TÍTULO DEL TRABAJO: DISEÑO DE UN BIORREACTOR PARA ELABORAR VINO DE … · 2017. 10. 24. · El...

INSTITUTO POLITÉCNICO NACIONAL

NIDAD PROFESIONAL INTERDISCIPLINARIA DE BIOTECNOLOGÍA U

TÍTULO DEL TRABAJO: DISEÑO DE UN BIORREACTOR PARA ELABORAR VINO DE

FRUTAS

INFORME TÉCNICO DE LA OPCIÓN CURRICULAR EN LA MODALIDAD DE: PROYECTO DE INVESTIGACIÓN

QUE PARA OBTENER EL TÍTULO DE INGENIERO BIOTECNÓLOGO

PRESENTA:

MENDOZA GARDEA JESÚS ALFONSO DIRECTOR INTERNO: M. en C. LEOBARDO ORDAZ CONTRERAS

México, D. F. Mayo de 2006

Este trabajo fue realizado en la Unidad Profesional Interdisciplinaria de Biotecnología del IPN;

bajo la dirección del M. en C. Leobardo Ordaz C., las revisiones del Ing. Biot. Emilio Castillo C.

Y del Dr. Jorge Yánez F.

DEDICATORIA A mis Padres y hermanos por su apoyo, a mí

amada Vianey por tanto amor y a toda mí familia por toda su comprensión.

AGRADECIMIENTOS

A mi Papá por todos y cada uno de sus consejos, por su apoyo cuando más lo necesite y por su interés y dedicación en repetirme siempre que estudiara.

A mi Mamá por todo su amor, cuidados y comprensión al escucharme cada día de mi

vida.

A mi hermano Juan Carlos por haber aguantado sin jugar tantos partidos de Play mientras estudiaba.

A mi hermana Lizbeth, mis primos y primas que me dejaron estudiar cada vez que les

decía “No puedo” en cada fiesta, salidas de paseo y diversión.

A mi amada Vianey por todo su cariño, amor y apoyo incondicional sin desistir ni un día mientras la dejaba sola por estudiar.

A mis compañeros del grupo de Enzimología por todo su apoyo y compañerismo.

A toda mi familia, sabiendo que jamás existirá una forma de agradecer en esta vida de

lucha y superación constante. Deseo expresarles que mis ideales, esfuerzos y logros han sido también suyos e inspirados en ustedes y constituyen el legado más grande que

pudiera recibir.

Con amor, admiración y respeto.

GRACIAS

JESÚS ALFONSO MENDOZA GARDEA

DISEÑO DE UN BIORREACTOR PARA ELABORAR VINO DE FRUTAS Jesús Alfonso Mendoza Gardea, Leobardo Ordaz Contreras*. *Unidad Profesional Interdisciplinaria de Biotecnología. Av. Acueducto Ticomán s/n Col. Barrio La Laguna Ticomán, C.P.07340, México, D.F. Tel. 57296000 Ext. 5650. e-mail: [email protected]

Palabras Clave: Diseño, Biorreactor, vino, tuna, Saccharomyces uvarum.

Introducción. La elaboración del vino comienza con la selección de la tuna. La fruta se desespina, descascarilla y despulpa para obtener el jugo de la fruta que se filtra y clarifica. Al jugo clarificado se le remueve el aire y pasteuriza o microfiltra para realizar el proceso de fermentación, aquí se deben controlar todas las variables a fin de tener un vino de calidad constante; después se remueve la biomasa y el fermentado se deja por un periodo de maduración para su embotellado, almacenado y comercializado. El diseño de un biorreactor está determinado por las interacciones entre la morfología, regulación y ambiente celular; la capacidad de transferencia de masa, calor y momento del reactor. Un biorreactor multipropósitos se refiere a la capacidad de modificar sus variables de operación con el fin de lograr una mayor versatilidad del equipo. Este trabajo tuvo como objeto diseñar un biorreactor con las características ingenieriles para la producción de vino de frutas con calidad de exportación por medio de una fermentación alcohólica con un sistema microbiano dado. Metodología. Se buscó las propiedades fisicoquímicas del jugo de tuna así como las constantes cinéticas para Saccharomyces uvarum en condiciones de fermentación anaerobia para producción de etanol. Se determinó la capacidad y dimensiones del biorreactor, el área del envolvente, el calor generado por actividad microbiana y el Coeficiente Global de Transferencia de calor. Se determinó el tipo de sistema de enfriamiento y esterilización del reactor, se diseñó el ciclo de esterilización del reactor por el método analítico. Se determinó las especificaciones geométricas del biorreactor, el sistema de aireación, las necesidades de instrumentación. Se ubicaron puertos en el biorreactor, se analizó si se requiere un sistema de agitación, se realizó la determinación de los servicios necesarios para el biorreactor, se localizó el reactor en el área de proceso y por ultimo se evaluó el costo del biorreactor. Resultados y discusión. El volumen de operación se seleccionó de 1000 L y este se utilizó como parámetro de diseño. Las principales variables geométricas se presentan en el cuadro 1. El material seleccionado es acero inoxidable 316 para el casco del tanque, las tapas y chaqueta; las tapas seleccionadas son de tipo toriesférica bridada para la parte superior y para la base es de tipo elipsoidal 2:1 soldada; el diseño se realizó bajo el criterio de recipientes a presión interna (Figura 1).

Cuadro1. Especificaciones para el biorreactor 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

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.

Figura 1. Diagrama Mecánico del reactor. El instrumental para el monitoreo de las variables del proceso consta de electrodos para CO2 y O2 disuelto, pH, sensor de temperatura, formación de espuma, biomasa, manómetro a la cabeza; elementos de seguridad como son: disco de ruptura, válvula de seguridad; todos con posibilidad de esterilizarlos in situ; mirillas y tomamuestras. La maquila del reactor fue estimado en BALPER Toluca, Estado de México, dándonos un costo de 500 mil pesos aproximadamente. Conclusiones y perspectivas. El Reactor se diseñó con la capacidad de poder utilizarlo para producir biomasa, así como para realizar fermentaciones anaeróbicas y aeróbicas con el objeto de obtener vinos de frutas de calidad. En un futuro se pretende construir el biorreactor para su posterior puesta en marcha y producir vino de tuna. Agradecimientos. Al Ing. Emilio Castillo Campos y al Dr. Jorge Yánez Fernández. Referencias. 1. Atkinson, B. “Biochemical Engineering and Biotechnology

Handbook”, the Nature Press, Gran Bretaña, 1983. 2. Kern, D. “Procesos de transferencia de calor”, Continental,

México, 1999. 3. Megyesy, E. “Manual de Recipientes a Presión, Diseño y

Cálculo”. Limusa, México, 2004. 4. Boulton, R. Singleton, U. Bisson, L. Kunkee, R. “Teoría y Práctica

de la Elaboración del Vino”, Acribia, España, 1995.

ÍNDICE PÁG.

I. Resumen 1 II. Antecedentes del proyecto 2 III. Justificación 15 IV. Objetivos 16

General Específicos

V. Metodología 17 VI. Resultados y Discusión 20

1. Propiedades fisicoquímicas del jugo de tuna. 20 2. Constantes cinéticas de microorganismos para la producción de etanol. 21 3. Cálculo de los rendimientos máximos teóricos de los microorganismos

productores de etanol y determinar la capacidad de producción. 21 4. Determinación del volumen del biorreactor y área del envolvente. 22 5. Determinación del calor generado por actividad microbiana en condiciones

anaeróbicas. 23 6. Determinación del Coeficiente Global de Transferencia de calor del

reactor y área requerida para la transferencia de calor. 24 7. Determinación del tipo de sistema de enfriamiento y esterilización del

reactor y área requerida para el proceso de esterilización. 27 8. Diseño del ciclo de esterilización del reactor. 30 9. Determinación de las especificaciones geométrica del reactor. 34 10. Diseño del sistema de aireación. 36 11. Determinación de las necesidades de instrumentación. 38 12. Ubicación de los puertos en el biorreactor. 50 13. Requerimiento de un sistema de agitación. 51 14. Determinación de los servicios necesarios para el biorreactor. 52 15. Localización del reactor en el área de proceso. 54 16. Ingeniería Económica. 54

VII. Conclusiones 56 VIII. Recomendaciones para trabajo futuro 58 IX. Bibliografía 59 X. Anexos 61

1. Cronograma de actividades desarrolladas. 62 2. Cinética para Saccharomyces uvarum con 80 g/L de sustrato. 63 3. Cinética para Saccharomyces uvarum con 120 g/L de sustrato. 65 4. Cinética para Saccharomyces uvarum con 160 g/L de sustrato. 67 5. Memoria de Cálculo. 69 6. BVT-01. Dimensiones Generales. 84 7. BVT-02. Dimensiones de la chaqueta. 85 8. BVT-03. Diagrama mecánico. 86 9. BVT-04. Tapa superior. 87 10. BVT-05. Tapa inferior. 88 11. BVT-06. Cortes A-A’ y B-B’ 89 12. BVT-07. Detalle de difusor. 90 13. BVT-08. Detalles. 91

ÍNDICE DE TABLAS Tabla 1. Productos de la fermentación alcohólica de glucosa por Saccharomyces

cerevisiae a diferentes valores de pH. 6 Tabla 2. Propiedades fisicoquímicas y composición del jugo de tuna. 20 Tabla 3. Constantes cinéticas de S. uvarum. 21

Tabla 4. Resultados de producción y productividad en la simulación de la fermentación. 22

Tabla 5. Especificaciones para el biorreactor. 23 Tabla 6. Calor generado por actividad microbiana. 24 Tabla 7. Área requerida para las diferentes concentraciones de azúcar. 27 Tabla 8. Propiedades del medio de cultivo, fluidos de servicio y dimensiones del

biorreactor. 28 Tabla 9. Resultados del método analítico. 31 Tabla 10. Criterios de muerte térmica. 33 Tabla 11. Espesores de pared y presión máxima de trabajo. 35 Tabla 12. Diámetro de orificios. 37 Tabla 13. Distribución de boquillas y puertos. 50 ÍNDICE DE FIGURAS Figura 1. Levaduras. 4 Figura 2. Reactor. 9 Figura 3. Reactor con serpentín. 12 Figura 4. Reactor enchaquetado. 13 Figura 5. Sensor de Temperatura. 14 Figura 6. Simulación de una cinética de fermentación en lote para 80g/L de glucosa. 22 Figura 7. Reactor. 23 Figura 8. Perfil de Temperatura – tiempo por el método analítico. 32 Figura 9. Sensor de CO2 disuelto. 39 Figura 10. Transmisor CO2. 39 Figura 11. Sensor de O2 disuelto. 41 Figura 12. Electrodo de pH. 42 Figura 13. Sensor de temperatura. 43 Figura 14. Sensor de espuma. 44 Figura 15. Manómetro. 45 Figura 16. Sensor de biomasa. 46 Figura 17. Disco de ruptura. 46 Figura 18. Válvula de seguridad. 48 Figura 19. Mirilla lateral. 48 Figura 20. Mirilla superior. 49 Figura 21. Tomamuestras. 49

PROYECTO TERMINAL UPIBI-IPN 1

I. RESUMEN

En el presente trabajo se describe el diseño de un biorreactor de 1 m3 de volumen de

operación tipo enchaquetado para la elaboración de vinos de frutas; se seleccionó este

tipo de biorreactor porque es económicamente conveniente debido a su bajo costo de

operación y de construcción en comparación con otros reactores de tipo multipropósitos.

