Diseño d e Un Biorreactor Para La Elavoracion de Vino de Frutas
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DISEÑO DE BIORREACTOR ......................................
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PROYECTO TERMINAL
UPIBI-IPN
63
______________________________________________________ ANEXO 2. Cinética para Saccharomyces uvarum 80 g/L
µmax := 0.5 Ks
h
−1
g
:= 40
:=
tfinal
yg
L
tiempo de generación = tg
ms
ln( 2)
µmax := 16⋅ tg
gcel
:= 0.0 := 0.3
η := 1
gsus
= 1.26
tfinal
β := 0.0
gcel
tg tg
α := 2.2
gsus ⋅ hr
= 20.164
xo_lote
:= 0.1
so_lote
:= 80
po_lote
:= 0
gcel L gsus L gprod L
xo_lote I_lote
:=
so_lote
⎜ ⎝ po_lote
µmaxI ⋅1 ⎡ ⎤ ⋅I ⎢ ⎥ Ks + I 0 1 ⎢ ⎥ ⎢ ⎛ µmaxI⋅ 1 ⎞ ⎥ ⎢ ⎥ −1⋅ ⋅I ⎢ ⎝ Ks + I1 ⎠ 0 ⎥ ⎢ ⎥ yg D( t , I) := ⎢ ⎥ ms⋅ yg ⎢ ⎥ +1 µ ⋅ maxI ⎢ ⎥ 1 ⎢ ⎥ Ks + I 1 ⎢ ⎥ η ⎢⎡⎡ ⎛ µmaxI⋅ ⎞ ⎤ ⎤ ⎥ 1 ⎢ α⋅ ⎥ ⎢⎢ Ks + I ⎥ + β⎥ ⋅ I0 1 ⎠ ⎦ ⎣⎣⎣ ⎝ ⎦ ⎦
número de cálculos = cálc cálc
:= 50
R := Bulstoer ( I_lote , 0, tfinal , cálc , D)
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64
______________________________________________________
n
:= 0 .. cálc
xo_lote
80 70 60
) l / g (
50
n ó i c a r t n e c n o c
40 30 20 10
0
2.02
4.03
6.05
8.07
10.08
12.1
14.11
16.13
18.15
tiempo (hr) biomasa Glucosa Etanol R
:= n, 4
R
n, 3 n, 0
Tiempo (h) R
n, 0
Productividad del microorganismo
R
=
0 0.403 0.807 1.21 1.613 2.016 2.42 2.823 3.226
Biomasa (g/L) R
n, 1
=
0.1 0.116 0.134 0.156 0.181 0.209 0.243 0.281 0.326
Sustrato (g/L) R
n, 2
=
80 79.95 79.892 79.825 79.747 79.657 79.552 79.431 79.291
Producto (g/L) R
n, 3
=
0 0.035 0.076 0.123 0.177 0.241 0.314 0.399 0.497
Productividad (g/hL) R
n, 4
=
0 0.087 0.094 0.101 0.11 0.119 0.13 0.141 0.154
20.16
= 0.1
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65
______________________________________________________ ANEXO 3. Cinétic a par a Saccharomyces uvarum 120 g/L
µmax := 0.5 Ks
h
−1
g
:= 70
:=
tfinal
yg
L
tiempo de generación = tg
ms
ln( 2)
:= 18⋅tg
β := 0
gcel
:= 0.3
η := 1
gsus
= 1.26
tfinal
α := 2.2
gsus ⋅ hr
tg tg
µma
gcel
:= 0.0
= 22.685
xo_lote
:= 0.1
so_lote
:= 12
po_lote
:= 0
:=
so_lote
⎜ ⎝ po_lote
µmaxI ⋅1 ⎡ ⎤ ⋅I ⎢ ⎥ Ks + I 0 1 ⎢ ⎥ ⎢ ⎛ µmaxI⋅ 1 ⎞ ⎥ ⎢ ⎥ −1⋅ ⋅I ⎢ ⎝ Ks + I1 ⎠ 0 ⎥ ⎢ ⎥ yg D( t , I) := ⎢ ⎥ ms⋅ yg ⎢ ⎥ +1 µ ⋅ maxI ⎢ ⎥ 1 ⎢ ⎥ Ks + I 1 ⎢ ⎥ η ⎢⎡⎡ ⎛ µmaxI⋅ ⎞ ⎤ ⎤ ⎥ 1 ⎢ α⋅ ⎥ ⎢⎢ Ks + I ⎥ + β⎥ ⋅ I0 1 ⎠ ⎦ ⎣⎣⎣ ⎝ ⎦ ⎦
L gsus L gprod L
⎛ xo_lote I_lote
gcel
número de cálculos = cálc cálc
:= 50
R := Bulstoer ( I_lote , 0, tfinal , cálc , D)
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______________________________________________________
n
:= 0 .. cálc
xo_lote
= 0.1
150 131.25 112.5
) l / g (
93.75
n ó i c a r t n e c n o c
75 56.25 37.5 18.75
0
2.27
4.54
6.81
9.07
11.34
13.61
15.88
18.15
tiempo (hr)
R R
n, 4
:=
n, 3
R
n, 0
Tiempo (h) R
biomasa Glucosa Etanol
n, 0
=
0 0.454 0.907 1.361 1.815 2.268 2.722 3.176 3.63
Biomasa (g/L) R
n, 1
=
0.1 0.117 0.137 0.16 0.188 0.22 0.257 0.301 0.352
Productividad del microorganismo
Sustrato (g/L) R
n, 2
=
120 119.946 119.883 119.81 119.724 119.623 119.505 119.367 119.206
Producto (g/L) R
n, 3
Productividad (g/Lh) =
0 0.038 0.082 0.133 0.193 0.264 0.346 0.442 0.555
R
n, 4
=
0 0.083 0.09 0.098 0.106 0.116 0.127 0.139 0.153
20.42
22.68
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______________________________________________________ ANEXO 4. Cinétic a par a Saccharomyces uvarum 160 g/L
µmax := 0.5 Ks
h
−1
g
:= 80
:=
tfinal
yg
L
tiempo de generación = tg
ms
ln( 2)
µmax := 17.5⋅ tg
gcel
:= 0.0
α := 2.2
gsus ⋅ hr
β := 0
gcel
:= 0.3
η := 1
gsus
tg tg
xo_lote
:= 0.1
so_lote
:= 16
po_lote
:= 0
= 1.26
tfinal
= 22.055
gcel L gsus L gprod L
xo_lote I_lote
:=
so_lote
⎜ ⎝ po_lote
µmaxI ⋅1 ⎡ ⎤ ⋅I ⎢ ⎥ Ks + I 0 1 ⎢ ⎥ ⎢ ⎛ µmaxI⋅ 1 ⎞ ⎥ ⎢ ⎥ −1⋅ ⋅I ⎢ ⎝ Ks + I1 ⎠ 0 ⎥ ⎢ ⎥ yg D( t , I) := ⎢ ⎥ ms⋅ yg ⎢ ⎥ +1 µ ⋅ maxI ⎢ ⎥ 1 ⎢ ⎥ Ks + I 1 ⎢ ⎥ η ⎢⎡⎡ ⎛ µmaxI⋅ ⎞ ⎤ ⎤ ⎥ 1 ⎢ α⋅ ⎥ ⎢⎢ Ks + I ⎥ + β⎥ ⋅ I0 1 ⎠ ⎦ ⎣⎣⎣ ⎝ ⎦ ⎦
número de cálculos = cálc cálc
:= 50
R := Bulstoer ( I_lote , 0, tfinal , cálc , D)
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______________________________________________________
n
:= 0 .. cálc
xo_lote
200 175 150
) l / g (
125
n ó i c a r t n e c n o c
100 75 50 25
0
2.21
4.41
6.62
8.82
11.03
13.23
15.44
17.64
tiempo (hr)
R
n, 4
:=
biomasa Glucosa R n , 3 Etanol n, 0
Tiempo (h) R
Productividad del microorganismo
R
n, 0
=
0 0.44 0.88 1.32 1.76 2.21 2.65 3.09 3.53
Biomasa (g/L) R
n, 1
=
0.1 0.12 0.14 0.16 0.19 0.22 0.26 0.31 0.36
Sustrato (g/L) R
n, 2
=
160 159.94 159.88 159.8 159.71 159.61 159.49 159.34 159.17
Producto (g/L) R
n, 3
= 0 0.04 0.08 0.14 0.2 0.27 0.36 0.46 0.58
Productividad (g/Lh) R
n, 4
=
0 0.09 0.1 0.1 0.11 0.12 0.14 0.15 0.16
19.85
22.05
= 0.1
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ANEXO 5. Memor ia d e Cálcul o Determinación del área de transferencia de calor para la remoción de calor generado por actividad metabólica en un Tanque de Acero inoxidable de 1000Lts. Ht
:= 2
Dt
π
Vt :=
4
:=
2
Ht
:= 1
Dt 3
70
Porcentaje de operación
Rel
= 0.7
Vop := Rel⋅ V
Vop
= 1.1 m
HL := Rel⋅ Ht
HL = 1.4 m
Rel
Hch
100
:= H
Atanque
Hch
:= π ⋅ Dt⋅ Hch
Qmet + Qag
+
Qgen
Qmet
Qmet
Qagua
Volumen del tanque
Vt = 1.571m
⋅ Dt ⋅ H
Qgas
3
Qacc
Qech
+
Qech
+
Volumen de operación al 70% Altura del medio de cultivo sin airear Altura máxima de la chaqueta
= 1.4 m
Atanque
2
2
= 4.398 m
Qevap
+
Qsen
Área del envolvente del tanque Área de transferencia de calor proporcionada por el tanque Ecuación de Balance de calor El calor generado es el metabólico y es el que hay que retirar con agua de enfriamiento
Qagua
Determinación del Flujo de Calor metabólico en condiciones Anaerobias y como sustrato Glucosa dX
Qmet
Ysgluc
Vop⋅ µ ⋅ X⋅
1 Ykcal
Vop⋅
dt
dX
Ykcal
dt
Ys⋅ s ⋅ µ
Ysgluc
Calor metabólico Rendimiento para glucosa
Parámetros cinéticos para S. cerevisiae −1
µ := 0.55hr
Ys := 0.033
g g
Vel. específica de crecimiento Rendimiento con base al sustrato
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70
Ykcal := 0.42
s1
:= 80
g
Rendimiento con base a la energía liberada por la levadura
kcal
g
s2
L
:= 120
Ysgluc1 := Ys⋅ s1⋅ µ
Qmet1 := Vop⋅
g L
s3
:= 160
g
Concentraciones de sustrato a considerar su posible uso
L
Ysgluc2 := Ys⋅ s2⋅ µ
Ysgluc1
Qmet2 := Vop⋅
Ykcal
3 kcal
Qmet1 = 3.801× 10
Ysgluc3 := Ys⋅ s3⋅ µ
Ysgluc2
Qmet3 := Vop⋅
Ykcal
3 kcal
Qmet2 = 5.702× 10
hr
Ysgluc3 Ykcal
3 kcal
Qmet3 = 7.603× 10
hr
hr
Con el calor liberado calculado y ya con las dimensiones del tanque. Calcular el Área de transferencia de calor necesario para remover ese calor generado. Condiciones de Trabajo
Chaqueta Simple
ºC := K
Tin
Temp. de entrada de líquido de enfriamiento Temp. de salida de líquido de enfriamiento
:= 15ºC
Tsal
:= 0.5in
J
:= 17º
Propiedades fisicoquímicas del jugo de tuna
vch
:= 0.0
lbp
:= 0.01
De
:=
De
= 0.051
m
Vel. del líquido
s
4⋅ J⋅ lbp
Diámetro equivalente del ánulo
lbp⋅ m
Propiedades fisicoquímicas del agua de enfriamiento kg
ρ a := 998.
