定結果顯示：溫度控制器值為1.67，T為3.96 min；組分控制器值為52.64，T為11.88 min。

為考察該系統結構的抗干擾性能，在穩定生產2 h后立即改變系統的進料閥門開度，其中開度±10.00%的控制效果如圖9所示，開度±15.00%的控制效果如圖10所示。圖9、10系統變化數據如表3所示。同時還需要考察進料組分變化對于系統性能的影響，分別將乙醇的質量分數調整為50.00%和70.00% 2種情況。在2種不同進料組分情況的擾動下，系統的控制效果如圖11所示。

圖8 QReb/F控制結構

Reb/控制結構通過建立簡單的前饋控制器實現了對再沸器熱負荷和進料流量的控制，同時也實現了對溫度-組分的間接控制，其中最重要的是通過上述控制器變量以及基礎控制器中的塔頂餾出物流量控制器、塔釜廢液流量控制器對整個溶媒回收過程的熱量實現了整體的控制。

2.4 固定R/F控制結構與QReb/F控制結構比較

在表3中發現，Reb/控制結構在受到進料閥門開度加大的干擾下，塔頂乙醇摩爾分數的最大偏差波動范圍一致，均為±0.05%，而固定/控制結構的塔頂乙醇摩爾分數最大偏差隨閥門開度變大而變大。從乙醇回收率方面考慮，Reb/控制結構系統的乙醇回收率受系統干擾影響更小。

通過圖5、6以及圖9、10對比發現，2種控制結構在面對干擾情況時，系統重新恢復穩定狀態的過渡時間如表4所示。從表中可以發現，Reb/控制結構的餾出物流量變化過渡時間以及靈敏板溫度變化過渡時間均小于固定/控制結構的過渡時間，這表明在受到系統干擾時，Reb/控制結構能夠更快地讓系統達到穩定狀態。

綜上，Reb/控制結構的抗干擾能力更優于固定/控制結構的控制系統，且Reb/控制結構的系統控制更為全面，引入的再沸器熱負荷變量控制可以對能耗大小完成數字化控制監測，因此，在實際建立控制系統時，優先Reb/控制結構。

3 更改設備定徑后的控制系統比較

上述比較僅僅是在料液處理量維持2噸的工藝條件下進行的流程模擬，系統的進料流量和設備定徑較小，這將造成所建立的控制結構系統搭載在不同大小的設備上能否適用，系統的控制效果能否相同的不確定性。因此，使用表1所示的設備定徑數據，在上述建成的Reb/控制結構的基礎上分別對3種不同尺寸設備的動態控制效果做了比較。在系統控制2 h處，給系統加入“將進料液閥門開度調到40.00%”的干擾，觀察控制系統對進料摩爾流量變化，靈敏板溫度變化、再沸器熱負荷變化、塔頂餾出物流量變化、塔頂乙醇摩爾分數變化以及塔釜乙醇損失率變化情況，變化曲線如圖12所示。

圖11 QReb/F控制結構下不同進料組分系統的控制效果圖

表4 2種控制結構加入干擾后的過渡時間對比

Table 4 Comparison of transition time between two control structures with adding disturbance

控制結構閥門開度%過渡時間/min 餾出物流量變化靈敏板溫度變化 固定R/F±10.0060.0060.00 ±15.0060.0060.00 QReb/F±10.00 10.00＞60.00 ±15.00 10.00＞60.00

由曲線結果可知，當干擾加入系統之后，3種料液處理量的進料摩爾流量變化趨勢相同，盡管余差存在一定的區別，但是都穩定在了20.00%左右。此外，可以觀察到3種料液處理量下的控制系統的控制效果之間相差不大，在10 t料液處理量的工藝條件下，所使用的溶媒回收設備的控制過渡時間和過渡過程的最大偏差較其他兩種料液處理量條件有一定程度的減小。

經過對比不同料液處理量下的系統控制效果可以發現，建立的Reb/自動控制系統結構普適性較高，能滿足不同設備的設計控制要求，因此，可以考慮將其拓展到中藥生產的其他工藝設備控制之中，并根據工藝特性及問題，進行結構定制設計。

4 討論

通過對干擾條件下不同控制結構的系統控制效果分析，確定在進料流量以及進料組分變化的干擾下，Reb/控制結構和固定/的控制結構均能滿足中藥溶媒回收控制要求?？刂葡到y的塔釜廢液中乙醇的損失率不高于0.22%，系統能夠維持塔頂乙醇組分的恒定，在加入進料流量干擾的情況下，塔頂乙醇摩爾分數變化的最大值不超過0.10%，系統的魯棒性良好。其中Reb/控制結構可以更迅速地實現對靈敏板溫度以及餾出物流量的調節，有效減少了過渡時間。同時Reb/控制結構系統的乙醇回收率受系統干擾影響更小，控制過程更穩定，并且該結構在建立的過程中引入了再沸器熱負荷控制變量，這將為溶媒回收的能耗分析提供有效幫助。

圖12 3種料液處理量下的動態控制效果

在系統結構應用范圍考察方面，Reb/控制結構的控制系統可以很好地應用于不同設備設計的中藥溶媒回收系統中，且設備越大，具備該控制結構的系統受到干擾后完成整定所產生的過渡時間和變化偏差越小，系統穩定性越高，抗干擾性能越優越。