Se seleccionó en primera instancia utilizar tuna ya que se desea introducir al mercado

nacional y mundial un vino con reciente aceptación por el público al emplearlo como vino

de mesa.

Se seleccionó el volumen de operación como parámetro de diseño ya que la fruta es de

temporada, también se seleccionaron variables geométricas adecuadas para el

dimensionamiento del biorreactor a través de una revisión de la literatura. Una vez

dimensionado, se seleccionó el instrumental más adecuado para monitorear las

fermentaciones y poder estandarizar un vino de calidad única. Obtenido esto, se realizó el

diseño mecánico en el que se definieron detalles de las diferentes partes del biorreactor.


II. ANTECEDENTES DEL PROYECTO

Entre las bebidas preparadas por el hombre en el curso de los siglos, el vino ha sido

siempre la más importante y la que ha desempeñado más destacado papel. El vino es la

bebida más agradable y de más fácil elaboración con respecto a otras bebidas

alcohólicas, a la vez, es tonificante y refrescante; su consumo genera alegría y buen

humor. El vino estimula al hombre y eleva su ánimo; ahuyenta sus aflicciones y le torna

abierto y amigable. Ninguna conmemoración festiva, ni ninguna reunión social se

conciben sin vino. También en los momentos difíciles se recurre a él de buena gana y con

excelentes resultados. (37)

El vino es una bebida que se obtiene mediante fermentación alcohólica del zumo de la

uva fresca. Los “vinos” preparados a partir de otros frutos, como manzanas y grosellas, no

deben llamarse vino sin más ni más, sino que deben aludirse los productos vegetales de

que proceden. El vino debe prepararse a partir de uva fresca. Resulta esencial que el vino

se obtenga mediante fermentación y que contenga alcohol. El jugo de uva sin fermentar

no es vino, sino mosto, sea cualquiera la forma en que se conserve. Los métodos de

tratamiento permitidos por la legislación vinícola, como son la mejora, neutralización de la

acidez, clarificación y cortado, no ejercen ninguna influencia sobre la denominación de la

bebida como vino, aún cuando con frecuencia ocasionan profundas variaciones. (37)

La elaboración del vino de uva queda limitada a los países meridionales de clima benigno,

en los que los frutos de la vid maduran por completo. En los territorios septentrionales,

donde la elaboración del vino tropieza con dificultades de índole climático, desempeñan

importante papel los vinos de frutas y bayas. En ellos se fabrican especialmente bebidas

similares al vino preparadas a base de manzanas y peras, que constituyen en buena

medida un sustituto del vino propiamente dicho, con frecuencia difícil de conseguir,

mereciendo gran aprecio como bebida popular. Además de manzanas y peras se

emplean sobre todo grosellas, arándanos, fresas y cerezas. Dentro de ciertos límites

sirven asimismo las zarzamoras, frambuesas, y arándanos rojos. (37)

En algunas regiones del Estado de México como lo es San Martín de las pirámides, hay

algunas microempresas que elaboran vinos de frutas como tuna, xoconostle y

aguardientes de estos. Estos productores tienen capacidades de producción un poco

mayor a la artesanal, pero no para satisfacer una demanda estatal y no se diga una


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


calidad sapídica y aromática; después el vino puede ser ya embotellado, almacenado y

comercializado. (17)

La fermentación del mosto de la fruta puede ser, o espontánea, llevada a cabo por la flora

presente en la fruta y en las bodegas, o inoculada, mediante la adición de una cepa

seleccionada. Este último procedimiento minimiza la influencia de levaduras espontáneas

sobre la calidad del vino. El inóculo es una preparación industrial rehidratada, de una cepa

de levaduras vínicas adecuada, o una porción de vino en plena fermentación. Una buena

cepa de levadura vínica para la elaboración de vino de mesa, debe cumplir las siguientes

condiciones (4):

• Llevar a acabo una fermentación vigorosa y completarla hasta conseguir un vino

seco (sin azúcar residual fermentable, o con muy poca).

• Que consigan características reproducibles en la fermentación y que sucedan de

forma predecible.

• Que tengan una buena tolerancia al etanol.

• Buena tolerancia a la temperatura.

• Que no produzcan gustos o aromas extraños.

• Tolerantes al SO2

Figura 1. Levaduras Colección fotográfica (8)

Las levaduras más importantes en la esfera enológica

pertenecen al género Saccharomyces (hongos del

azúcar) ver figura 1, que antaño se dividieron en cierto

número de especies según las características

morfológicas, sin embargo, recientes investigaciones

han evidenciado que se trata en esencia de variedades

de la especie Saccharomyces cerevisiae (levadura de

cerveza). Las levaduras vínicas genuinas son: la

Saccharomyces uvarum y S. pastorianus. Son bastante

insensibles a los ácidos y al tanino. Resisten mejor el

ácido sulfuroso que otros microorganismos

fermentativos. Mientras que en la fermentación por genuinas levaduras vínicas se originan

valiosas sustancias sápidas y aromáticas (sustancias determinantes del buqué), las

levaduras viscosas micodermas, mohos y bacterias presentes a la vez en el mosto

generan sustancias sápidas y ácidos volátiles indeseables. (37)


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, 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


fermentación dirigida que experimentó gran impulso con el empleo generalizado de

tanques de acero resistentes a la presión en la esfera enológica, ha conducido a una

amplia difusión de vinos con “azúcar residual”. (37)

Tabla 1. Productos de la fermentación alcohólica de glucosa por Saccharomyces

cerevisiae a diferentes valores de pH.

Cantidades producidas

[mM (100 mM Glucosa fermentada)-1]

pH pH pH pH pH Productos

3,0 4,0 5,0 6,0 7,0

Ac. Acético 0.52 0.69 0.84 4.03 8.68

Acetona 0.07

2,3-Butanodiol 0.75 0.48 0.46 0.53 0.45

Ac. Butírico 0.13 0.32 0.25 0.36 0.25

Dióxido de carbono 180.8 189.8 187.6 177 161

Etanol 171.5 177 172.6 160.5 149.5

Ac. Fórmico 0.36 0.42 0.63 0.82 0.35

Glicerol 6.16 6.6 7.82 16.2 22.2

Ac. Láctico 0.82 0.38 0.47 1.63 1.93

Ac. Succínico 0.53 0.26 0.32 0.49 0.23

Carbono de Glucosa asimilado 12.4 16.1 14 12.4

Tiempo de fermentación (h) 29 14.5 17.5 15.5 35

Porcentaje de glucosa fermentada 98.5 97 96.5 98 98.3

Porcentaje de carbono recuperado 93.8 98 96.3 96.4 92.5

ª Las fermentaciones fueron desarrolladas en medios con 5% de glucosa. El pH se

mantenía por la adición automática de hidróxido de amonio.

Fuente. Atkinson. (2)

Para fermentar y almacenar los jugos de uva y frutas se utilizaban antiguamente y de

manera principal cubas de madera de roble de forma redonda u ovalada y con una

capacidad hasta de 100 hL o más. En los grandes establecimientos y sociedades

corporativas vinícolas se utilizan también y cada vez más en los últimos años, tanques de

acero de 60-1000 hL de capacidad y depósitos rectangulares de hormigón con la

superficie interior vitrificada y 50-300 hL de capacidad. Los tanques de acero se colocan

en horizontal o en vertical. Como, al igual que los depósitos de cemento, requieren poco


espacio, son de fácil limpieza y no se impregnan de pigmentos, resultan ventajosos frente

a las cubas de madera, que precisan grandes cuidados. (37)

La transformación de la materia prima se lleva a cabo en recipientes adecuados

denominados “fermentadores”, “biorreactores” o simplemente “reactores”, existiendo

multitud de formas, tipos y tamaño; los hay de pocos litros de volumen hasta de cientos de

metros cúbicos; en materiales de fierro, vidrio, concreto, acero al carbón o acero

inoxidable. Operan en régimen por lote, continuo o semicontinuo. Cuentan con

dispositivos para agitación del medio de cultivo. Con fines de control de variables se

pueden adicionar al medio de cultivo: aire, ácidos, álcalis, antiespumantes u otros

líquidos. (12)

El biorreactor es la parte principal de todo proceso bioquímico en el que se emplean

sistemas microbianos, para la manufacturación económica de una amplia variedad de

productos biológicos y la función principal de un biorreactor diseñado apropiadamente es

proporcionar y mantener las condiciones “ambientales” adecuadas para la transformación

óptima y económica de las materias primas a productos. Una fermentación se inicia con la

“inoculación” del medio de cultivo estéril contenido en el fermentador (la relación del

volumen de inóculo a volumen de fermentación oscila normalmente entre el 5% y 10%).

Ya inoculado el medio de cultivo, se deja “actuar” al microorganismo sobre las materias

primas para transformarlas hasta el producto de interés. En un proceso “por lotes”, la

fermentación termina hasta que la casi totalidad de la materia prima (relacionada

comúnmente a la fuente de carbono) es transformada a producto. Durante la fermentación

pueden controlarse en ciertos valores el pH, la temperatura, la intensidad de agitación, el

flujo de aire (si la fermentación es aeróbica), etcétera. Finalizada la fermentación, le sigue

la etapa de separación, recuperación y purificación del producto. (34, 12)

El funcionamiento de cualquier biorreactor depende de muchas funciones incluyendo la

concentración de biomasa, el mantenimiento de las condiciones estériles, la agitación

efectiva para que la distribución de los sustratos y microorganismos en el reactor sea

uniforme, la eficiencia en la remoción del calor liberado en la fermentación, la creación

optima de las condiciones reológicas del medio. (34)

En un biorreactor la producción de metabolitos debe ser llevada a cabo con el máximo

énfasis en la fiabilidad del proceso y un mínimo de inversión de capital y coste de

operación. La fiabilidad es más difícil de conseguir en un proceso microbiológico que en


uno químico, de forma que los biorreactores son más caros de diseñar y construir que los

reactores para reacciones químicas. (12)

La microbiología debe ser el foco de todas las consideraciones relacionadas con la

construcción de un sistema de fermentación. Debe decidirse en las etapas de

planificación si el fermentador va a ser utilizado para un proceso especial, con un

organismo determinado, o para una variedad de procesos con diferentes

microorganismos. (12)

Dependiendo del sistema microbiano que se emplea en la fermentación y el producto que

se desarrolla, es el tipo de biorreactor que se diseñara y se usara para la producción

industrial; para el caso de producción de vino, cerveza y queso se usan biorreactores no

agitados y sin aireación; hay otros tipos de biorreactores que son no agitados con

aeración que son poco empleados y los biorreactores agitados y con aeración que son

bastante empleados. (34)

La caracterización de cualquier proceso de fermentación en el que los microorganismos

consumen las materias primas para reproducirse, mantenerse y formar productos,

requieren necesariamente del conocimiento de la estequiometría del proceso, de la

relación entre las materias primas y energía involucradas y de los rendimientos celulares.