kg
ρ := 111
3
m
3
m
−3
µ := 7.54⋅ 10 Cp Cp
Ancho del ánulo
= 0.013m
Temp. de fermentación
:= 30ºC
Top
J
:= [ 0.837 + = 4.019×
Pa ⋅ s
−3
µa := 1.004⋅ 10
( 3.349⋅ 0.95) ] ⋅ 100 3
10
J kg⋅ ºC
Correlación para ugos de frutas
Cpa
:= 418
Pa ⋅ s
J kg⋅ ºC
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71
Correlación para ugos de frutas
k := 0.148 + ( 0.493⋅ 0.95)
k
W
= 0.616
ka
m⋅ ºC
:= 0.59
W m⋅ ºC
Determinación del Coeficiente de película por el lado del proceso para la chaqueta ºF hio
BTU
:= 150
hio
2
hr ⋅ ft ⋅ ºF
kcal
= 732.364
:=
ºC 1.8
Coeficiente de película en kcal
2
hr ⋅ m ⋅ ºC
Determinación del Coeficiente de película por el lado de la chaqueta −2 hj
⎛ De⋅ vch ⋅ ρ a ⎞ 0.023⋅ ⎝ µa
G
ρ a ⋅ vch
G :=
− 0.2
⋅ a ⎞ Cpa µ ⋅ ⎛ ⎝ ka
ρ a ⋅ vch ⋅
3
µa ⋅ Cpa ⋅ G⋅ ⎛ ⎞ ⎝ µaw
0.14
kg 2
Densidad de flujo del fluido de servicio
m s kg
5
G = 1.078 × 10
Ecuación de Stanton en chaqueta
2
hr m
⎛ De⋅ vch ⋅ ρ a ⎞ hj := 0.023⋅ ⎝ µa
hj
− 0.2
Cpa µ ⋅ a ⎞ ⋅ ⎛ ⎝ ka ⎠
− 0.66
2
⋅ Cpa ⋅ G⋅
m ⋅s kg
W
= 183.756
2
m ºC
hjo
:= hj⋅0.86
kcal 2
hr ⋅ m ºC
hjo
= 158.03
kcal
Coeficiente de película en kcal
2
hr ⋅ m ⋅ ºC
Determinación del Coeficiente de transferencia de calor limpio para la chaqueta Uch
1 1 hio
+
1 hjo
Coef. de Transf. de calor limpio + hac
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72
xw :=
1 4
kw := 19
Uch
W
kw
m⋅ ºC
= 16.337
hac
kw
1 hio
kcal
Conductividad térmica del acero inox
hr ⋅ m⋅ ºC
+
− 4 m ⋅ hr ⋅ ºC
= 3.887× 10
1
:=
Espesor de la lámina de acero inox
m
2
xw
:=
hac
−3
xw = 6.35 × 10
in
Uch
1
kcal
Coeficiente para la chaqueta
2
hr ⋅ m ⋅ ºC
+ hac
hjo
kcal
= 123.731
Determinación de la ∆T ( Top
∆T
− Tsal ) + ( Top − Tin)
Gradiente de Temperatura para la remoción de calor
2
∆T :=
2Top
− ( Tsal + Tin) 2
∆T = 14ºC
Determinación del Área de Transferencia de calor necesaria Q
Ecuación de calor
UAml∆T
Qmet1
A1
:=
A1
= 2.194m
A2
Uch ⋅ ∆T 2
Atanque
:=
Qmet2 Uch ⋅ ∆T
A2 2
= 4.398 m
A3
Atanque
2
= 3.292m
:=
A3
Qmet3 Uch ⋅ ∆T 2
= 4.389m
> A3 > A2 > A1
El área que se necesita para remover todo ese calor es menor al área que disponemos en todo el fermentador, cuando se calcule el área que se necesita para la esterilización se verá cuál es más grande y esa es la que se instalará en el fermentador.
Determinación del Flujo de agua de enfriamiento Qmet
ω⋅ Cpa ⋅ ml∆T
ω= Flujo másico del fluido de enfriamiento F= Flujo volumétrico del fluido de enfriamiento
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73 3 kcal
Qmet3 = 7.603× 10
Cpa
3
= 4.182× 10
∆T = 14 K ω :=
hr J kg⋅ ºC
Qmet31 := Qmet1⋅
Cpa1⋅ ∆T1
ω F := ρa
1000
−1
∆T1 := ∆T⋅ K ω = 271.773
kg hr 3
F
= 0.272
kcal
0.2389
Cpa1 := Cpa ⋅
Qmet31
hr
m
hr
3
Qmet31 = 3.801× 10
Cpa1
= 0.999
∆T1 = 14
º
kcal kg⋅ ºC
kcal hr
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Propiedades del medio de cultivo, fluidos de servicio y dimensiones del biorreactor Medio de cultivo R 8,314 J/molK Vop 1100 L Vapor y condensados Vop 1,1 m3 Pvap 4 kg/cm2 3 Densidad 1110 kg/m Pvap 392249,34 Pa Masa 1221 kg Patm 101325 Pa Viscosidad 7,54 mPa.s P abs 493574,34 Pa Top 30 ºC Pabs 493,57 kPa Test 121 ºC Tvap 151 ºC Cp 4019 J/kgºC 0.9601391 Tcon 151 ºC k 0,616 W/mºC kcal/kgºC 2166 kJ/kg λ Densidad 917 kg/m3 k 0,687 W/mºC Viscosidad 0,18 mPa.s Tanque de acero inox Agua de enfriamiento Dt 1 m Temp. 15 ºC Dch 1,03 m Flujo vol. 0,01 m 3/s Hch 1,30 m Flujo másico 35935,2 kg/h Achaqueta 4,23 m2 Remoción Vel. Lineal 0,03 m/s De 0,051 m Cp 4182 J/kgºC Espesor 0,0063 m 1/4 in Densidad 998,2 kg/m 3 kacero 16,3 W/mºC Viscosidad 1,004 mPa.s 0,167 Fracc. de gas retenido k 0,597 W/mºC ε
Nd0,33 Pr 1/3 hi
Lado interno 3031,065 3,66 957,797 W/m2ºC
Uteo Uteo
700,227 W/m2ºC 806,204 W/m2ºC
T=TH(1+be-at) a
Calentamiento 394 K 2,171 h -1
74 Criterios de muerte térmica mo B. stearothermophillus no 1.0E+06 ml -1 No 1.1E+12 cells Ea 282461.281 J/mol A 4.93E+37 min -1
Vapor requerido Q=UAml∆T Qcal 695292853 J/h Q=Mλ F. M. Vap. 321 kg/h
0.9990798 kcal/kgºC
Determinación del Coeficiente Global de transferencia de calor Lado externo Calentamiento 30 ºC ∆T1 121 ºC ∆T2 65,25 ºC ml∆T ho 5283,744 W/m 2ºC Calentamiento 602,195 kcal/h.m 2ºC Enfriamiento 693,335 kcal/h.m 2ºC Aplicación del Método analítico Enfriamiento T=T co(1+be-at) 303 K a 2,4 h -1
Re-0,2 Pr -2/3 G ho
Lado externo Enfriamiento 0,230 0,272 107805,6 kg/h.m2 652462,95 W/m 2ºC
Perfil Temp. tiempo (Teórico) Tiempo Temp. (min) (ºC)
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3
demanda nacional o internacional y sobre todo la calidad del producto que no es tan buena. (9) En el estado de México, el promedio anual de cosecha de tuna durante los últimos cinco años ha sido de 145 mil toneladas, cifra que lo coloca en el primer lugar en producción de dicha fruta, al representar 40 % de la cosecha nacional. Si también observamos que esta fruta tiene un bajo valor agregado en el mercado ya que de acuerdo a Productores agremiados a la Integradora Estatal de Tuna en Zacatecas, obtienen una ganancia de 1,50 pesos por cada kilo de tuna exportado a Estados Unidos y que pese a este bajo valor, es rentable siempre y cuando la producción sea de 20 toneladas por hectárea.