在目前的國內制藥企業中，基于上述2種控制結構設計的溶媒回收系統均有應用：天津中一制藥有限公司在中藥提取過程中融入了具備Reb/控制結構的溶媒回收系統用來精餾提取溶媒，促進溶媒的循環利用，降低生產成本；天士力醫藥集團有限公司基于公司生產制劑要求，建立了面向制劑干燥過程的溶媒回收系統；此外司太立制藥有限公司也構建了3500 t/年的乙醇脫水溶媒回收系統，實現料液經溶媒回收系統處理后的餾出液含水率小于0.5%的工藝目標。為了更好的保證溶媒回收系統的穩定性和溶媒回收率，可以在符合設備改造成本要求的前提下，將具備/控制結構的溶媒回收系統改造為具備Reb/控制結構的溶媒回收系統。

為了將Reb/控制結構的應用范圍進一步推廣，本實驗以中藥生產中常用的蒸汽機械再壓縮（mechanical vapor recompression，MVR）濃縮工藝為例，針對工藝生產過程中存在的問題提出了控制結構改進建議作為參考。國內大量的MVR濃縮工藝通常采用傳統的PID控制器控制生蒸汽閥門的開度，以此實現對藥液溫度的間接控制，但該控制模式存在滯后大、溫度波動明顯的問題。其次大多數裝置沒有2次蒸汽溫度控制回路，對于2次蒸汽溫度的控制主要以人工調整壓縮機頻率及藥液溫度設定值來完成。此外在整個濃縮過程中，蒸發量作為評價工藝質量的重要參數，很多濃縮設備是沒有設計控制回路去完成蒸發量控制的[14-16]。

基于上述工藝控制中存在的問題，本實驗建立的Reb/控制結構如圖13所示。該結構可以解決關聯參數控制響應遲滯的問題，豐富控制回路及關鍵測控參數，有助于業主更好的把控工藝生產過程，降低人工操作風險，提高產品質量，減少成本損失和能量浪費，為后期進行設備及工藝智能化升級改造提供便利。

B1-換熱器 B2-出液控制閥 B3-真空泵 B4-蒸發器強制循環泵 B5-蒸發器 B6-壓縮機 B7-分離器 B8-生蒸汽流量控制器 B9-料液溫度和生蒸汽流量比例乘數器 B10-料液溫度控制器 B11-料液溫度信號傳遞的死時間 B12-2次蒸汽溫度信號傳遞死時間 B13-2次蒸汽溫度控制器 B14-2次蒸汽溫度和2次蒸汽冷凝液流量比例乘數器 B15-2次蒸汽冷凝液流量控制器

在Reb/控制結構的使用方面，還可以利用該結構進一步建立中藥生產過程實時優化的動態預測控制方法，構建基于數據與算法驅動的中藥生產過程自感知、自學習、自決策、自執行、自適應的數字孿生系統提供保證[17]。

利益沖突 所有作者均聲明不存在利益沖突

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Study on dynamic control method of solvent recovery process in traditional Chinese medicine production based on process simulation

MIAO Kun-hong1, 2, LI Jia-xuan1, CUI Peng-di1, 2, XUE Qi-long1, 2, YU Yang1, 2, LI Zheng1, 2, 3

1. College of Pharmaceutical Engineering of Traditional Chinese Medicine, Tianjin University of Traditional Chinese Medicine, Tianjin 301617, China 2. State Key Laboratory of Component Traditional Chinese Medicine, Tianjin 301617, China 3. Haihe Laboratory of Modern Chinese Medicine, Tianjin 301617, China

The control structure of the recovery process of traditional Chinese medicine (TCM) solvent was optimized by process simulation and process control technology, and the dynamic control method of TCM solvent recovery process was established.Based on the distillation process of ethanol and water in the recovery process of TCM solvent, the control system with the ratio of heat load of reboiler to feed flow (Reb/) and the control system with the fixed ratio of reflux flow to feed flow (fixed/) were respectively established on the simulation platform to complete the process control. The effect of these two control structures on the operation stability of the recovery process of TCM solvent was analyzed by investigating the operating state change process of the system under disturbed conditions.TheReb/control structure was better than the fixedcontrol structure under the interference of feed flow and feed components, which reduced the transition time for the system to return to normal process state. TheReb/control structure can better maintain the stability of the ethanol recovery rate.After comparing the control effects of simulation systems with different equipment sizes, it was found that theReb/control structure had strong universality. In the paper, theReb/control structure was further discussed in mechanical vapor recompression (MVR) concentration control process. The control structure had many advantages in the process, such as the stronger control parameter correlation, the shorter control response delay, the less cost and energy consumption. Therefore, it will provide a reference for the upgrading automation control of TCM production.

Chinese medicine production; automatic control; solvent recovery; process simulation; mechanical vapor recompression

R283.6

A

0253 - 2670(2022)18 - 5636 - 13

10.7501/j.issn.0253-2670.2022.18.006

2022-04-08

國家“重大新藥創制”科技重大專項（2018ZX09201011）；國家自然科學基金面上項目（82074276）；國家中醫藥管理局創新團隊與人才培養計劃（ZYYCXTD-D-202002）；天津中醫藥大學研究生科研創新項目（YJSKC-20201025）

苗坤宏，碩士研究生，研究方向為中藥制藥過程智能控制。

于 洋，助理研究員，研究方向為中藥制藥工程技術研究與產業轉化。E-mail: yuyang@tjutcm.edu.cn

李 正，研究員，研究方向為中藥制藥工程技術研究與產業轉化。E-mail: lizheng@tjutcm.edu.cn

[責任編輯 鄭禮勝]