En consecuencia, es necesario determinar, entre otras cosas la distinta velocidad (de

crecimiento celular de consumo de sustrato, de síntesis de los productos y de producción

de calor), de tal forma que sea posible la predicción del comportamiento celular con fines

del control del proceso, así como de definir el diseño, la construcción o la implementación

del equipo de fermentación. (12)

Existen numerosos tipos de recipientes que se utilizan en las plantas industriales o de

procesos. Estos tipos de recipientes son llamados en general tanques. Los diferentes

tipos de recipientes que existen, se clasifican de la siguiente manera:

Por su uso:

Los podemos dividir en recipientes de almacenamiento y en recipientes de procesos. (13)

Los primeros nos sirven únicamente para almacenar fluidos a presión y de acuerdo con

sus servicios son conocidos como tanques de almacenamiento, tanques de día, tanques

acumuladores, etc. (13)


Por su forma:

Los recipientes pueden ser cilíndricos o esféricos. Los primeros son horizontales o

verticales y pueden tener en algunos casos, chaquetas para incrementar o decrecer la

temperatura de los fluidos según sea el caso. Los esféricos se utilizan generalmente como

tanques de almacenamiento y se recomiendan para almacenar grandes volúmenes a

altas presiones. (13)

Por su geometría:

Recipientes Abiertos: Los recipientes abiertos son comúnmente utilizados como tanque

igualador o de oscilación como tinas para dosificar operaciones donde los materiales

pueden ser decantados como: desecadores, reactores químicos, depósitos, etc. Son

fabricados de acero, concreto y otros materiales. Sin embargo en los procesos

industriales son construidos de acero por su bajo costo inicial y fácil fabricación. (13)

Recipientes cerrados: Fluidos combustibles o tóxicos o gases finos deben ser

almacenados en recipientes cerrados. Sustancias químicas peligrosas, tales como ácidos

o sosa cáustica son menos peligrosas si son almacenadas en recipientes cerrados. (13)

Tanques Cilíndricos de Fondo Plano: El diseño en el tanque cilíndrico vertical operando a

la presión atmosférica, es el tanque cilíndrico con un techo cónico y un fondo plano

descansando directamente en una cimentación compuesta de arena, grava o piedra

triturada. En los casos donde se desea usar una alimentación de gravedad, el tanque es

levantado arriba del terreno y el fondo plano debe ser

incorporado por columnas y vigas de acero. (13)

Recipientes Cilíndricos Horizontales y Verticales con

Cabezas Formadas (ver figura 2): Son usados cuando la

presión de vapor del líquido manejado puede determinar

un diseño más resistente. Varios códigos han sido

desarrollados o por medio de los esfuerzos del API y el

ASME para gobernar el diseño de tales recipientes. Una

gran variedad de cabezas formadas son usadas para

cerrar los extremos de los recipientes cilíndricos. Las

cabezas formadas incluyen la semiesférica, elíptica, Figura 2. Reactor. Colección fotográfica (8)


toriesférica, cabeza estándar común y toricoidal. Para propósitos especiales de placas

planas son usadas para cerrar un recipiente abierto. Sin embargo las cabezas planas son

raramente usadas en recipientes grandes. (13)

Tipos de Tapas de Recipientes bajo Presión Interna.

Los recipientes sometidos a presión pueden estar construidos por diferentes tipos de

tapas o cabezas. Cada una de estas es más recomendable a ciertas condiciones de

operación y costo monetario.

Tapas Planas: Se utilizan para recipientes sujetos a presión atmosférica, generalmente,

aunque en algunos casos se usan también en recipientes a presión. Su costo entre las

tapas es el más bajo. Se utilizan también como fondos de tanques de almacenamiento de

grandes dimensiones. (13)

Tapas Toriesféricas: Son las de mayor aceptación en la industria, debido a su bajo costo y

a que soportan grandes presiones manométricas, su característica principal es que el

radio del abombado es aproximadamente igual al diámetro. Se pueden fabricar en

diámetros desde 0,3 m hasta 6 m (13)

Tapas Semielípticas: Son empleadas cuando el espesor calculado de una tapa

toriesférica es relativamente alto, ya que las tapas semielípticas soportan mayores

presiones que las toriesféricas. El proceso de fabricación de estas tapas es troquelado, su

silueta describe una elipse relación 2:1, su costo es alto y en México se fabrican hasta un

diámetro máximo de 3 m. (13)

Tapas Semiesféricas: Utilizadas exclusivamente para soportar presiones críticas, como su

nombre lo indica, su silueta describe una media circunferencia perfecta, su costo es alto y

no hay límite dimensional para su fabricación. (13)

El código ASME indica la forma de suministro de los materiales más utilizados, lo cual va

implícitas en su especificación.

Debido a la existencia de diferentes materiales disponibles en el mercado, en ocasiones

no resulta sencilla la tarea de seleccionar el material ya que deben considerarse varios

aspectos como costos, disponibilidad de material, requerimientos de procesos y

operación, facilidad de formato, etc. (13)


Así pues es necesaria una explicación más amplia acerca del criterio de la selección de

los materiales que pueden aplicarse a los recipientes como:

Aceros al carbón: Es el más disponible y económico de los aceros, recomendables para la

mayoría de los recipientes donde no existen altas presiones ni temperaturas. (13)

Aceros De Baja Aleación: Como su nombre lo indica, estos aceros contienen bajos

porcentajes de elementos de aleación como níquel, cromo, etc. Y en general están

fabricados para cumplir condiciones de uso específico. Son un poco más costosos que los

aceros al carbón. Por otra parte no se considera que sean resistentes a la corrosión, pero

tienen mejor comportamiento en resistencia mecánica para rangos más altos de

temperaturas respecto a los aceros al carbón. (13)

Aceros De Alta Aleación: Comúnmente llamados aceros inoxidables. Su costo en general

es mayor que para los dos anteriores. El contenido de elementos de aleación es mayor, lo

que ocasiona que tengan alta resistencia a la corrosión. (13)

Materiales No Ferrosos: El propósito de utilizar este tipo de materiales es con el fin de

manejar sustancias con alto poder corrosivo para facilitar la limpieza en recipientes que

procesan alimentos y proveen tenacidad en la entalla en servicios a baja temperatura. (13)

Los reactores cuentan con dispositivos para mantener la temperatura a lo largo de la

fermentación. Cada uno de estos tiene sus ventajas y desventajas en el diseño de

biorreactores y con esto debemos de seleccionar la que satisfaga las necesidades

ingenieriles y biológicas del proceso. (6)

• Serpentines helicoidales

• Chaqueta simple

• Chaqueta con mampara en espiral

• Chaqueta con boquillas de agitación

• Chaqueta con hoyuelos

• Chaqueta de medios tubos

• Tipo cascada


Algunas consideraciones de diseño que hay que tomar en cuenta son: Cuando el

coeficiente global de transferencia de calor (U) está limitado por una chaqueta del tipo

convencional; El coeficiente de película (hj) puede ser incrementado usando una chaqueta

de diseño más complejo como las expuestas en los apartados superiores. La selección y

diseño de una chaqueta depende de varios factores: (6)

I. Costo del intercambiador.

II. Requerimientos de transferencia de calor en el proceso.

III. El fluido de servicio para la transferencia de calor.

IV. Limitaciones por presión. Las chaquetas de Bafle en Espiral, con Boquillas de

Agitación regularmente no serán usadas a presiones de 150 lb/in2, la Chaqueta con

Hoyuelos (Dimple Jacket) hasta 300 lb/in2; una Chaqueta de Medios Tubos

dependiendo del diseño puede soportar hasta 1000 lb/in2. Para tanques donde la

presión de operación interna es más de dos veces la presión de operación de la

chaqueta, la de Bafle en Espiral será generalmente la más económica. (6)

V. Limitaciones por temperatura. Las temperaturas altas y las diferencias grandes de

éstas entre los fluidos del tanque y de servicio, requieren considerarse

concienzudamente debido a la expansión térmica diferencial entre los materiales de

construcción del tanque y la chaqueta y esto podría redefinir el espesor de las

paredes de estos. En algunos casos se requerirán materiales especiales o en otros,

tanto tanque como chaqueta, deberán construirse del mismo material o de

materiales con el mismo coeficiente de expansión térmica. Por último, algunos

casos requerirán de anillos de refuerzo en las partes de mayor esfuerzo (tapa y

fondo) de la chaqueta o mecanismo de cerrado especiales que puedan absorber los

esfuerzos de expansión. (6)

Los intercambiadores de serpentín (ver figura 3) se usan

en casos en que no hay tiempo o dinero para adquirir un

equipo comercial, ya que son fáciles de construir en un

taller. Al ser fácilmente removibles y transportables se

usan mucho para instalaciones provisionales. El

rendimiento del intercambiador es bueno y son fáciles de

limpiar exteriormente. La limpieza interior generalmente

no es problema, ya que la aplicación más frecuente es

para calentamiento, generalmente con vapor. El vapor

no ensucia, pero es bastante corrosivo. (6)

Figura 3. Reactor con serpentín. Colección fotográfica (37)


Enfriadores de cascada. Estos equipos consisten en bancos de tubos horizontales

dispuestos en un plano vertical, con agua que cae resbalando en forma de cortina sobre

los tubos formando una película. Se pueden construir con tubos de cualquier tamaño pero

son comunes de 2 in a 4 in de diámetro. Constituyen un método barato, fácil de improvisar

pero de baja eficiencia para enfriar líquidos o gases con agua de puede ser sucia, o

cualquier liquido frió. (6)