(9, 14)
La elaboración del vino comienza con la selección de la tuna que tiene una corta temporada de cosecha, donde el esfuerzo de conseguir los frutos más dulces y jugosos es un reto. La fruta es llevada a la planta para su desespinado a través de unos cepillos los cuales remueven las espinas de la fruta, de forma continua, se realiza una selección de frutas donde se descartan las frutas golpeadas e inmaduras; las tunas que son aptas son lavadas con agua y algún desinfectante para eliminar impurezas que pudieran traer del campo; la tuna es descascarillada de forma manual aunque se puede emplear alguna maquina para este propósito, posteriormente es enviada a un despulpador donde la fruta va siendo comprimida, aplastándola completamente para obligar a romper las celdillas que contienen el jugo de la fruta, el cual escurre y es recolectado para su almacenaje, mientras que la pulpa, semillas y cáscara es eliminada del proceso. El jugo almacenado se filtra en filtros prensa por ejemplo, donde se remueve el bagacillo y la semilla que pudo haber arrastrado el jugo; el jugo se clarifica por medio de centrifugas con el fin de eliminar sólidos suspendidos que no son deseables. El jugo clarificado se envía a una cámara de deareación al vacío para eliminar el aire contenido en el jugo con el objetivo de evitar oxidaciones enzimáticas que pudieran obscurecer el jugo o generar compuestos sápidos desagradables. Después el jugo puede ser pasteurizado o microfiltrado con el fin de eliminar la flora bacteriana natural de la fruta y que pudiera generar fermentaciones espontáneas teniendo vinos de variadas calidades durante su almacenaje antes de llegar al fermentador. En este almacenaje se puede realizar la adición de algunos compuestos que beneficien la fermentación. El proceso de fermentación y destilación es lento y cuidadoso, se deben de controlar todas las variables a fin de tener un vino de calidad constante; después de la fermentación se remueve la biomasa a través de filtros y el fermentado se deja por un periodo de maduración a fin de lograr un vino de determinada
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76
Figura 1. Perfil Temperatur a - tiemp o Teorico 130 120 110 100 90
) C º (
80
p 70 m e T
60 50 40 30 20 10 0
10
20
30
40
50
60
Tiempo (min) B. stearothermophillus
70
80
90
100
110
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5
En un líquido fermentable profusamente aireado tiene lugar la abundante multiplicación de las levaduras, de manera que se utilizan grandes cantidades del azúcar presente para constituir biomasa, que se restan del azúcar destinado a la transformación en alcohol. En cambio, si al iniciarse la fermentación se excluye el contacto con el aire, las levaduras se multiplican escasamente, así una proporción mayor del azúcar presente se transforma en alcohol y bióxido de carbono, y requieren entonces, solo un poco de energía para atender su mantenimiento celular. (37) La fermentación alcohólica con aireación sólo se efectúa en un 75%, proporción que se eleva al 90% excluyendo la presencia de aire, entonces, si se desea producir a partir de una cantidad dada de jugo de uva u otras frutas, un vino lo más rico en alcohol, debe impedirse en lo posible el contacto del mosto con el aire. (37) En la tabla 1, 1, se muestran algunos productos de la fermentación. El alcohol generado en la fermentación como producto metabólico de las levaduras inhibe el crecimiento de otros microorganismos presentes en el mosto. Pero tampoco las levaduras puras son ilimitadamente resistentes al alcohol producido por ellas mismas. Muchas veces suspenden sus actividades cuando el alcohol del líquido en fermentación excede de 120-140 g/l. También el dióxido de carbono originado en la fermentación actúa como “gas protector”, ya que desplaza al aire y con ello desvanece la posibilidad de supervivencia de los organismos aerobios. (37) La temperatura resulta de particular importancia para el metabolismo de las levaduras. La temperatura óptima para la multiplicación y capacidad de fermentación de éstas se halla entre los 22 ºC y 33 ºC. El comportamiento de las levaduras del vino ante el calor depende en buena manera de la especie, edad y fuerza de las mismas, así como de las condiciones externas. En los grandes depósitos existe el peligro de un calentamiento excesivo y que se produzca el atascado de la fermentación, en tales casos se dice que el mosto hierve. (37) Acciones semejantes a las logradas fermentando a bajas temperaturas se pueden conseguir también ejerciendo presión sobre la fermentación. Para ello hacen falta tanques de acero con refuerzos provistos para soportar presiones de trabajo de 8 bar. Como al aumentar la presión interior acabaría por suspenderse la fermentación, el exceso de presión debe liberarse a intervalos regulares abriendo una válvula. El método de la
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77 Determinación del espesor d e las paredes del tanque, cabeza y chaqueta con base a criterios de ta nques a presión.
Cargas en el sistema: - Presión interna - Peso del recipiente y su contenido - Reacciones estáticas de tubería y revestimiento - Reacciones dinámicas debido a la presión y temperatura - Gradientes de temperatura y expansión térmica diferencial Esfuerzos: - A la tensión - Longitudinal a la compresión Criterios máximos de operación en el tanque. - Presión de vapor en la chaqueta. 5 kg/cm 2 - Temperatura del vapor en la chaqueta. 151 ºC - Presión manométrica máxima en una fermentación aeróbica presurizada. 5 kg/cm 2 - Para la presión de diseño se recomienda que sea un 10% ó 30 lb/in 2 más que la Presión de Operación. - Para la temperatura de diseño se recomienda que sea 50 ºC más que la Temp. de operación (Megyesy) Presión y Temperatura de diseño Patm := 14.7
lb
Presión atmosférica
2
in kg
Pman := 5
Pman
2
cm Phidro
:= 2
= 71.117
lb
Presión manométrica en la cabeza
2
in
lb
Presión hidrostática debido a una columna de 1,4 m de medio. Tabla de Presión de los fluidos. (Megyesy).
2
in
Patm + Pman + Phidro
Poperacion Poperacion
:=
Patm + Pman + Phidro
Poperacion
= 87.817
Presión de operación en una fermentación aeróbica presurizada.
lb 2
in Pdiseño
:= Poperacion +
Pdiseño
= 96.598
⎛ 10⋅ Poperacion 100 ⎝
Presión de diseño para el cálculo de los espesores de pared del tanque.
lb 2
in
ºC := K
ºF :=
PROYECTO TERMINAL
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78 Tvap
Temperatura del vapor
:= 151ºC
Tdiseño
:= Tvap +
Tdiseño
= 201º
50ºC Tdiseño
:= 293.8ºF
La temperatura de diseño esta considerada con la temperatura máxima de operación en la situación más crítica (esterilización)
Variables a consi derar para el Cálculo de los espesores lb
= 96.598
Pdiseño
Presión de Diseño
2
in S
Tablas
E
Tablas
Eficiencia de la junta; de Tablas
Di := 1 Ri :=
Di
Di
Diámetro interno del tanque
= 39.37i
Radio interno del tanque
Ri = 19.685in
2
Temperatura de diseño = 293.8ºF
Tdiseño t
Esfuerzo del material; de Tablas
Espesor de la pared a calcular
calcular
CP :=
1 16
+
in
1 16
in
CP
Factor por corrosión + pulido
= 0.125in
i) Casco Cilíndrico (Costura Longi tudinal) P⋅ R
t
S
S⋅ E
− 0.6P
:= 14.6⎛ 1000
⎝ E
+
CP
lb
S
2
in
Pdiseño ⋅ Ri
:=
tcil
= 0.312in
tcil
:=
Pcasco
2
Esfuerzo para Acero inoxidable grado 316, Núm. de especificación SA-240 @ 300 ºF Junta Soldada tipo Norma UW-12, no examinada, (Junta a tope hechos a doble cordón de soldadura)
tcil
S⋅ E
16
4 lb
10
in
:= 0.7
5
= 1.46 ×
− 0.6Pdiseño
CP
Espesor calculado de la pared del casco Espesor comercial de la pared del casco
in
:=
+
S⋅ E⋅ tcil Ri + 0.6⋅tcil
PROYECTO TERMINAL
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79 Pcasco
lb
= 160.712
Presión máxima de trabajo permitida con t= 5/16 in en el casco cilíndrico
2
in
ii) Cabeza Bridada (Toriesférica) P⋅ L⋅ M
t
2S⋅ E
− 0.2P
+
CP
L := 39.37i
Radio exterior de la pieza abombada
:= 3.5in
Radio interior de curvatura de la pieza abombada
r
Fracc
L
:=
Fracc
r
= 11.249
Fracción para determinar el Factor M
M
:= 1.5
Factor de corrección cuando L/r < 16 2/3
Et
:= 1
Eficiencia de la junta para la tapa ya que es una sola pieza. Pdiseño ⋅ L⋅ M
tcab
:=
tcab
= 0.332in
tcab
:=
Pcab
:=
Pcab
= 174.716
2S⋅ Et
3 8
− 0.2Pdiseño
+
CP
Espesor calculado de la cabeza bridada Espesor comercial de la cabeza bridada
in
2⋅ S⋅ Et⋅ tcab L⋅ M
+
0.2tcab lb
Presión máxima de trabajo permitida con t= 3/8 in en la cabeza bridada.
2
in
iii) Cabeza elipsoidal 2:1 (Base del tanque) t
P⋅ D 2S⋅ E
− 0.2P
+
CP
Pdiseño ⋅ Di
tbas
:=
tbas
= 0.255in
2S⋅ Et
− 0.2Pdiseño
+
CP
Espesor calculado de la cabeza elipsoidal
PROYECTO TERMINAL
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80 1
tbas
:=
Pbas
:=
Pbas
= 369.9
4
Espesor comercial de la cabeza elipsoidal
in
2S⋅ Et⋅ tbas Ri + 0.2tbas lb
Presión máxima de trabajo permitida con t= 1/4 in en la cabeza elipsoidal
2
in
iv) Casco ci líndrico d e la chaqueta (Costura Long itudi nal)
Las consideraciones del diseño para especificar el espesor de la chaqueta coinciden con los cálculos de espesor del tanque, de forma que los resultados de cálculo de pared del reactor son aplicables a la chaqueta. v) Diseño a Presión Externa
Cuando se realiza la esterilización se trabaja a presión externa ya que el vapor de agua hace vació con respecto a la presión atmosférica. Nota: Un recipiente que se haya diseñado y construido de acuerdo a los requisitos del Código para presión interna y que se requiera para usarse bajo una presión externa de 15 lb/in 2 (atmosférico) o menor no necesita diseñarse de acuerdo a las normas para la condición de presión externa. vi) Diseño del soporte del faldón
Un faldón es el soporte de uso más frecuente y el más satisfactorio para los recipientes verticales. t
12⋅ Mt 2
+
R ⋅ π S⋅ E
W D⋅ π ⋅ S⋅ E
Donde: D E Mt R S t Wt
Ht
Diámetro externo del faldón, in Eficiencia de la junta del faldón a la cabeza Momento en la junta del faldón a la cabeza, ft-lb Radio exterior del faldón, in Valor de esfuerzo del material de la cabeza o del faldón, lb/in 2 Espesor requerido del faldón, in Peso del tanque arriba del faldón en operación, lb
Longitud del casco
:= 1.7
Casco
lb
:= 133 ⋅ Ht⋅ 2 ft
Casco
= 1.484×
3
10 lb
Peso del casco y chaqueta
PROYECTO TERMINAL Cbridada
:=
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81 Peso de la cabeza superior
180lb
Peso de la cabeza inferior
Chemis := 222lb Medio
3
:= 1.571m ⋅ 1110
kg
Medio
3
= 3.844×
3
Peso del medio de cultivo al 100% del Volumen del tanque
10 lb
m
3
W1
= 5.73 ×
W2
= 573.004lb
Wt
= 6.303×
10 lb
3
Peso total del tanque
:= Wt ⋅ Ht
Mt
= 3.515×
10 lb⋅ ft
4
Momento en la junta
D := Di + 2⋅ tcil D Rext := 2
D
W1
:= Casco +
W2
:= 10%⋅
Wt
:= W1 +
Mt
Es
ts
Cbridada
+
Chemis + Medio
W1 100% W2
= 39.995in
Rext = 19.998in
12⋅ Mt 2
Rext
Porcentaje por accesorios
Diámetro externo Radio externo Eficiencia para soldadura a traslape
:= 0.45 :=
10 lb
⋅ π S⋅ Es
+
Wt D⋅ π ⋅ S⋅ Es
ts
= 0.621i
Espesor calculado del soporte
ts
:= 0.625in
Usar placa con espesor comercial de 5/8 in
PROYECTO TERMINAL
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82
Diseño del difusor y diámetro de orific ios.