Las chaquetas tienen el propósito general de calentar el

contenido del recipiente. Son bastante menos eficientes

que los serpentines, tienen mayor costo inicial y resultan

bastante difíciles de limpiar mecánicamente porque el

acceso al interior de la camisa es complicado. En

comparación con los serpentines, las camisas son una

pobre elección, un serpentín de la misma superficie tiene

un intercambio de calor bastante mayor, alrededor de un

125 % calculado en base a la camisa. Una ventaja que

tiene con respecto a los serpentines es que no

aumentan el factor de contaminación del medio de

cultivo cuando los serpentines son fijos en el tanque,

además de no afectar la transferencia de masa ya que

los serpentines generan zonas muertas de flujo de

materia. (6) Figura 4. Reactor enchaquetado. Colección fotográfica (8)

Las chaquetas simples (ver figura 4) tienen un espacio anular de 1 in a 3 in de distancia,

manejando velocidades de hasta 0,03 m/s, son recomendadas para tanques menores a 2

m3 de volumen y cuando la presión interna es dos veces mayor que la presión externa. (6)

Las chaquetas con mampara en espiral manejan velocidades de 0,03 m/s a 1,22 m/s, las

chaquetas con boquillas de agitación requieren un 40 % más de energía para bombear el

fluido de servicio. Las chaquetas con hoyuelos se recomiendan para tanque mayor a 2 m3,

la velocidad del fluido esta limitado a 0,6 m/s, las chaquetas de medios tubos se

recomienda para altas temperaturas en el fluido de servicio, permite velocidades de

hasta 4,6 m/s, y tanques mayores de 2 m3. (6)


Figura 5. Sensor de Temperatura. Colección fotográfica (8)

Para llevar a cabo durante la fermentación medidas para

el análisis de datos y el control del proceso se han

desarrollado sensores especiales (ver figura 5) para

biorreactores que difieren en cierto modo de los de las

industrias químicas: 1. Todos los sensores localizados

en el área estéril deben ser esterilizables. 2. Algunos

sensores deben estar específicamente adaptados a las

necesidades bioquímicas. Los parámetros físicos y

químicos como la temperatura, presión, pH, oxígeno disuelto, etc. pueden ser medidos

directamente en fermentadores de producción. (12)


III. JUSTIFICACIÓN

En el mercado nacional e internacional se encuentran ya muchos vinos de diversas frutas

como la uva y la manzana. Con la finalidad de satisfacer un mercado libre en la

elaboración de vino de tuna con calidad de exportación se desea aumentar el valor

agregado de la tuna para cubrir la demanda de este vino. Por lo que se diseñará un

Biorreactor con características ingenieriles para producir vino de tuna por medio de una

fermentación alcohólica empleando Saccharomyces.


IV. OBJETIVOS

GENERAL

Diseñar un biorreactor con las características ingenieriles para la producción de

vino de frutas con calidad de exportación, por medio de una fermentación

alcohólica con un sistema microbiano dado.

ESPECÍFICOS

1. Seleccionar un tipo de biorreactor.

2. Establecer los criterios primarios de diseño.

3. Diseñar y calcular todas las especificaciones del biorreactor.

4. Hacer el establecimiento y selección de los equipos auxiliares.

5. Ubicar el biorreactor en el área de proceso.

6. Evaluar el costo de construcción del biorreactor


V. METODOLOGÍA

Establecimiento de la configuración geométrica y mecánica del

biorreactor

Cálculo de rendimientos y

capacidades de producción

Cálculo de los requerimientos de transferencia de calor

Selección de los parámetros y

variables de diseño

Determinar las necesidades de instrumentación para monitoreo

de variables

Búsqueda de información

en fuentes bibliográficas

Realizar la localización del Reactor en el área de

proceso


1. Se buscó en bibliografía las propiedades fisicoquímicas del medio de cultivo que será

jugo de tuna para la producción de etanol.

2. Se buscó en bibliografía las constantes cinéticas para Saccharomyces cerevisiae o S.

uvarum, en condiciones de fermentación anaerobia para producción de etanol.

3. Se calculó los rendimientos máximos teóricos de los microorganismos productores de

etanol a diferentes concentraciones de azúcar y determino la capacidad de producción

empleando las constantes cinéticas encontradas.

4. Se determinó la capacidad del biorreactor, así como sus dimensiones y área del

envolvente.

5. Se determinó el calor generado por actividad microbiana en condiciones anaeróbicas.

6. Se calculó el Coeficiente Global de Transferencia de calor y el área necesaria para la

remoción de calor.

a) Coeficiente de película del lado del proceso.

b) Coeficiente de película del lado del intercambiador.

c) Coeficiente Global de transferencia de calor del reactor.

d) Gradiente de temperatura en la fermentación.

e) Área requerida para la transferencia de calor.

7. Se determinó el tipo de sistema de enfriamiento y esterilización del reactor y el área

requerida para el proceso de esterilización.

a) Tipo de sistema de enfriamiento y esterilización.

b) Propiedades fisicoquímicas del medio de cultivo, fluidos de servicio y dimensiones

del biorreactor.

c) Coeficiente de película del lado del proceso.

d) Coeficiente de película del lado del intercambiador para la fase de calentamiento.

e) Coeficiente de película del lado del intercambiador para la fase de enfriamiento.

f) Coeficiente Global de transferencia de calor para la fase de calentamiento y

enfriamiento.

g) Área requerida para la esterilización.

8. Se diseñó el ciclo de esterilización del reactor por el método analítico.


a) Perfil de temperatura – tiempo.

b) Criterios de muerte térmica.

c) Criterio del factor Nabla para la esterilización.

d) Probabilidad de contaminación de un lote.

9. Se determinó las especificaciones geométricas del biorreactor.

a) Tipo de recipiente.

b) Tipo de tapa a la cabeza y en la base.

c) Tipo de material de construcción.

d) Cálculo de espesores de pared con base a criterios de diseño de tanques a

presión interna.

e) Presión máxima de trabajo con el espesor determinado.

f) Espesor y tipo de soporte del biorreactor.

10. Se diseñó el sistema de aireación.

a) Capacidad de aireación.

b) Tipo y características del difusor.

c) Diámetro de orificios.

d) Caída de presión y presión de aire requerida.

11. Se determinó las necesidades de instrumentación.

a) Variables del proceso.

b) Selección de los sensores y transmisores de señal.

c) Instrumentación para la seguridad del equipo.

d) Aditamentos de visibilidad y toma de muestras.

12. Se ubicaron puertos en el biorreactor.

13. Se analizó si se requiere un sistema de agitación.

14. Se realizó la determinación de los servicios necesarios para el biorreactor.

15. Se realizó la localización del reactor en el área de proceso.

16. Se realizó la Ingeniería Económica.


VI. RESULTADOS Y DISCUSIÓN 1. Propiedades fisicoquímicas del jugo de tuna que será el medio de cultivo para la

producción 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 fisicoquímicas y composición del jugo de tuna.

Propiedad Referencia

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)

Proteínas 3 %w/w (35)

Grasas 0,20 %w/w (35)

Carbohidratos 15,5 %w/w (principalmente

glucosa y fructosa) (35)

Calcio 3 %w/w (35)

Fósforo 2,8 %w/w (35)

Vitaminas

(caroteno, niacina, tiamina,

riboflavina y acido

ascórbico) (35)

Durante la elaboración de vino de frutas las propiedades fisicoquímicas del medio

cambian debido a que aparecen otros compuestos (ver tabla 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.


2. Constantes cinéticas de microorganismos para la producción de etanol.

Para el diseño utilizaremos las constantes cinéticas para S. 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 cinéticas de S. uvarum.

Constantes Referencia

bibliográfica

Velocidad específica de

crecimiento

0,55 h-1(2)

Rendimiento de biomasa en

base a sustrato

0,033 gcel/gsus (2)

Rendimiento calórico 0,42 gcel/kcal (2)

Coeficiente de mantenimiento

celular

0,04 gcel/gsush (2)

Números de Luedeking y Piret α= 2,2

β= 0

(2, 28)

3. Cálculo de los rendimientos máximos teóricos de los microorganismos

productores de etanol y 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), 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 dura alrededor de 16 a 22

horas con las constantes cinéticas anteriores, y por lo que vemos en la figura 6, el tiempo

de la simulación no esta muy alejada del tiempo teórico.


Tabla 4. Resultados de producción y productividad en la

simulación de la fermentación.

Azúcar

inicial

(g/L)

Azúcar

residual

(g/L)

Biomasa

(g/L)

Etanol

producido

(g/L)

Productividad

(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

Figura 6. Simulación de una cinética de fermentación en lote para 80g/L de glucosa.

4. Determinación del volumen del biorreactor y área del envolvente.

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)


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.

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. Tabla 5. Especificaciones para el biorreactor.

Variables del biorreactor Variables del biorreactor Valor 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 fotográfica (8)

5. Determinación del calor generado por actividad microbiana en condiciones

anaeróbicas.

Debido a que los microorganismos generan calor (Qmet) 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

Qgen

Qmet Calor metabólico (2, 12)

Vop

Qag+ Qgas+ Qacc Qech+ Qevap+ Qsen+ Ecuación de Balance de calor

Qmet Qech Qagua El calor generado es el metabolico y es el que hay que retirar con agua de enfriamientoQagua

Qmet µ⋅ X⋅1

Ykcal⋅


Tabla 6. Calor generado por actividad microbiana.

Sustrato

(g/L)

Calor generado

(kcal/h)

80 3 801

120 5 702

160 7 603

6. Determinación del Coeficiente Global de Transferencia de calor del reactor y

área requerida para la transferencia 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. (2)

• 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

temperatura de 15 ºC.

• El cálculo de los coeficientes de película de las paredes para el lado del

intercambiador son para un ánulo.


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/ft2⋅h⋅ºF para una temperatura de 100 ºF (37,7 ºC)(5)

Por lo que el coeficiente de película es:

Chmkcalho

º8.732 2=

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:

hj 0.023De vch⋅ ρa⋅

µa⎛⎜⎝

⎞⎠

0.2−⋅

Cpa µa⋅

ka⎛⎜⎝

⎞⎠

2−

3⋅ Cpa⋅ G⋅

µaµaw

⎛⎜⎝

⎞⎠

0.14⋅

Ecuación de Stanton

para ánulo. (6)

Donde:

Espacio de la cámara del ánulo J 0.013m=

mVelocidad lineal del agua en el ánulo. (6)

De Diámetro equivalente.

0.051= m

vch 0.03:=s

G ρa vch⋅

Densidad de flujo del fluido de servicio

hmkgxG 2

510078.1=

Chmkcalhj

º03.158 2=Por lo que el coeficiente de película resultante es:

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.