El flujo de aire que puede haber es desde 0,1 hasta 1 vvm; más aire ya no es aprovechado y sólo implica un desperdicio. vvm
Volumen de aire por volumen de medio por minuto
−1
:= 1min 3
Volumen de medio de cultivo
Vop := 1m
3
Fa
:= vvm⋅ Vop
Fa
=1
m
Flujo de aire a 1 vvm
min
−3
µ1 := 0.019⋅ 10 ρ 1 := 1.2045
Pa ⋅ s
Viscosidad del aire a 30 ºC
kg
Densidad del aire
3
m
Para el difusor hay varios diseños y arreglos. Los más comunes son los de anillo aunque para este caso se ha diseñado un arreglo que se condensa en los diagramas. También se ha especificado un diámetro de tubería en acero inoxidable 316. ramales
Número de ramales
:= 8
Dnom := 0.5in
Diámetro nominal del tubo
Dext := 0.84in
Diámetro externo del tubo
Espesor Dint
Espesor de la pared del tubo
:= 0.147i
:= Dext − 2⋅Espesor
Dint
2
Atubo
:=
π ⋅ Dint 4
Faramal :=
Fa ρ ⋅ 1 ramales
Distancia
:=
diametros
:= 4
Atubo
−4 2
= 1.511×
10
= 0.151
kg
Faramal
m
Área transversal del tubo Flujo de aire en cada ramal
min
Distancia tipo entre orificios de centro a centro
0.0091
Fadiametro :=
Diámetro interno del tubo
= 0.546in
Número de diámetros diferentes en cada ramal Faramal diametros
Fadiametro
= 0.038
kg
Flujo medio de aire en cada diámetro
min
Se diseña el difusor para el sistema de aireación del biorreactor aplicando la siguiente relación: donde el número de orificios por su área transversal debe corresponder al área transversal del tubo. Atubo
Norif ⋅ Atransv
Los diámetros que se usarán para los orificios tienen una distribución del menor diámetro al mayor yendo del centro al extremo del ramal debido a la caída de presión que se da a lo largo del ramal.
PROYECTO TERMINAL
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83
Diámetro de orificio 5
Dor1 :=
32 1
Dor2 :=
8
1 16
:=
Norif
Atransv
2
Nor1 := 5
in
:=
At1
Nor2 := 6
in
32
Dor4 :=
Área transversal de orificios Nor1π ⋅ Dor1 4
−5 2
At1
= 6.185×
At2
= 4.75 ×
At3
= 2.672×
10
At4
= 1.386×
10
10
2
3
Dor3 :=
Número de orificios
:=
At3
Nor3π ⋅ Dor3 4
:=
At4
Nor4π ⋅ Dor4 4
Nor1 + Nor2 + Nor3 + Nor4
Norif
:= At1 +
Atransv
At2
+
At3
+
At4 Atransv
m
−5 2
2
Nor4 := 7
in
4
−5 2
10
2
Nor3 := 6
in
:=
At2
Nor2π ⋅ Dor2
m
m
−5 2 m
= 24 = 1.499×
−4 2
10
m
< Atubo
El número de orificios da un área menor al del tubo por lo que son suficientes para descargar el flujo de aire sin arriesgar la continuidad del flujo de entrada y salida del dispersor. Para calcular la presión con la que debe de entrar el aire al dispersor es necesario calcular la caída de presión y esta se adiciona a la presión de operación para que el aire a la entrada pueda salir por todos los orificios. Dor1
β1 :=
Dint
Fa1 :=
Fadiametro
Fa1
Nor4
Re1 := 6.31
Coeficiente beta, relación de diámetros del orificio y tubo
β1 = 0.286
kg
Fa1
= 5.377×
− 3 kg
10
3 Dor1⋅ µ1
m
Número de Reynold para aire en el último orificio Coeficiente de expansión del orificio Constante para tubo de 1/2 in
:= 0.02
∆P1 :=
3
m
C1 := 0.59 f1
min
3 kg
Re1 = 7.499× 10
Flujo de aire en el último orificio
62530s
2
10000
2
f1⋅ Fa1
⋅
5
Dor1
⋅ρ1
∆P1 = 1.626
lb
Caída de presión en el último orificio
2
in
La presión de operación que se calculó para la determinación de los espesores es de: Poperacion
:=
lb
88
2
Presión de operación
in Paire := Poperacion Paire
= 89.626
lb 2
in
+ ∆P1 La presión con la que debe de entrar el aire al difusor es de 90 lb/in 2
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20
VI. RESULTADOS RESULTA DOS Y DISCUSIÓN 1. Propiedades fisico químic as del del jugo de tuna que será el medio medio de cul tivo para la producció n de etanol.
Una de las prioridades a contemplar en un proceso de fermentación son las propiedades fisicoquímicas de un medio de cultivo, ya que estas serán las condicionantes para el diseño de un sistema de agitación y para analizar que tan complejo es la transferencia de calor y masa. Tabla 2. Propiedades 2. Propiedades fisicoquímicas y composición del jugo de tuna. Referencia
Propiedad
bibliográfica
Densidad
1110 kg/m3
(20)
Viscosidad
7,54 mPa⋅s
(18)
Capacidad calorífica
4,019 kJ/kg⋅ºC
(22)
Conductividad térmica
0,616 W/m⋅ºC
(22)
3 %w/w
(35)
0,20 %w/w
(35)
Proteínas Grasas Carbohidratos
15,5 %w/w (principalmente glucosa y fructosa)
(35)
Calcio
3 %w/w
(35)
Fósforo
2,8 %w/w
(35)
(caroteno, niacina, tiamina, Vitaminas
riboflavina y acido
(35)
ascórbico) Durante la elaboración de vino de frutas las propiedades fisicoquímicas del medio cambian debido a que aparecen otros compuestos (ver (ver tabla 1), 1), también cambia por la adición de ácidos y bases si es que se adicionan para mantener el pH a lo largo de la fermentación, pero con todo esto, consideraremos que no cambiaran las propiedades, esto con el fin de simplificar los cálculos posteriormente.
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21 2. Constantes Constantes cinéticas de microorganismos para la producción de etanol. etanol.
Para el diseño utilizaremos las constantes cinéticas para S. uvarum uvarum en condiciones anaeróbicas y como sustrato glucosa y no fructosa que es la que esta presente en la fruta y que es metabolicamente equivalente.(24) Los números de Luedeking y Piret corresponden a la generación de producto asociada al crecimiento de la levadura. Tabla 3. Constantes 3. Constantes cinéticas de S. uvarum. Referencia
Constantes
bibliográfica 0,55 h-1
(2)
0,033 gcel/gsus
(2)
Rendimiento calórico
0,42 gcel/kcal
(2)
Coeficiente de mantenimiento
0,04 gcel/gsush
(2)
α= 2,2
(2, 28)
Velocidad específica de crecimiento Rendimiento de biomasa en base a sustrato
celular Números de Luedeking y Piret
β= 0
3. Cálculo de los rendimientos máximos teóricos de los microorganismos productor es de etanol etanol y determinar determinar la capacidad de producción.
Utilizando las constantes cinéticas obtenemos los rendimientos para tres diferentes concentraciones de azucares usando la simulación de una fermentación en lote (ver tabla 4 y figura 6), 6), con el fin de obtener la productividad máxima teórica del microorganismo. Esta productividad será una de las bases a considerar para el diseño del biorreactor ya que de esta depende la capacidad del reactor. (2, 31) De acuerdo al Atkinson (2), una fermentación con S. uvarum uvarum dura alrededor de 16 a 22 horas con las constantes cinéticas anteriores, y por lo que vemos en la figura 6, 6, el tiempo de la simulación no esta muy alejada del tiempo teórico.
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22
Tabla 4. Resultados de producción y productividad en la simulación de la fermentación. Azúcar
Azúcar
Biomasa
Etanol
Productividad
inicial
residual
(g/L)
(g/L)
(g/L)
(g/L)
(gEtOH/L⋅h)
80
0,21
24,52
53,74
2,83
120
0,61
36,46
80,00
3,75
160
0,74
48,93
107,43
5,18
producido
Figura 6. Simulación de una cinética de fermentación en lote para 8 0g/L de glucosa.