Uch

11

ho1hj

+ hac+ Ecuación de Coeficiente global de

transferencia de calor. (6, 23, 30)

Donde:

xw

14

in:=

kw 16.3W

m ºC⋅:=

hacxwkw

:=

Espesor propuesto para la pared del tanque.

Conductividad térmica para el acero inox. (23, 25)

Resistencia por el material

Por lo que el coeficiente global de transferencia de calor es:

ChmkcalUch

º73.123 2=

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.

Ecuación de calor. (23)Q UAml∆T


Tabla 7. Área requerida para las diferentes

concentraciones de azúcar.

Azúcar

(g/L)

Calor generado

(kcal/h)

Área requerida

(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. Determinación del tipo de sistema de enfriamiento y esterilización 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)


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 R 8,314 J/mol⋅K (23, 30)

Vop 1 100 L Vapor y condensados

Vop 1,1 m3 Pvap 4 kg/cm2(23, 30)

Densidad 1 110 kg/m3(20) Pvap 392,25 kPa

Masa 1 221 kg Patm 101,32 kPa (23)

Viscosidad 7,54 mPa⋅s (18) Pabs 493,57 kPa

Top 30 ºC (2) Tvap 151 ºC

Test 121 ºC (23) Tcon 151 ºC

Cp 4 019 J/kg⋅ºC (22) λ 2 166 kJ/kg (23)

k 0,616 W/m⋅ºC (22) Densidad 917 kg/m3(23, 30)

k 0,687 W/m⋅ºC (23, 30)

Viscosidad 0,18 mPa⋅s (23, 30)

Tanque de acero inox. Agua de enfriamiento

Dt 1 m Temp. 15 ºC

Dch 1,03 m Flujo Vol. 0,01 m3/s


Hch 1,30 m Flujo másico 35 935 kg/h

Achaqueta 4,22 m2 Vel. 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)

kacero 16,3 W/m⋅ºC (30) Viscosidad 1,004 mPa⋅s (23, 30)

ε 0,17 Fracción de gas

retenido k 0,597 W/m⋅ºC (23, 30)

c) Coeficiente de película del lado del proceso.

hi Dt⋅

k0.14 Nd0.33

⋅ Pr0.33⋅

µmµmw

⎛⎜⎝

⎞⎠

0.14−

hi = 823,70 kcal/h⋅m2⋅ºC

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:

25.023

3.1 ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛∆

=TDmlgkho µ

λρ ho = 4544,02 kcal/h⋅m2⋅ºC

Donde:

( ) ( ) C

TinTvapTestTcond

TinTvapTestTcondTml º25.65ln

=

−−

−−−=∆

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)


e) Coeficiente de película del lado de la chaqueta para la fase de enfriamiento, la

correlación a emplear es la siguiente:


µa⎛⎜⎝

⎞⎠

0.2−⋅

Cpa µa⋅

ka⎛⎜⎝

⎞⎠

2−

3⋅ Cpa⋅ G⋅

µaµaw

⎛⎜⎝

⎞⎠

0.14⋅

hj = 561 118,09 kcal/h⋅m2⋅ºC

f) Coeficiente global de transferencia de calor para la fase de calentamiento y

enfriamiento.

Uch 602,19 kcal/h⋅m2⋅ºC Calentamiento

Uch 693,33 kcal/h⋅m2⋅ºC Enfriamiento

Uch1

1hio

1hjo

+ 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:

238.4 mAchaqueta =

8. Diseño del ciclo 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:


Calentamiento: T=TH(1+βe-αt)

(6) H

Ho

TTT −

=βMCpUa

=α

Enfriamiento: T=Tco(1+λe-υt)

⎪⎭

⎪⎬⎫

⎪⎩

⎪⎨⎧

−⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛= '1' WCp

UA

eMCpWCpν

co

coo

TTT −

=λ(6)

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 (m2)

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 2,40 h-1

β -0,309 λ 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


10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

110

120

130

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 1

Tiempo (min)

Tem

p (ºC

)

B. stearothermophillus

10

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)


Tabla 10. Criterios de muerte térmica.

mo. B. stearothermophillus

no 1x106 ml-1

No 1,1x1012 células

Ea 282,46 kJ/mol

A 4,93x1037 min-1

∇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 22,87 22,29

Así, se obtiene el Nabla de diseño Nabla Total de Diseño

VT = Ln(N0/N) 34,50


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. Determinación de las especificaciones geométrica 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/cm2

Temperatura del vapor en la chaqueta de 151 ºC

Presión en una fermentación aeróbica presurizada a 5 kg/cm2

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.


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.

Parte del tanque

Espesor

calculado

(mm)

Espesor

comercial

(in)

Presión máxima de

trabajo permitida

(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

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/cm2 (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)


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 sistema 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.


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

(in)

Número de

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


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 2⋅

Dor1 5ρ 1⋅

⋅:=2113,0

cmkgP =∆

Esta caída de presión se adiciona a la presión de operación para tener la presión mínima

requerida a la entrada del difusor.

222 3,6113,018,6 cmkg

cmkg

cmkgP

PPP

aire

opaire

=+=

∆+=

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.


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

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 CO2. Ninguna interferencia cruzada de

ácidos orgánicos volátiles. Una membrana nueva y sofisticada permite sólo el paso de

CO2 lo cual garantiza resultados exactos.

Figura 9. Sensor de CO2 disuelto. Mettler Toledo.

Descripción

Completo sistema de medida. El sistema se compone del

sensor InPro5000 de CO2 y del transmisor 5100e de CO2. 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.


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

25 °C (aire --> N2)

90 % del valor final inferior 120 seg. (a 25 °C de aire de

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

mecánica

3 bar (43 psi) a 25 °C (77 °F)

Interferencia interferencias conocidas: SO2, NH3, H2S

Material en contacto con el

medio

acero inoxidable DIN 1.4435 (similar a AISI 316L),

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)


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.


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

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).

Figura 11. Sensor de O2 dis. Mettler Toledo.

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 O2 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


Apto para autoclave sí

Material en contacto con

el medio

acero inoxidable (AISI316L) con certificado 3.1B

Tiempo de respuesta a

25 °C (aire --> N2)

90 seg.


mecánica

máx. 12 bar (174 psi) absoluto

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.


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

rentabilidad, control de proceso en tiempo real sin análisis tediosos de muestreo aleatorio.

Figura 12. Electrodo de pH. Mettler Toledo.


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)


(bar)

sobrepresión de hasta 6 bar (87 psi)

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.


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,

conexiones de proceso higiénicas: metal sobre metal con la rosca,

abrazadera, Diary y Variven. Termómetro compacto hecho totalmente de acero inoxidable

Figura 13. Sensor de temperatura. Omningrad.


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

Figura 14. Sensor de espuma. Mettler Toledo.

Punta de prueba parcialmente aislada para el uso en alimentos.

Detección del límite conductivo en recipientes con líquidos como

leche, jugos de fruta, cerveza.


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.


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.


Figura 15. Manómetro. Mettler Toledo.

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.

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


Sensor de Biomasa

Figura 16. Sensor de biomasa. Aber Lab.

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

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

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.

Figura 17. Disco de ruptura. Elfab.



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 <1 (a prueba de fallos)

Elenquiedad Medio

Tolerancia +/- 10% (rango de fabricación cero)

Capas protectoras Disponible en ambos lados


Válvulas de Seguridad de Resorte Directo con Asiento Blando

Las válvulas de seguridad de Funcionamiento Realzado de estilo convencional, serie F80

modelos F84/F85, con actuación súbita (de chasquido) y cierre ajustable. Material en

acero inoxidable 316 o latón, con asiento de teflón. Conexiones roscadas. Hay materiales

especiales como Hastelloy o Monel de acuerdo a lo requerido. Hechas por la Sección VIII

del Código ASME.

Figura 18. Válvula de seguridad. Elfab.

Especificaciones

Conexiones: Entrada de ½ in

Núm. de orificio: -10

Presión de apertura: 8 bar (116 psi)

Límites de temperatura: -423 a +525 °F / -252 a +273 °C

Accesorios: Para servicio del aire, con palanca de apertura.

d) Aditamentos de visibilidad y toma de muestras.

Mirilla Lateral Rectangular

Las mirillas de nivel rectangulares RSGRR permite la

observación del nivel de un líquido o de una reacción en el

interior de depósitos, silos, mezcladores, secaderos,

evaporadores, etc.

Figura 19. Mirilla lateral. Vetro MM.

Montaje: La brida inferior se une a la pared, o sobre la pared del

depósito.

Dimensiones nominales: Longitud de 400 x 70 mm, con orificio de

visión de 354 x 18 mm.

Condiciones de servicio: Presión nominal: 16 bar. Presión de

Vacío. 243 ºC con cristal de borosilicato según DIN 7081

Ejecuciones: Cuerpos en acero inoxidable 316. Juntas en PTFE.

Cristales: Borosilicato según DIN 7081, Transparentes.


Mirilla Superior Circular

Figura 20. Mirilla superior. Vetro MM.

Las mirillas redondas posibilitan la observación y si están

provistas de proyector la iluminación del interior de calderas,

secadores, mezcladores, evaporadoras, centrífugas, etc.

Montaje: La brida inferior se suelda a la pared o sobre la

pared del depósito, y sobre esta se atornilla la mirilla.

Dimensiones nominales: Diámetro Nominal de 80 mm, con orificio de visión de 100 mm.

Condiciones de servicio: Presión nominal: 16 bar, Presión de Vacío, Temperaturas

máximas admitidas: 280 ºC con cristal de borosilicato según DIN 7080

Ejecuciones: Acero inoxidable 316. Juntas en PTFE. El acabado de la brida puede ser

engomado ó esmaltada.

Tomamuestras

La conexión del tomamuestras cerca del punto de muestreo

asegura la obtención óptima de una muestra representativa y

sin contaminación. El tomamuestras tipo DPM en

configuración abierto/cerrado permite que el producto fluya

directamente hacia el tomamuestras, a través de una válvula

de dos vías.

Figura 21. Tomamuestras. Dopak.

Especificaciones

Material: SS316, SS316L.

Tipo de protector: Protector de 60cc con retén de botella.

Racor de agujas: Racor de agujas VTO de una sola pieza con venteo

hacia la conexión de ¼ in NPT-H.

ID de aguja de proceso/venteo: 1,35 mm.

Válvula: Válvula de bola de tres vías tipo W83.

Asientos PTFE, juntas Viton A.

Rango de presiones 103 bar @ 20°C (1500 psig @ 70°F).

Rango de temperaturas -17/+232 °C (0/+450 °F).

Operación: Manual.

Conexiones: ¼ in NPT-H.


12. Ubicación de los puertos en el biorreactor.

Los requerimientos de instrumentación del biorreactor y las conexiones que debe tener

con otros equipos auxiliares determinan el número y tipo de boquillas y puertos con que el

equipo debe ser construido.(1)

Las entradas que se han determinado así como su distribución se enlistan a continuación

y pueden se localizados en los dibujos anexos del reactor.

Tabla 13. Distribución de boquillas y puertos.

Clave Boquillas Diámetro

(mm) Tipo Localización

B1 Adición de álcali 25 Roscada

Cabeza

superior

B2 Adición de acido 25 Roscada

Cabeza

superior

B3 Medio de cultivo e inóculo 25 Soldada

Cabeza

superior

B4 Venteo de gases 25 Soldada

Cabeza

superior

B5 Mirilla tapa superior 80 Bridada

Cabeza

superior

B6 Sensor de formación de espuma 25 Roscada

Cabeza

superior

B7 Manómetro en la cabeza 13 Roscada

Cabeza

superior

B8 Válvula de seguridad 13 Roscada

Cabeza

superior

B9 Disco de ruptura 50 Bridada

Cabeza

superior

B10 Aire a difusor 13 Bridada

Casco de

tanque

B11 Entrada de agua a la chaqueta 13 Roscada

Casco de

chaqueta

B12 Salida de agua a la chaqueta 13 Roscada

Casco de

chaqueta


B13

Salida de condensados en la

chaqueta 13 Roscada

Casco de

chaqueta

B14 Mirilla lateral 400 x 70 Bridada

Casco de

tanque

B15 Electrodo de pH 25 Pg13.5

Casco de

tanque

B16 Electrodo de O2 disuelto 25 25 mm

Casco de

tanque

B17 Electrodo de CO2 disuelto 25 Pg13.5

Casco de

tanque

B18 Sensor de biomasa 25 25 mm

Casco de

tanque

B19 Sensor de temperatura 25 25 mm

Casco de

tanque

B20 Toma de muestras 6,4 1/4" NPT-H

Casco de

tanque

B21 Dreno 36 Soldada

Cabeza

inferior

13. Requerimiento de un sistema de agitación.

Ya en esta etapa podemos entender por completo que las fermentaciones que se

realizarán son en condiciones anaeróbicas por lo que la agitación que conlleva este

proceso es mínimo y esa agitación es proporcionada por el asenso de los gases de la

fermentación, así que esto ayuda a mantener una condición homogénea dentro del

reactor y de esta forma no requerimos instalar un sistema de agitación mecánico.

Si nosotros instalamos un agitador aun cuando sea a una mínima velocidad de giro

podemos ocasionar que se rompa la condición anaeróbica disminuyendo la productividad

de la fermentación por lo que no es recomendable agitar.

Si consideramos que en alguna ocasión se usara para producir biomasa o fermentaciones

aeróbicas la agitación necesaria para que se mantenga una condición homogénea en el

medio es producida por la agitación neumática al insuflar aire por el dispersor, por lo que

una vez más no es necesario instalar un agitador mecánico.


14. Determinación de los servicios necesarios para el biorreactor.

El diseño de cualquier equipo es incompleto si se dejan de lado los equipos auxiliares sin

los cuales no podría funcionar de manera adecuada. Todos los equipos auxiliares se

encuentran relacionados con el equipo principal (biorreactor) constituyendo un sistema de

fermentación funcional. La determinación de los equipos auxiliares y de sus

características principales es información indispensable para la elaboración del diagrama

de flujo del sistema y posteriormente para desarrollar el diagrama de tubería e

instrumentación.(1)

Como recordaremos, este equipo no es el único del proceso por lo que determinar los

equipos auxiliares compromete la distribución en el área de proceso además no se va a

calcular una caldera, un intercambiador de calor y un compresor sólo para este equipo; y

únicamente se calcularon los requerimientos y se especificaron las características del

vapor, fluido de enfriamiento y presión de aire para el difusor.

Vapor a la chaqueta.

• Vapor saturado

• Presión de 4 kg/cm2

• Flujo másico de 321 kg/h

• Fase de calentamiento de 40,8 min

• Fase de mantenimiento de 12,5 min

Vapor para los puertos.

• Vapor saturado

• Presión de 4 kg/cm2

Fluido de enfriamiento.

• Agua a 15 ºC

• Velocidad de 0,03 m/s

• Flujo másico 271,77 kg/h

Aire para difusor.

• Aire estéril

• Flujos de aire de 0,1 a 1 vvm

• Flujo másico de 72,27 kg/h @ 1 vvm


• Presión mínima de entrada de 6,3 kg/cm2

• Caída de presión en el último orificio de 0,113 kg/cm2

Antiespumante.

• Como la fermentación del jugo no produce demasiada espuma ya que no hay

tanta agitación y además es un alimento, no es necesario adicionar un

antiespumante pero en caso de que se requiera adicionar es necesario revisar

las normas de la FDA o la Federal Register de USA. volumen 55, núm. 118, 19

de junio de 1990.(4)

• Algunos agentes antiespumantes recomendados por esta reglamentación son: el

Polioxietileno 40 monoestearato, el dióxido de silicio, dimetilpolisiloxano,

monoestearato sorbitán, glicerilmonooleato y glicerildioleato. Los agentes

antiespumantes que son activos al 100% se usan en cantidades que no excedan

de 0,018 g/L de vino, los agentes antiespumantes que son activos al 30% se

usan en cantidades que no excedan de 0,05 g/L de vino. El dióxido de silicio se

eliminará completamente por filtración. La cantidad de sílice restante en el vino

no excederá de 10 partes por millón.(4)

Ácidos y Álcali.

• Como podemos ver en la tabla 1, a lo largo de la fermentación hay formación de

compuestos ácidos los cuales ya disminuyen el pH por lo que no requiere que se

adicione más ácidos a la fermentación.

• Si se requiere la adición de algún álcali es necesario revisar las normas de la

FDA o la Federal Register de USA. volumen 55, núm. 118, 19 de junio de 1990.

Para ver cuales soluciones son permitidas usar. (4)

• Aun así para ajustar la acidez y/o el pH en este tratamiento no se debe reducir a

menos de 2,8 y no aumentar a más de pH 4,5. Se puede usar bicarbonato de

potasio en cantidades que no excedan los 4,19 g/L de vino y citrato de potasio

en cantidades menores a los 3 g/L.(4)


15. Localización del reactor en el área de proceso.

Obviamente no podemos especificar la localización del reactor en el área de proceso ya

que este no es el único equipo en todo el proceso de vinificación. Lo que si podemos

especificar o recomendar para este equipo son las características mas acordes para su

contención como lo son el tipo de cuarto, calidad del aire y el área mínima por reactor

para facilitar su operatividad y mantenimiento.(33)

En cuanto al área requerida esta deberá de ser aproximadamente de 4 m2, esto ya que el

reactor tiene un diámetro de un metro, así dejamos medio metro más de radio para la

instalación de tuberías y el operador del reactor podrá realizar su mantenimiento sin

problemas de efectos estéricos con los demás equipos. El reactor deberá ubicarse, por lo

menos, a medio metro de altura por arriba del piso. Esto cumpliendo con las

recomendaciones de las prácticas de buena manufactura para garantizar su limpieza

tanto del equipo como de los materiales que se procesan.(33)

El reactor debe de estar contenido en un cuarto limpio con aire de clase 100 como

mínimo. Esto es, que en el aire no debe de haber más de 100 partículas de polvo de 0,5

µm de tamaño por pie cúbico de aire con el fin de tener un ambiente limpio y evitando el

flujo de contaminantes. Con respecto a la temperatura y humedad se recomienda que la

temperatura se ubique entre los 19 ºC y 25 ºC y la humedad entre un 40% y 55%, con el

objeto de tener un ambiente agradable para los operarios ya que en determinada etapa de

operación del reactor se produce demasiado calor y este tiene que ser removido del

ambiente.(33)

Las superficies de las paredes deben de ser lisas, lavables y resistentes a la erosión y

corrosión; el techo debe de estar a una altura considerable para mantener una buena

iluminación, una temperatura y humedad controlable que permita el mantenimiento del

reactor. El arreglo de tuberías se debe de realizar tratando de reducir trayectorias para

minimizar los costos de instalación y mantenimiento.(33)

16. Ingeniería Económica.

La maquila del reactor fue estimado en BALPER Toluca, Estado de México, para esto se

proporcionaron los datos de especificación del reactor que fueron calculados

anteriormente, dándonos un costo aproximado de 300 mil pesos MN más gastos de

transportación, instalación e impuestos, lo cual ascendería un 30% más, a esto falta


adicionar todos los electrodos que se especificaron, válvulas y accesorios lo cual

representan un 30%, a lo que el reactor tendría un coste de 500 mil pesos

aproximadamente.


VII. CONCLUSIONES

Sin duda alguna al diseñar un equipo de proceso nos encontramos con un sin fin de

variables de diseño como de operación y nuestro interés principal es asignarles un valor a

cada una de esas variables. El proceso se complica cuando encontramos que no hay

tantas ecuaciones que correspondan al cálculo de todas esas variables, por lo que hay

que considerar muchas cosas que fijaran los grados de libertad que tenemos para

restringir el diseño.

Una gran consideración que se hizo en todo momento es que las propiedades

fisicoquímicas de todos los fluidos implicados en el proceso no cambiaban con respecto a

la temperatura y el tiempo, y como sabemos eso no ocurre ya que todas las propiedades

van a cambiar con respecto a la temperatura a la que se encuentran y a que en la

fermentación hay cambios en la composición del medio ya que aparecen y se

desaparecen o transforman otros compuestos que alteran el medio. Pero esta

consideración tiene como objetivo el simplificar los cálculos que serían complejos debido

a que tendríamos que calcular en forma puntual cómo se comporta el sistema a cada

cambio de temperatura y esto implicaría desarrollar una simulación del proceso en un

software.

Las bases de diseño del equipo que se tienen hasta la fecha están dadas por: la

productividad de S. uvarum; el tipo de sistema de fermentación que es por lote, en

anaerobiosis; la naturaleza del producto que es un vino de tuna; el volumen de trabajo del

fermentador que es de 1000 Litros; el tipo de intercambiador de calor que es una

chaqueta simple; y los fluidos de servicio que son agua y vapor de agua que

corresponden respectivamente a la remoción de calor y esterilización.

El área de la chaqueta que se requerirá será la que se calculó para la remoción de calor a

una concentración de 160 g/L de sustrato, ya que esta satisface una esterilización en

menos de 110 min.

El tipo de biorreactor que se seleccionó fue un tanque cilíndrico vertical con el criterio de

tanques sometidos a presión interna; el material a usar es acero inoxidable 316 SA-240;

con base elipsoidal soldada y una cabeza toriesférica bridada para permitir el

mantenimiento interno del recipiente.