4. Determin ación del volu men del biorreactor y área del envolv ente.
Para la determinación del volumen del biorreactor es conveniente utilizar la producción que se desea en un periodo de un año, el porcentaje de recuperación, la fracción de operación del reactor, el número de ciclos de fermentación y la concentración de producto en el reactor al final de la fermentación. El problema esta en que la fruta que se desea fermentar es de temporada por lo que se complica el cálculo, y es necesario fijar el volumen de operación del reactor como una base de diseño. El volumen de operación del reactor se ha seleccionado de 1000 L, que es considerablemente bueno para la producción de vinos. (37)
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23
Para reactores de esta capacidad se recomienda utilizar una relación de altura diámetro de uno, el inconveniente se presenta en que se reduce el área efectiva de transferencia de calor y se podría limitar la remoción de calor (28), es por eso que se decide utilizar una relación Altura/Diámetro=2 como se ilustra en la figura 7, para aumentar el área de transferencia de calor. Tabla 5. Especificaciones para el biorreactor. Variables del biorreactor
Valor
Relación altura diámetro
2
Diámetro interno
1,0 m
Altura total
2,0 m
Volumen nominal
1,57 m3
Porcentaje de operación
70 %
Volumen de operación
1,1 m3
Área del casco
4,39 m2
Material
Acero inoxidable 316 Figura 7. Reactor. Colección foto ráfica (8)
5. Determinación del calor generado por actividad microbiana en condiciones anaeróbicas.
Debido a que los microorganismos generan calor (Q met) durante la fermentación, este calor debe de ser removido para mantener una temperatura constante a lo largo de la fermentación por lo que su cálculo se vuelve importante. Usando las constantes cinéticas de S. uvarum se calcula el calor generado a diferentes concentraciones de azúcar. A partir de la ecuación de balance de calor se determina la fuente de calor y por donde se retira el calor. Qmet
+
Qag
+
Qgen
Qmet
Qmet
Qagua
Qmet
Qgas
Vop⋅ µ ⋅ X⋅
Qech
1 Ykcal
Qacc
+
Qagua
Qech
+
Qevap
+
Qsen
Ecuación de Balance de calor El calor generado es el metabolico y es el que hay que retirar con agua de enfriamiento
Calor metabólico (2, 12)
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24
Tabla 6. Calor generado por actividad microbiana. Sustrato
Calor generado
(g/L)
(kcal/h)
80
3 801
120
5 702
160
7 603
6. Determin ación del Coeficiente Global de Transferencia de calor del reactor y área requerida para la trans ferencia de calor.
Ya calculado el calor que hay que retirar es necesario determinar el coeficiente global de transferencia de calor y el área necesaria para transferir ese calor al agua de enfriamiento, aquí hay que hacer algunas consideraciones para simplificar los cálculos ya que si no sería algo complejo, además de fijar algunas variables de operación como son las temperaturas de entrada y salida del fluido de enfriamiento, la temperatura de fermentación, velocidad lineal del fluido de enfriamiento y las dimensiones del anulo del sistema de enfriamiento. Consideraciones.
•
Sistema anaerobio.
•
No hay agitación mecánica.
•
El fluido de enfriamiento es agua a una temperatura de 15 ºC y su descarga a 17 ºC para aumentar la fuerza impulsora de la transferencia de calor.
•
El sistema esta aislado por lo que no hay pérdidas de calor.
•
No hay acumulación de calor en el sistema.
•
Suponer que es de fondo plano para facilitar cálculos.
•
No hay incrustaciones en las paredes, por lo que solo se calcula un coeficiente global de transferencia de calor limpio.
•
La temperatura de fermentación es de 30 ºC.
•
El volumen de operación del tanque es de 70% con respecto al volumen nominal.
•
Las propiedades fisicoquímicas de fluido de enfriamiento son las del agua a la
(2)
temperatura de 15 ºC.
•
El cálculo de los coeficientes de película de las paredes para el lado del intercambiador son para un ánulo.
PROYECTO TERMINAL
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25
a) Determinación del coeficiente de película del lado del proceso. Para este punto, de acuerdo al Kern (23) y también al Cao (5), en un recipiente enchaquetado que se trata de mantener la temperatura del líquido que contiene el recipiente, la resistencia que predomina está del lado del líquido de proceso; cuando se agita el medio no hay problema para el cálculo de la resistencia ya que se puede usar alguna correlación, pero en este caso no hay agitación, así que se recomienda asumir que el coeficiente de película ho es de 30 Btu/ft 2⋅h⋅ºF para una temperatura de 100 ºF (37,7 ºC) (5) Por lo que el coeficiente de película es:
ho = 732.8
kcal 2
m h º C
b) Determinación del coeficiente de película del lado de la chaqueta. En este punto tomamos una consideración que es el emplear una correlación para ánulo, aun cuando todavía no esta definido el sistema de enfriamiento, por lo que la correlación correspondiente de acuerdo al Kern (23) para este coeficiente es el siguiente: −2
⎛ De⋅ vch ⋅ ρ a ⎞ 0.023⋅ ⎝ µa
hj
− 0.2
Cpa⋅ µa ⎞ ⋅ ⎛ ⎝ ka
3
µa ⋅ Cpa⋅ G⋅ ⎛ ⎞ ⎝ µaw
0.14
Ecuación de Stanton para ánulo. (6)
Donde: J
Espacio de la cámara del ánulo
= 0.013m
vch
De
:= 0.03
= 0.051
m
Velocidad lineal del agua en el ánulo.
s
(6)
m
Diámetro equivalente. G
G
ρ a⋅ vch
= 1.078 x10
5
kg
Densidad de flujo del fluido de servicio
2
m h
Por lo que el coeficiente de película resultante es:
hj
= 158.03
kcal 2
m h º C
c) Determinación del coeficiente global de transferencia de calor. Para esto requerimos los coeficientes de película y la resistencia del material que esta dada por su capacidad de conducir el calor y de su espesor.
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26
1
Uch
1 ho
+
1 hj
+
Ecuación de Coeficiente global de
hac
transferencia de calor.
(6, 23, 30)
Donde: xw :=
1 4
in
kw := 16.3
hac
:=
Espesor propuesto para la pared del tanque. W
Conductividad térmica para el acero inox. (23, 25)
m⋅ ºC
Resistencia por el material
xw kw
Por lo que el coeficiente global de transferencia de calor es:
Uch = 123.73
kcal 2
m h º C
d) Determinación del gradiente de temperatura. Para determinar la fuerza impulsora de la transferencia de calor en el sistema es necesario calcular la media de temperaturas; esto es, en el sistema hay tres temperaturas implicadas: la de fermentación, la de entrada y salida del fluido de enfriamiento, así que el gradiente de temperatura sería la media de estas tres temperaturas en operación de acuerdo al Kern. (23)
∆T :=
2Top
− ( Tsal +
Tin)
2
∆T = 14ºC
e) Determinación de área requerida para transferir el calor. Para determinar el área requerida usamos la ecuación de calor que esta acoplada al balance de calor y los resultados se pueden ver en la tabla 7. Q
UAml∆T
Ecuación de calor. (23)
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27
Tabla 7. Área requerida para las diferentes concentraciones de azúcar. Azúcar
Calor generado
Área requerida
(g/L)
(kcal/h)
(m2)
80
3 801
2,19
120
5 702
3,29
160
7 603
4,38
El área que se necesita para remover todo ese calor es menor al área efectiva que disponemos en todo el fermentador, cuando se calcule el área que se necesita para la esterilización se verá cual es mas grande y esa área es la que se utilizará para el sistema de transferencia de calor en el fermentador. 7.
Determin ación del tipo de sist ema de enfriamiento y esterili zación del reactor y área requerida para el proceso de esterilización
a) Tipo de sistema de enfriamiento Como vimos en la sección de los antecedentes hay algunas ventajas y desventajas en la selección del sistema de enfriamiento; y en todo lo anterior se hicieron consideraciones para ánulo lo que nos va dirigiendo a la selección de una chaqueta y no a un serpentín. Entre las diferentes chaquetas hay ventajas y desventajas que nos conduce a elegir una chaqueta simple, tomando en cuenta el volumen del tanque, la velocidad lineal en el ánulo y sería también valido considerar la parte económica del diseño como son: el costo del acero, cantidad de agua para enfriar, capacidad y potencia de la bomba. La chaqueta nos proporciona entonces dos utilidades: tanto para remover el calor metabólico como para esterilizar el reactor. En la industria vinícola los jugos y vinos son pasteurizados para proveer el calor necesario para eliminar cierta flora microbiana natural de la fruta y la flora microbiana utilizada en la fermentación; la temperatura seleccionada se basa en el tiempo térmico letal representativo para los tipos más resistentes de microorganismos patógenos como es: Mycobacterium tuberculosis a 62 ºC por 30 min. (27), ó para la levadura que se emplee en la fermentación. Actualmente algunos productores ya no pasteurizan los vinos, lo que hacen es utilizar tecnologías de membranas a fin de no modificar la composición del vino debido a la destrucción de compuestos termolábiles presentes. (4)
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28
Como el biorreactor es de carácter multipropósito la finalidad de calcular y diseñar un ciclo de esterilización es para asegurar la limpieza del reactor al cambiar el tipo de proceso, ya que se puede utilizar para producir biomasa o para una fermentación anaeróbica o aeróbica para otro fruto, si así se desea; también porque no siempre se trabajaran jugos como medio de cultivo, sino que serán medios de cultivos preparados de forma que se asegure que durante la fermentación no surja una contaminación microbiana. Otro motivo por el cual consideramos calcular una esterilización es porque tenemos las condiciones más críticas para el equipo que son: alta presión y temperatura durante la fase de calentamiento y mantenimiento, y posteriormente a presión de vació cuando se enfría, así el reactor estará diseñado para soportar y satisfacer un proceso de esterilización. b) Propiedades fisicoquímicas de los fluidos de proceso y servicio y dimensiones del biorreactor. Para la esterilización los parámetros a emplear son los siguientes: Tabla 8. Propiedades del medio de cultivo, fluidos de servicio y dimensiones del biorreactor. Medio de cultivo Vop Vop
1 100 L 1 110 kg/m3
Masa
1 221 kg
Viscosidad
7,54 mPa⋅s
Top
30 ºC
Test
121 ºC
4 kg/cm2
Pvap Pvap
392,25 kPa
Patm
101,32 kPa
(18)
Pabs
493,57 kPa
(2)
Tvap
151 ºC
(23)
Tcon
151 ºC
(20)
Cp
4 019 J/kg⋅ºC
(22)
λ
k
0,616 W/m⋅ºC
(22)
Densidad
2 166 kJ/kg
k Viscosidad Tanque de acero inox. Dt Dch
1,03 m
Temp. Flujo Vol.