El difusor que se diseño permite mantener flujos de hasta 1 vvm con una caída de presión

pequeña, también se debe de construir en acero inoxidable de acuerdo a lo especificado,

los diámetros de los orificios permiten la continuidad del flujo de aire el cual entra a una

presión de 6,3 kg/cm2.

La instrumentación que se seleccionó y especificó es la más recomendada para el

proceso ya que estos son funcionales operativamente en el intervalo y en las condiciones

de operación tanto en la fermentación como en la esterilización, así como en los procesos

de limpieza del equipo. El inconveniente que se presentó fue el de obtener los costos ya

que hubo complicaciones en la comunicación con las empresas, aun así logramos obtener

en que porcentaje estaba el costo de todos estos accesorios con respecto al reactor.

La ubicación de los puertos se realizó de forma tal que no hubiera problemas durante su

montaje y desmontaje del reactor, también se ubicaron de acuerdo a su optima

funcionalidad.

Debido a que las fermentaciones son anaeróbicas y aun cuando no sabemos si se

realizaran fermentaciones aeróbicas, el difusor permite mantener una buena agitación y

una reología turbulenta en el medio, por lo que no es necesaria una agitación mecánica.

La determinación de los servicio auxiliares se realizó especificando las características de

los fluidos que intervendrán, aunque no se especificaron los equipos ya que este reactor

no es el único equipo en la planta.


VIII. RECOMENDACIONES PARA TRABAJO FUTURO

1. Realizar una cotización más completa y detallada del equipo.

2. Construir el biorreactor de acuerdo a lo especificado.

3. Instalar y ubicar el reactor en el área de proceso.

4. Realizar el diagrama de flujo así como el diagrama de tubería e instrumentación.

5. Realizar el arranque y puesta en operación del biorreactor.


IX. BIBLIOGRAFÍA

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2. Atkinson, B. Biochemical Engineering and Biotechnology Handbook. The Nature

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3. BALPER INSTALACIONES S.A. DE C.V. Ing. Joel Vergara, Toluca, Edo. de México,

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4. Boulton, R. Singleton, U. Bisson, L. Kunkee, R. Teoría y Práctica de la Elaboración del

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5. Cao. Intercambiadores de Calor, 1999.

6. Castillo, E. Apuntes de Procesos de Transferencia de calor. Bioingeniería-UPIBI-IPN,

2001.

7. Castorena, G. González, L. Tesis. Diseño de Biorreactores a Nivel Piloto. UPIBI, Abril

1995.

8. Colección fotográfica de Jesús Mendoza Gardea, tomadas en diversos lugares,

México, 2005.

9. Contexto. Reporte Semanal. Estado de México, mayo, 2005.

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10. Corona, J. Proyecto: Producción de levadura en melaza. PTE-033. Efecto de la

recirculación del agua de primera centrifugación sobre los parámetros de

fermentación, corrida 39, julio 1989, CINVESTAV-IPN.

11. Crane. Flujo de fluidos en válvulas, accesorios y tuberías. McGraw Hill, México, 1989.

12. Crueger, W. y Crueger, A. Biotecnología: Manual de Microbiología Industrial. Acribia,

España, 1989.

13. Cruz, I. Función del recipiente, 2004.

http://www.ilustrados.com/publicaciones/EpZluEAlkFBsDDkxBP.php

14. El Grupo Zacatecas. 2004. Zacatecas.net. www.zacatecas.net./displayarticle145.html

15. Elfab. www.elfab.com, 2006.

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17. García, E. Elaboración de jugo de tuna. UPIBI-IPN, 2005.

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19. Geankoplis, C. Procesos de transporte y operaciones unitarias. 3º Ed. Continental,

México, 1998.

20. González, R. Morales, T. Conservación de una variedad de tuna (Burrona) bajo

diferentes manejos poscosecha. Ciencia UANL. Vol. VI. No. 3, junio–septiembre 2001.


21. Heldman, D. Lund, D. Handbook of Food Engineering. Dekker, USA, 1992.

22. Ibarz, A. Barbosa, G. Operaciones Unitarias en la Ingeniería de Alimentos. Technomic,

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24. Lehninger, A. Principios de Bioquímica. 2º Ed. Omega, Barcelona, 1995.

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2004.

26. Mettler Toledo Inc. México, 2006.

27. NOM-113-SSA-1-1994. Cuenta en placa de microorganismos coliformes totales en

placa. México, 1994.

28. Ordaz, L. Orozco, C. Apuntes de Bioingeniería. Bioingeniería-UPIBI-IPN, 2004.

29. Ortega, C. Morales, O. Flores, L. Proyecto: Producción de levadura en melaza. PTB-

008. Manual de operación del proceso de producción de levadura torula en planta

piloto. Cap. 30 Ton/mes, enero 1991, CINVESTAV-IPN.

30. Perry, R. Green, D. Perry’s Chemical Engineers’ Handbook. McGraw Hill, 1999.

31. Rase, F. y Barrow, M. Ingeniería de proyectos para plantas de proceso. Continental,

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32. Salas M. Procesamiento y Calidad de sidra en Valdivia-Chile. Agro Sur. [online]. 1999,

vol. 27, no. 1 [citado 7 octubre 2005], pp. 1-9.

<http://mingaonline.uach.cl/scielo.php?script=sci_arttext&pid=S0304-

88021999000100001&lng=es&nrm=iso>. ISSN 0304-8802.

33. Salas, S. Diseño de Plantas Biotecnológicas, 2006, UPIBI-IPN.

34. Scragg, Alan. Biotecnología para Ingenieros. Sistemas biológicos en procesos

tecnológicos. Limusa, México, 1999.

35. Universidad Inca Garcilazo de la Vega. Perú. 2005

http://www.prodiversitas.bioetica.org/tuna.htm

36. Vetro MM lux. 2006.

37. Vogt, Ernst. Jacob, Ludwig. Lemperie, Edmund. Wess, Erich. El Vino: obtención,

elaboración y análisis. 9ª Ed. Acribia, España, 1986.


X. ANEXOS

1) Cronograma de actividades desarrolladas.

2) Cinética para Saccharomyces uvarum con 80 g/L de sustrato.



5) Memoria de Cálculo.

6) BVT-01. Dimensiones Generales.

7) BVT-02. Dimensiones de la chaqueta.

8) BVT-03. Diagrama mecánico.

9) BVT-04. Tapa superior.

10) BVT-05. Tapa inferior.

11) BVT-06. Cortes A-A’ y B-B’

12) BVT-07. Detalle de difusor.

13) BVT-08. Detalles.


ANEXO 1. CRONOGRAMA DE ACTIVIDADES 2005 2006

ACTIVIDADES A REALIZAR may jun jul ago sep oct nov dic ene feb mar abr may

Búsqueda de propiedades fisicoquímicas de medios de cultivo a base de jugos de frutas para la producción de etanol Búsqueda de las constantes cinéticas de microorganismos para la producción de etanol Calcular los rendimientos máximos teóricos de los microorganismos productores de etanol y determinar la capacidad de producción Determinar el volumen de los tanques con que cuenta el Industrial Determinar el calor generado por actividad microbiana en condiciones anaeróbicas Determinar el Coeficiente Global de Transferencia de calor del reactor y obtener el área requerida para la transferencia de calor Determinar el tipo de sistema de enfriamiento y esterilización del reactor y determinar el área requerida para el proceso de esterilización Diseñar el ciclo de esterilización del reactor Determinar las especificaciones geométricas del reactor Diseñar el sistema de aireación, difusor, diámetro de orificios, ubicación y tipo de materiales Determinar las necesidades de instrumentación para el monitoreo de las variables de proceso Ubicar puertos para inóculo, medio de cultivo, electrodos, salida de caldo de fermentación, etc. Analizar si se requiere un sistema de agitación Realizar la localización del reactor en el área de proceso Realizar la determinación de los servicios necesarios para el biorreactor Presentación del Reporte Final


______________________________________________________

ANEXO 2. Cinética para Saccharomyces uvarum 80 g/L

I. Constantes cinéticas

gcelgsus hr⋅

h 1− µmax 0.55:= α 2.2:= ms 0.04:=

β 0.0:= gL

gcelgsus

Ks 40:= yg 0.33:= η 1:=

II. Cultivo por lote

Duración del cultivo : Condiciones iniciales: gcel

L xo_lote 0.1:= tiempo de generación = tg

tgln 2( )µmax

:= gsusL

tg 1.26= so_lote 80:=

gprodL

tfinal 16 tg⋅:= tfinal 20.164= po_lote 0:=

I_lote

xo_lote

so_lote

po_lote

⎛⎜⎜⎝

⎞

⎠:=

Resolución del sistema de ecuaciones diferenciales:

D t I,( )

µmaxI1⋅

Ks I1+I0⋅

1−µmaxI1⋅

Ks I1+⋅

⎛⎜⎜⎝

⎞

⎠I0⋅

yg

ms yg⋅µmax I1⋅

Ks I1+

1+

αµmaxI1⋅

Ks I1+

⎛⎜⎜⎝

⎞

⎠

η

⋅

⎡⎢⎢⎣

⎤⎥⎥⎦

β+

⎡⎢⎢⎣

⎤⎥⎥⎦

I0⋅

⎡⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎣

⎤⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎦

:=

número de cálculos = cálc

cálc 50:=

R Bulstoer I_lote 0, tfinal, cálc, D,( ):=


______________________________________________________

Presentación gráfica de la simulación del cultivo:

n 0 cálc..:= xo_lote 0.1=

0 2.02 4.03 6.05 8.07 10.08 12.1 14.11 16.13 18.15 20.16

10

20

30

40

50

60

70

80

biomasaGlucosaEtanol

tiempo (hr)

conc

entra

ción

(g/l)

Rn 4,

Rn 3,

Rn 0,:= Productividad del microorganismo

Tiempo Biomasa Sustrato Producto Productividad (h) (g/L) (g/L) (g/L) (g/hL)

Rn 0,

00.403

0.807

1.21

1.613

2.016

2.42

2.823

3.226

= Rn 1,

0.10.116

0.134

0.156

0.181

0.209

0.243

0.281

0.326

= Rn 2,

8079.95

79.892

79.825

79.747

79.657

79.552

79.431

79.291

= Rn 3,

00.035

0.076

0.123

0.177

0.241

0.314

0.399

0.497

= Rn 4,

00.087

0.094

0.101

0.11

0.119

0.13

0.141

0.154

=


______________________________________________________



gcelgsus hr⋅

h 1− µmax 0.55:= ms 0.04:= α 2.2:=

β 0:= gL

gcelgsus

Ks 70:= yg 0.33:= η 1:=


Duración del cultivo: Condiciones iniciales:

gcelL

xo_lote 0.1:= tiempo de generación = tg

gsusL

tgln 2( )µmax

:= tg 1.26= so_lote 120:=

gprodL

po_lote 0:= tfinal 18 tg⋅:= tfinal 22.685=

I_lote

xo_lote

so_lote

po_lote

⎛⎜⎜⎝

⎞

⎠:=


D t I,( )