(23, 30)
(23)
(23)
917 kg/m3
(23, 30)
0,687 W/m⋅ºC
(23, 30)
0,18 mPa⋅s
(23, 30)
Agua de enfriamiento 1 m
(23, 30)
Vapor y condensados
1,1 m3
Densidad
8,314 J/mol⋅K
R
15 ºC 0,01 m 3/s
PROYECTO TERMINAL
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29
Hch
1,30 m
Flujo másico
Achaqueta
4,22 m2
Vel.
35 935 kg/h 0,03 m/s
(6)
De
0,051 m
Cp
4 182 J/kg⋅ºC
(23, 30)
Espesor
3,175 mm
Densidad
998,2 kg/m3
(23, 30)
Viscosidad
1,004 mPa⋅s
(23, 30)
k
0,597 W/m⋅ºC
(23, 30)
kacero
16,3 W/m⋅ºC
ε
0,17
(30)
Fracción de gas retenido
c) Coeficiente de película del lado del proceso. hi⋅ Dt
0.33
0.14⋅ Nd
k
0.33
⋅ Pr
⎛ µm ⎞ ⎝ µmw
− 0.14
823,70 kcal/h⋅m2⋅ºC
hi =
d) Coeficiente de película del lado de la chaqueta para la fase de calentamiento. Como hay un cambio de fase la correlación a emplear es la siguiente: ho
⎛ k 3 ρ 2 λ g ⎞ ⎟⎟ = 1.3⎜⎜ ∆ µ Dml T ⎝ ⎠
0.25
Donde: ml ∆ T =
(Tcond − Test ) − (Tvap − Tin ) = 65 .25 º C Tcond − Test ln Tvap − Tin
k=
Conductividad del fluido de servicio (W/m⋅ºC)
ρ=
Densidad (kg/m3)
λ=
Calor latente de vaporización (J/kg)
g=
Aceleración de la gravedad (m/s2)
µ=
Viscosidad (Pa⋅s)
D=
Diámetro del tanque (m)
ho =
4544,02 kcal/h⋅m2⋅ºC
PROYECTO TERMINAL
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30
e) Coeficiente de película del lado de la chaqueta para la fase de enfriamiento, la correlación a emplear es la siguiente: −2 hj
⎛ De⋅ vch ⋅ ρ a ⎞ 0.023⋅ ⎝ µa
− 0.2
Cpa⋅ µa ⎞ ⋅ ⎛ ⎝ ka
3
µa ⋅ Cpa⋅ G⋅ ⎛ ⎞ ⎝ µaw
0.14
h j =
561 118,09 kcal/h⋅m2⋅ºC
f) Coeficiente global de transferencia de calor para la fase de calentamiento y enfriamiento. Uch
1 1 hio
+
1 hjo
+
Uch
602,19 kcal/h⋅m2⋅ºC
Calentamiento
Uch
693,33 kcal/h⋅m2⋅ºC
Enfriamiento
hac
El área de la chaqueta que se usa para la esterilización es la que se obtuvo para el calor metabólico de 160 g/L de sustrato (ver tabla 4), además, esta área satisface el ciclo de esterilización: Achaqueta
= 4.38m 2
8. Diseño del cicl o de esterilización del reactor.
El ciclo de esterilización se calculó por el método analítico y no por otros métodos como el de Richard ya que este solo considera que el ciclo de esterilización comienza a los 100 ºC y no desde antes y que el aumento de la temperatura es lineal con respecto al tiempo. (6) El método analítico ofrece un mayor conocimiento del ciclo de esterilización y a la vez es posible definir con más precisión los tiempos de cada fase de la esterilización. a) Perfil de temperatura-tiempo. El perfil de calentamiento y de enfriamiento no es igual entre estos y tampoco es igual cuando se calienta por serpentines, por chaquetas o por inyección de vapor, como ya definimos que se usa una chaqueta, el perfil de temperatura con respecto al tiempo es el siguiente:
PROYECTO TERMINAL
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31
T=TH(1+βe-αt)
Calentamiento:
α =
Ua
β =
T o
λ =
T o
− T H T H
MCp
T=Tco(1+λe-υt)
Enfriamiento:
UA ⎫ ⎛ WCp' ⎞⎧⎪ WCp' ⎪ ⎟⎟⎨1 − e ⎬ ν = ⎜⎜ ⎪⎭ ⎝ MCp ⎠⎪⎩
− T co T co
Donde: T=
Temperatura (ºC)
To =
Temperatura inicial del medio (ºC)
t=
Tiempo de exposición al calor (h)
M=
Masa del medio inicial (kg)
Cp = Calor específico del fluido dentro del tanque (kcal/kg⋅ºC) TH =
Temperatura de la fuente de calor (ºC)
Tco = Temperatura del fluido de enfriamiento (ºC) U=
Coeficiente de transferencia de calor [kcal/(h ⋅m2⋅ºC)]
A=
Área superficial sometida al calentamiento (m 2)
W=
Flujo del fluido de enfriamiento (kg/h)
Cp' = Calor específico del fluido de enfriamiento (kcal/kg ºC) Tabla 9. Resultados del método analítico. Calentamiento
Enfriamiento
T=TH(1+βe-αt)
121 ºC
T=Tco(1+λe-υt)
α
2,17 h-1
υ
β
(6)
-0,309
λ
2,40 h-1 0,368
To
20 ºC
To
121 ºC
TH
151 ºC
Tco
15 ºC
T
121 ºC
T
30 ºC
tiempo
0,68 h
tiempo
0,81 h
(6)
PROYECTO TERMINAL
UPIBI-IPN
32 130 120 110 100 90
) C º (
p m e T
80 70 60 50 40 30 20 10 0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
110
Tiempo (min) B. stearothermophillus
Figura 8. Perfil de Temperatura – tiempo por el método analítico.
La evaluación de un proceso de esterilización puede realizarse en forma directa o indirecta. La primera implica cuantificar el número de microorganismos sobrevivientes contenidos en el material con respecto al tiempo de exposición al calor, mientras que la segunda implica correlacionar el perfil Temperatura-tiempo de un proceso térmico dado con la velocidad de muerte por calor de un microorganismo de referencia, una suspensión de esporas de Bacillus stearothermophillus.(6) El procedimiento de evaluación indirecta comprenderá entonces la construcción de una gráfica temperatura contra tiempo, por lo que deberá determinarse de tablas el valor de la velocidad específica de muerte térmica (k) para el microorganismo de diseño; al realizar una integración gráfica se podrá obtener el factor Nabla ∇ del proceso y proponiendo el número de microorganismo inicial (N0) podremos conocer N que es el número de microorganismos que quedan al final de la esterilización y de ahí la probabilidad de que se contamine un lote (1-P). (6)
PROYECTO TERMINAL
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33
Tabla 10. Criterios de muerte térmica. mo.
B. stearothermophillus
no
1x106 ml-1
No
1,1x1012 células
Ea
282,46 kJ/mol 4,93x1037 min-1
A
∇Total = ∇cal + ∇man + ∇enf
Factor nabla de diseño.(6)
En donde:
∇Total
Es el criterio de diseño del Ciclo de Esterilización.
∇cal
Es el criterio de diseño de la etapa de Calentamiento.
∇man
Es el criterio de diseño de la etapa de Mantenimiento de la temperatura.
∇enf
Es el criterio de diseño de la etapa de Enfriamiento.
Los ∇ de calentamiento y de enfriamiento se obtienen de integrar el área bajo la curva del perfil temperatura – tiempo; y el ∇ de mantenimiento se puede obtener de la ecuación de Arrhenius o de la velocidad específica de muerte térmica y ambos nablas de mantenimiento están propuestos para 12,5 min. Vcal
8,23
Venf
3,92
Mantenimiento Vman = k⋅t
Vman= A⋅exp(-Ea/R⋅T)t
k
1,83 min-1
tiempo
12,5 min
Vman
Así, se obtiene el Nabla de diseño
22,87
22,29
Nabla Total de Diseño VT = Ln(N0/N)
34,50
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34
Y despejando N de la ecuación, obtenemos la probabilidad Probabilidad 1-P
1,13x10-3
Esto significa que para el ciclo de esterilización diseñado se contaminaría 1 de cada 1000 lotes, lo que nos indica que el criterio del nabla valida el ciclo de esterilización. 9. Determin ación de las especific aciones geométri ca del reactor.
El material del tanque, la tapa y la chaqueta serán de acero inoxidable 316 por sus ventajas mencionadas en los antecedentes para evitar reacciones no deseadas, por su fácil limpieza y para que los esfuerzos que se presenten al dilatarse el material al calentarlo no deformen o fracturen el tanque. Para calcular los espesores de las paredes del tanque se hacen algunas consideraciones de acuerdo al código ASME. (25) Se toma en cuenta la temperatura máxima de trabajo que es cuando se esteriliza el reactor, la presión máxima a la cual trabajará la chaqueta que sería en la esterilización; a la presión y temperatura de operación se le adiciona un porcentaje para poder dimensionar el tanque al menor costo y con los requerimientos ingenieriles necesarios sin sobre diseñar. Las consideraciones a tomar son los siguientes criterios máximos de operación en el tanque:
Presión de vapor en la chaqueta de 5 kg/cm 2
Temperatura del vapor en la chaqueta de 151 ºC
Presión en una fermentación aeróbica presurizada a 5 kg/cm 2
Para la presión de diseño se recomienda que sea un 10% ó 2 kg/cm2 más que la presión de fermentación.
Para la temperatura de diseño se recomienda que sea 50 ºC más que la temperatura de esterilización.
Las especificaciones del tanque son las siguientes: Tipo de recipiente:
Tanque cilíndrico vertical con cabeza formada sometida a presión interna.
Tipo de cabeza:
Tapa toriesférica bridada con uniones para puertos de instrumentación que se requerirán.
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35
Tipo de base:
Tapa elipsoidal 2:1 soldada con salida del vino en la base de la tapa.
Tipo de junta soldada:
Junta a tope hecha por doble cordón de soldadura o por otro medio con el que se obtenga la misma calidad de metal de soldadura depositada sobre las superficies interior y exterior de la pieza. Con una eficiencia no examinada en la soldadura de 0,70
Tipo de material:
Acero inoxidable grado 316, Número de especificación SA-240. Con un esfuerzo de 1292 kg/cm2
Espesores de pared:
Ver tabla 11.
Tabla 11. Espesores de pared y presión máxima de trabajo. Espesor
Espesor
Presión máxima de
calculado
comercial
trabajo permitida
(mm)
(in)
(kg/cm2)
Casco cilíndrico
7,92
5/16
11,3
Cabeza toriesférica
8,43
3/8
12,3
Cabeza elipsoidal 2:1
5,71
1/4
26,0
Casco cilíndrico de chaqueta
7,92
5/16
11.3
Parte del tanque
Las consideraciones del diseño para especificar el espesor de la chaqueta coinciden con los cálculos de espesor del tanque, de forma que los resultados de cálculo de pared del reactor son aplicables a la chaqueta. (1) Cuando se realiza la esterilización se trabaja a presión externa (presión atmosférica) ya que el vapor de agua hace vacío con respecto a la presión atmosférica. Un recipiente que se haya diseñado y construido de acuerdo a los requisitos del Código para presión interna y que se requiera para usarse bajo una presión externa de 1,05 kg/cm 2 (atmosférica) o menor, no necesita diseñarse de acuerdo a las normas para la condición de presión externa. (25) El tipo de soporte de uso más frecuente en tanques verticales es un faldón, para esto hay que tomar en cuenta el peso del tanque en operación y la adición de un porcentaje para tuberías. (25)
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El peso total del tanque es de 2,86 toneladas por lo que el espesor calculado de la placa es de 15,77 mm lo que es un espesor de placa comercial de 5/8 in. Todo lo anterior esta referenciado en los dibujos de especificaciones geométricas, los resultados provienen de la memoria de cálculo, así como de tablas y figuras anexas. 10. Diseño del s istema de aireación.
El sistema de aireación comprende: compresor, prefiltros y filtros de aire, y un difusor de aire. En esta sección sólo nos enfocaremos a las características y especificaciones del difusor. (7) Como ya vimos el biorreactor se usará para realizar fermentaciones anaeróbicas pero aun así se instalara un sistema de aireación ya que el biorreactor es multipropósitos y en algún momento el reactor puede ser usado para producir biomasa como para realizar fermentaciones aeróbica; también es necesario un difusor para inyectar aire durante la esterilización para ayudar a aumentar la reología del sistema incrementando la turbulencia y favorecer el coeficiente global de transferencia de calor. a) Capacidad de aireación. La capacidad que se requiere va desde 0,1 vvm hasta 1 vvm (volumen de aire por volumen de líquido por minuto). Con esto es necesario inyectar 1 m3/min a razón de 1 vvm y este flujo de aire es el que usaremos para los cálculos posteriores debido a que requerimos más presión para poder inyectar este flujo de aire. b) Tipo y características del difusor. Existen varios diseños y arreglos de difusores que van desde un simple tubo con orificios, hasta platos perforados, los mas comunes son los de anillo con varios orificios aunque para este caso se ha diseñado un arreglo que se condensa en los dibujos anexos.
(7)
El difusor que se instalará es un arreglo de 8 ramales perforados conectados al centro de un cabezal de distribución con una longitud de 50 cm. El material seleccionado es el mismo del tanque, acero inoxidable 316 con diámetro de ½ in.
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c) Diámetro de orificios. Para determinar el número de orificios y su diámetro se recomienda igualar el área transversal total de los orificios con el área transversal del tubo. De esta manera se permite mantener una continuidad de los flujos de entrada y salida del aire al biorreactor.(7) Esto quiere decir que se mantendrá el mismo flujo y velocidad de aire a la entrada y salida del difusor. Con esto se seleccionaron cuatro diferentes diámetro y al sumar sus áreas por el número de orificios con ese diámetro dieron el área transversal del tubo. Los diámetros tienen una distribución del menor diámetro al mayor del centro al extremo del ramal ya que conforme va cayendo la presión, debido a que sale aire por los primeros orificios, se requiere de orificios más grandes para que el aire pueda salir al final del ramal. Tabla 12. Diámetro de orificios. Diámetro
Número de
(in)
orificios
5/32
5
1/8
6
3/32
6
1/16
7
La distancia que hay entre orificios es de 0,91 cm de centro a centro y están ubicados en la parte superior del tubo como se puede ver en los dibujos de detalle. d) Caída de presión y presión de aire requerida. Para calcular la presión con la que debe entrar el aire al difusor es necesario calcular la caída de presión que hay a lo largo del tubo. Como sabemos la condición de presión más crítica está al final de un tubo que tiene derivaciones debido a que los flujos y velocidades de los fluidos disminuye, entonces para asegurar que el fluido pueda salir con suficiente presión y velocidad al final del tubo es necesario calcular la caída de presión, el problema se complica debido a que el fluido es compresible modificando sus propiedades fisicoquímicas a medida que cambia la presión. (11) Para obtener esta caída de presión debemos pensar que el flujo de aire que entra al dispersor se distribuye equitativamente en 8 ramales para después salir por cuatro diferentes diámetros, y después ese flujo de aire debe de salir por el número de orificios
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que tenga cada diámetro. Se calcula el coeficiente beta que es un cociente de los diámetros del orificio y del tubo, también se calcula el Reynold y el coeficiente de expansión del orificio. Todos estos datos se sustituyen en la ecuación para calcular la caída de presión en el último orificio. (11)
∆ P :=
6.253s
2
⋅
f1⋅ Fa1 Dor1
5
2 ∆P =
0,113
⋅ρ 1
kg cm 2
Esta caída de presión se adiciona a la presión de operación para tener la presión mínima requerida a la entrada del difusor.
Paire
=
Pop
+ ∆P
Paire
=
6,18
kg cm
2
+ 0,113
kg cm
2
=
6,3
kg cm
2
11. Determinación de las necesidades de instrumentación.
Sin la intención de elaborar una propuesta final de la instrumentación del sistema completo, se ha hecho una revisión de la instrumentación esencial que requiere la instalación del biorreactor. Dados los requerimientos de las biorreacciones respecto a manejo aséptico, todas las líneas y equipos que conduzcan materiales hacia el interior del biorreactor deben ser esterilizables. (1)
a) Variables del proceso.
Las variables que hay en el proceso las podemos clasificar en físicas y químicas, la primera agrupa todas aquellas variables que pueden ser medidas de forma directa como la presión, la temperatura, el nivel, entre otras; la segunda agrupa aquellas que son medidas de forma indirecta debido a la respuesta física de la reacción entre el medio y el sensor como son el pH, el potencial redox y gases disueltos.
El mejor de los casos seria instrumentar todo el biorreactor y acoplarlo a computadoras para la adquisición y análisis de datos pero esto implica un costo elevado, de aquí que sólo se instrumentaran aquellas variables que se consideran de mayor interés como son: la temperatura, la presión, oxígeno y CO2 disueltos, pH, concentración de biomasa y formación de espuma.
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39
b) Selección de los sensores y transmisores de señal. La selección de los sensores se realizó usando las condiciones de operación durante la fermentación y la esterilización. También cada sensor lleva una unidad de control y/o transmisor de señal con su medidor correspondiente. A continuación se mencionan las especificaciones de cada sensor. Sensor de CO2 disuelto El sensor InPro5000 de Mettler Toledo es totalmente esterilizable in situ (SIP) o en un autoclave. Su óptimo rendimiento en fermentación de bacterias se halla estrechamente relacionado con el control adecuado de presión parcial de CO2. En aplicaciones de cultivo celular las células de mamíferos dependen de un grupo de condiciones ambientales específicas en una definición precisa a fin de sobrevivir y garantizar un crecimiento óptimo. Características y Ventajas Servicio in situ con diseño modular. La estructura
Figura 9. Sensor de CO 2 disuelto. Mettler Toledo.
interna. Un electrodo de pH de gran rendimiento que puede cambiarse fácilmente en el reactor. El sensor no necesita enviarse a un distribuidor de Mettler Toledo para el servicio de limpieza y mantenimiento. Alta selectividad de CO 2. Ninguna interferencia cruzada de ácidos orgánicos volátiles. Una membrana nueva y sofisticada permite sólo el paso de CO2 lo cual garantiza resultados exactos. Descripción Completo sistema de medida. El sistema se compone del sensor InPro5000 de CO2 y del transmisor 5100e de CO 2. El CO2 se difunde en el electrolito interior a través de la membrana donde se equilibra con iones de bicarbonato alterando el valor de pH. El valor de pH respectivo se detecta con un electrodo fácilmente recambiable. El transmisor 5100e convierte el valor de pH a unidades de CO2 visualizadas como presión parcial (mbar o hPa), mg/l ó %.
Figura 10. Transmisor CO2. Mettler Toledo.
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40
Especificaciones Límite de detección
límite de detección inferior: 10 mbar
Precisión
mayor de +/- 10 %, 10...900 mbar; inferior de +/- 10 %, 900...1000 mbar
Tiempo de respuesta a
90 % del valor final inferior 120 seg. (a 25 °C de aire de
25 °C (aire --> N2)
CO2)
Escala de temperatura
0...60 °C (32...140 °F) para medición; 130 °C (266 °F) para esterilización, in situ o en un autoclave
Intervalo de presión (bar/psi) 0.2...2 bar (3...29 psi) absolutos para medición Resistencia a la presión
3 bar (43 psi) a 25 °C (77 °F)
mecánica Interferencia
interferencias conocidas: SO 2, NH3, H2S
Material en contacto con el
acero inoxidable DIN 1.4435 (similar a AISI 316L),
medio
rugosidad superficial N 5 Ra < 0.4µm (16 µin)
Material
material de membrana: reforzado con silicona, PTFE
Material de juntas tóricas
Viton®, silicona conforme a FDA
Sonda termométrica
Pt1000
Conector
VarioPin (VP), rosca Pg 13,5 (conector VP: IP68, autoclavable)
PROYECTO TERMINAL
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41
Sensor de O2 disuelto Los sensores de oxígeno disuelto de la «Línea Avanzada» de Mettler Toledo están diseñados específicamente para mediciones fiables en línea en procesos con condiciones esterilizadas e higiénicas. Los sensores InPro6800 se han desarrollado y fabricado de acuerdo con las normas de tratamiento superficial más precisas a fin de cumplir totalmente con las recomendaciones de superficie plana de EHEDG y FDA para aplicaciones higiénicas de nivel extremadamente alto. Características y Ventajas Tiempo de servicio reducido gracias a la estructura de membrana de fácil sustitución y a la estructura interior de rápida desconexión. Larga vida útil del sensor. Alta seguridad de proceso. Materiales de construcción conformes a FDA y superficie muy pulimentada y fácil de
Figura 11. Sensor de O 2 dis. Mettler Toledo.
limpiar (grado N5) para satisfacer requisitos incrementados de regulación. Conformidad con las regulaciones más estrictas. Mejor control de proceso, alta precisión y bajo límite de detección (6 partes por billón). Descripción El diseño del sensor interno de vanguardia de Mettler Toledo facilita la sustitución de la estructura del ánodo/cátodo, reduciendo de ese modo los costes de mantenimiento. Ninguna posibilidad de contaminación. El InPro6800 es totalmente compatible con el transmisor de O 2 4100e. Los transmisores «Line Advanced» de Mettler Toledo ofrecen una amplia gama de ventajas de rendimiento. Especificaciones Descripción corta
concebido especialmente para uso en procesos esterilizados/higiénicos
Precisión
1 % o 4 ppb
Esterilizable
sí
PROYECTO TERMINAL
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42
Apto para autoclave
sí
Material en contacto con
acero inoxidable (AISI316L) con certificado 3.1B
el medio Tiempo de respuesta a
90 seg.
25 °C (aire --> N2) Resistencia a la presión
máx. 12 bar (174 psi) absoluto
mecánica Límite de detección
6 ppb
ISM
sí
Certificación de ATEX
II 1/2GD EEx ia IIC T6/T5/T4/T3, IP6X T 69 °C / T 81 °C / T 109 °C / T 161 °C, SNCH 01 ATEX 3277X
Aprobación de FM
IS / I, II, III /1/ ABCDEFG / T6 Ta=60 °C - 53 800 002; Entity
Electrodo de pH El electrodo de pH sin cristal es un elemento de perforación irrompible para la industria de la alimentación. El sensor se halla provisto de un material sensible de estado sólido (ISFET) y un sistema de referencia de alta temperatura con electrolito de gel, permitiendo que el electrodo esté prácticamente exento de mantenimiento. Características y Ventajas Mínimo mantenimiento. Electrodo con electrolito de gel. InPro3300 es prácticamente irrompible gracias a su diseño sin cristal. Diseño higiénico comprobado por EHEDG, se ajusta a las normas sanitarias 3-A y a los materiales de FDA (Administración norteamericana de alimentación y medicamentos). Alta productividad y
Figura 12. Electrodo de pH. Mettler Toledo.
rentabilidad, control de proceso en tiempo real sin análisis tediosos de muestreo aleatorio.
PROYECTO TERMINAL
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43
Descripción El InPro3300 es resistente a la presión hasta 6 bar @ 130 °C (PED97). El diseño de 45° del extremo del electrodo evita que las burbujas de aire recalen en la punta del pH sensible. El conector VP garantiza una conexión del cable segura y hermética (IP68). Especificaciones Intervalo de pH
0...14
Escala de temperatura
0...130 °C (32...266 °F) para esterilización
Diafragma
Cerámico
Número de diafragmas
1
Sistema de referencia
sistema Argenthal invertido
Trampa de iones de plata
no
Esterilizable
sí (se recomienda eventualmente un calibrado de prueba)
Apto para autoclave
sí (se recomienda eventualmente un calibrado de prueba)
Resistencia a la presión
sobrepresión de hasta 6 bar (87 psi)
(bar) Certificación de ATEX
no
Sensor de Temperatura El tipo TSM 480 de Omingrad T y los termómetros del TR 480 se utilizan para medir temperaturas a partir de -50ºC a 200°C. Características y Ventajas Transmisor programable por PC con la salida de 4...20 mA. Configuración y visualización con el software de funcionamiento ReadWin®
2000.
Sensor
altamente
exacto
y
electrónico.
Información de interrupción en el acontecimiento de la ruptura del sensor o de cortocircuito del sensor, ajustable a NAMUR NE43. Medidas confiables a pesar de fluctuaciones en temperatura ambiente, diseño compacto y delgado. Conector plug-in M12,
Figura 13. Sensor de temperatura. Omningrad.
conexiones de proceso higiénicas: metal sobre metal con la rosca, abrazadera, Diary y Variven. Termómetro compacto hecho totalmente de acero inoxidable
PROYECTO TERMINAL
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SS 316L/1.4435, componentes en contacto con el proceso. Acabado superficial de piezas: Ra < 0.8 µm Especificaciones Proceso de conexión:
Metal-con-metal con G1/2", Tri ®-ISO clamp 1"/DN25, DIN11851 DN25, Varivent® DN32
Diámetro del sensor:
6 mm
Elemento del sensor:
Pt 100
Conectividad:
1 x Pt 100 4 vías
Precisión:
Clase A
Intervalo de medición:
-50...200°C
Presión máxima de trabajo:
50 bar (@ temperatura del lugar)
Tiempo de respuesta:
t50 = 2,5 s (agua 0,4 m/s) t90 = 5 s
Sensor de Espuma Punta de prueba parcialmente aislada para el uso en alimentos. Detección del límite conductivo en recipientes con líquidos como leche, jugos de fruta, cerveza. Características y Ventajas Materiales resistentes a la corrosión para la barra y el aislante. Durante el CIP y la esterilización con vapor no se necesitan ningunos procedimientos de limpieza especial requerido. Compatibilidad óptima de las variadas conexiones de proceso durante su uso. La punta de prueba se puede acortar como se requiera para mantener la acción de la reserva.
Figura 14. Sensor de espuma. Mettler Toledo.
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Manómetro en la cabeza La galga de presión inoxidable de 100 milímetros de diámetro está bien adaptada para la presión que mide a través de todos los usos en alimentos y las industrias farmacéuticas. Características y Ventajas Todas los partes externas y partes intermedias entran en contacto con acero inoxidable. Diseñó para medir la presión en medios los cuáles se satisfacen solamente para realizar medidas usando un intermediario de la presión (membrana de separación). Diseñado para medir exacto bajo circunstancias difíciles. La alta calidad asegura la medida exacta y una buena estabilidad a largo plazo. Diseñado para el CIP/SIP. Los detalles finos de la escala hacen muy fácil leer el resultado que mide. Figura 15. Manómetro. Mettler Toledo.
Especificaciones Material de estructura externa:
1,4301
Material de anillo frontal:
1,4301
Cristal frontal:
Material sintético
Líquido:
Glicerina (99.5%)
Indicador:
Latón
Conexión:
W.nr. 1,4404, Membrana: W.nr. 1,4404
Medición de presión constante:
3/4 máximo x. escala
Medición al cambio de presión:
2/3 máximo x. escala (a corto plazo: a gama completa)
Exactitud:
Clase 1,0 (EN 837-1/6)
Temperatura media del líquido:
Máximo 120°C
Temperatura ambiente:
Máximo 60°C
Temperatura media del vapor:
Máximo 150°C Temperatura Amb: Máx. 60°C
Clase de protección:
IP65
PROYECTO TERMINAL
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Sensor de Biomasa La supervisión y el control de la biomasa es uno de los parámetros más importantes en un proceso biotecnológico. Para la medida en línea de la biomasa el monitor de Biomasa de los instrumentos de Aber usa impedancia de radiofrecuencia; ahora se establece en una gama de usos diversa con levadura, células animales, hongos, bacterias y
Figura 16. Sensor de biomasa. Aber Lab.
células de planta. Cuando se está utilizando con el monitor 220 de biomasa el diseño único de la punta de prueba proporciona el campo óptimo de la radiofrecuencia para medir la biomasa viva en fermentaciones y cultivo de célula microbianas. La sensibilidad de la punta de prueba a las células se distribuye más uniformemente sobre un volumen grande comparado a las puntas de prueba tradicionales, esto también reduce el tamaño del ruido causado por cualquier burbuja grande de gas en el fermentador. Especificaciones - Puerto estándar de 25 mm tipo Ingold con placas opcionales de posición del anillo, acero inoxidable 316L - Electrodos anulares de platino rasantes, conforme a FDA, - Juntas tipo o-ring de silicón. c) Instrumentación para la seguridad del equipo. Disco de Ruptura El modelo Arma-Gard es un diseño de disco de ruptura en grafito. Su diseño exclusivo patentado soluciona los problemas relacionados con el deterioro de los discos de grafito normales causados por deficiencias en el almacenaje o por su incorrecta instalación. Éste dota de protección al disco mediante un blindaje-armadura que en forma de anillo protege el grafito que ha de romper, a la vez que permite un correcto sellado. Dicha protección evita que el disco se
Figura 17. Disco de ruptura. Elfab.
deteriore por una mala instalación o por un incorrecto soporte en la tubería y por atornillarlo incorrectamente. El modelo Arma-Gard no requiere cabezal para su instalación y puede instalarse directamente entre bridas.
PROYECTO TERMINAL
UPIBI-IPN
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Características y Ventajas A diferencia de diseños tradicionales (disco y cabezal) el modelo Arma-Gard elimina cualquier posibilidad de rupturas en el anillo. A todas estas ventajas debemos añadir las propias del grafito, alta resistencia a la corrosión y capacidad para trabajar a bajas presiones. - Niveles altos de resistencia a la corrosión - Evita problemas asociados con deficiencias de soporte en la tubería - Servicio a bajas presiones - No sensible a la torsión - Posibilidad de inserción de soporte de vacío cuando se requiera - Evita rupturas en el lado del conjunto Especificaciones Medidas
50 mm (1")
Presión de ruptura
9,5 bar (138 psi)
Gama de temperaturas
-80 ºC a 170 ºC (-112 ºF a 338 ºF)
Intervalo máximo de operación
85% de la presión de ruptura mínima (76,5 % de la presión de ruptura nominal)
Fragmentación en la ruptura
fragmentable
Aislamiento de válvulas
No
Servicio en vació
No requiere soporte a más de 1,7 bar (24,6 psi)
Compatibilidad de fluidos
líquido, gas o vapor
Valores kr
no disponibles
Sensible a la torsión
No
Ciclo de vida
Medio
Gama de materiales
Grafito
Rango reverso
No aplicable
Rango de datos
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