µmaxI1⋅

Ks I1+I0⋅

1−µmaxI1⋅

Ks I1+⋅

⎛⎜⎜⎝

⎞

⎠I0⋅

yg

ms yg⋅µmax I1⋅

Ks I1+

1+

αµmaxI1⋅

Ks I1+

⎛⎜⎜⎝

⎞

⎠

η

⋅

⎡⎢⎢⎣

⎤⎥⎥⎦

β+

⎡⎢⎢⎣

⎤⎥⎥⎦

I0⋅

⎡⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎣

⎤⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎦

:=


cálc 50:=



______________________________________________________



0 2.27 4.54 6.81 9.07 11.34 13.61 15.88 18.15 20.42 22.68

18.75

37.5

56.25

75

93.75

112.5

131.25

150


tiempo (hr)

conc

entra

ción

(g/l)

Rn 4,

Rn 3,

R Productividad del microorganismo n 0,

:=

Tiempo Biomasa Sustrato Producto Productividad (h) (g/L) (g/L) (g/L) (g/Lh)

Rn 0,

00.454

0.907

1.361

1.815

2.268

2.722

3.176

3.63

= Rn 1,

0.10.117

0.137

0.16

0.188

0.22

0.257

0.301

0.352

= Rn 2,

120119.946

119.883

119.81

119.724

119.623

119.505

119.367

119.206

= Rn 3,

00.038

0.082

0.133

0.193

0.264

0.346

0.442

0.555

= Rn 4,

00.083

0.09

0.098

0.106

0.116

0.127

0.139

0.153

=


______________________________________________________



gcelgsus hr⋅

h 1− µmax 0.55:= ms 0.04:= α 2.2:=

β 0:= gL

gcelgsus

Ks 80:= yg 0.33:= η 1:=


Duración del cultivo: Condiciones iniciales:

tiempo de generación = tg gcelL

xo_lote 0.1:= tg

ln 2( )µmax

:= tg 1.26= gsus

L so_lote 160:=

tfinal 17.5 tg⋅:= tfinal 22.055= gprod

L po_lote 0:=

I_lote

xo_lote

so_lote

po_lote

⎛⎜⎜⎝

⎞

⎠:=


D t I,( )

µmaxI1⋅

Ks I1+I0⋅

1−µmaxI1⋅

Ks I1+⋅

⎛⎜⎜⎝

⎞

⎠I0⋅

yg

ms yg⋅µmax I1⋅

Ks I1+

1+

αµmaxI1⋅

Ks I1+

⎛⎜⎜⎝

⎞

⎠

η

⋅

⎡⎢⎢⎣

⎤⎥⎥⎦

β+

⎡⎢⎢⎣

⎤⎥⎥⎦

I0⋅

⎡⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎣

⎤⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎦

:=


cálc 50:=



______________________________________________________



0 2.21 4.41 6.62 8.82 11.03 13.23 15.44 17.64 19.85 22.05

25

50

75

100

125

150

175

200


tiempo (hr)

conc

entra

ción

(g/l)

R Productividad del microorganismo n 4,

Rn 3,

Rn 0,:=

Tiempo Biomasa Sustrato Producto Productividad (h) (g/L) (g/L) (g/L) (g/Lh)

Rn 0,

00.44

0.88

1.32

1.76

2.21

2.65

3.09

3.53

= Rn 1,

0.10.12

0.14

0.16

0.19

0.22

0.26

0.31

0.36

= Rn 2,

160159.94

159.88

159.8

159.71

159.61

159.49

159.34

159.17

= Rn 3,

00.04

0.08

0.14

0.2

0.27

0.36

0.46

0.58

= Rn 4,

00.09

0.1

0.1

0.11

0.12

0.14

0.15

0.16

=


ANEXO 5. Memoria de Cálculo

Determinación del área de transferencia de calor para la remoción de calor generado por actividad metabólica en un Tanque de Acero inoxidable de 1000Lts.

HtDt

2 Ht 2m:= Dt 1m:=

Vtπ

4Dt2⋅ Ht⋅:= Vt 1.571m3

= Volumen del tanque

Rel70100

:= Porcentaje de operación Rel 0.7=

Vop 1.1 m3= Volumen de operación al 70% Vop Rel Vt⋅:=

Altura del medio de cultivo sin airear HL Rel Ht⋅:= HL 1.4 m=

Altura máxima de la chaqueta Hch HL:= Hch 1.4 m=

Atanque 4.398m2

= Área del envolvente del tanque Área de transferencia de calor proporcionada por el tanque

Atanque π Dt⋅ Hch⋅:=

Ecuación de Balance de calor Qmet Qag+ Qgas+ Qacc Qech+ Qevap+ Qsen+

El calor generado es el metabólico y es el que hay que retirar con agua de enfriamiento

Qgen Qmet Qech Qagua

Qmet Qagua

Determinación del Flujo de Calor metabólico en condiciones Anaerobias y como sustrato Glucosa

Qmet Vop µ⋅ X⋅1

Ykcal⋅ Vop

dX

dt

Ykcal⋅ dX

dtYsgluc

Calor metabólico

Rendimiento para glucosa Ysgluc Ys s⋅ µ⋅

Parámetros cinéticos para S. cerevisiae

µ 0.55hr 1−

:= Vel. específica de crecimiento

Ys 0.033gg

:= Rendimiento con base al sustrato


Ykcal 0.42

gkcal

:= Rendimiento con base a la energía liberada por la levadura

s1 80gL

:= s2 120gL

:= s3 160gL

:= Concentraciones de sustrato a considerar su posible uso

Ysgluc1 Ys s1⋅ µ⋅:= Ysgluc2 Ys s2⋅ µ⋅:= Ysgluc3 Ys s3⋅ µ⋅:=

Qmet1 VopYsgluc1Ykcal

⋅:= Qmet2 VopYsgluc2Ykcal

⋅:= Qmet3 VopYsgluc3Ykcal

⋅:=

Qmet1 3.801 103×

kcalhr

= Qmet2 5.702 103×

kcalhr

= Qmet3 7.603 103×

kcalhr

=

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:= Ancho del ánulo J 0.5in:= J 0.013m=

Temp. de fermentación Top 30ºC:= ms

vch 0.03:= Vel. del líquido Temp. de entrada de líquido de enfriamiento Temp. de salida de líquido de enfriamiento

Tin 15ºC:=

lbp 0.01m:= Tsal 17ºC:=

De4 J⋅ lbp⋅

lbp m⋅:= Diámetro equivalente

del ánulo De 0.051= m

Propiedades fisicoquímicas del jugo de tuna

Propiedades fisicoquímicas del agua de enfriamiento

kg

m3 ρa 998.2:= kg

m3 ρ 1110:=

µ 7.54 10 3−⋅:= Pa s⋅

µa 1.004 10 3−⋅:= Pa s⋅

Correlación para jugos de frutas

Cp 0.837 3.349 0.95⋅( )+[ ] 1000⋅:= Jkg ºC⋅

Cpa 4182:= J

kg ºC⋅ Cp 4.019 103

×=


Correlación para jugos de frutas

k 0.148 0.493 0.95⋅( )+:=

Wm ºC⋅

Wm ºC⋅

k 0.616= ka 0.597:=

Determinación del Coeficiente de película por el lado del proceso para la chaqueta

ºFºC1.8

:=

hio 150BTU

hr ft2⋅ ºF⋅

:= hio 732.364

kcal

hr m2⋅ ºC⋅

=

Coeficiente de película en kcal

Determinación del Coeficiente de película por el lado de la chaqueta


µa⎛⎜⎝

⎞⎠

0.2−⋅

Cpa µa⋅

ka⎛⎜⎝

⎞⎠

2−

3⋅ Cpa⋅ G⋅

µaµaw

⎛⎜⎝

⎞⎠

0.14⋅ Ecuación de Stanton en

chaqueta

G ρa vch⋅kg

m2s⋅:= G ρa vch⋅

Densidad de flujo del fluido de servicio

G 1.078 105×

kg

hr m2=


µa⎛⎜⎝

⎞⎠

0.2−⋅

Cpa µa⋅

ka⎛⎜⎝

⎞⎠

0.66−⋅ Cpa⋅ G⋅

m2 s⋅kg

⋅:=

W

m2ºC hj 183.756=

hjo hj 0.86⋅kcal

hr m2ºC⋅:= hjo 158.03

kcal

hr m2⋅ ºC⋅

= Coeficiente de película en kcal

Determinación del Coeficiente de transferencia de calor limpio para la chaqueta

Uch1

1hio

1hjo

+ hac+

Coef. de Transf. de calor limpio


xw14

in:= xw 6.35 10 3−× m= Espesor de la lámina de acero inox

kw 19W

m ºC⋅:= kw 16.337

kcalhr m⋅ ºC⋅

= Conductividad térmica del acero inox

hac 3.887 10 4−×

m2 hr⋅ ºC⋅

kcal= hac

xwkw

:=

Uch1

1hio

1hjo

+ hac+

:= Uch 123.731kcal

hr m2⋅ ºC⋅

= Coeficiente para la chaqueta

Determinación de la ∆T

∆TTop Tsal−( ) Top Tin−( )+

2 Gradiente de Temperatura para

la remoción de calor

∆T

2Top Tsal Tin+( )−

2:= ∆T 14ºC=

Determinación del Área de Transferencia de calor necesaria

Ecuación de calor Q UAml∆T

A1Qmet1

Uch ∆T⋅:= A2

Qmet2Uch ∆T⋅

:= A3Qmet3

Uch ∆T⋅:=

A1 2.194m2= A2 3.292m2

= A3 4.389m2=

Atanque 4.398m2= Atanque 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


F

ω

ρa:= F 0.272=

∆T 14 K= ∆T1 ∆T K 1−⋅:= ∆T1 14= º

ωQmet31

Cpa1 ∆T1⋅:=

ω 271.773=kghr

Cpa 4.182 103×=

Jkg ºC⋅

Qmet3 7.603 103×

kcalhr

= Qmet31 Qmet1hr

kcal⋅:= Qmet31 3.801 103

×=kcalhr

Cpa1 Cpa0.23891000

⋅:= Cpa1 0.999=kcalkg ºC⋅

m3

hr

C


Propiedades del medio de cultivo, fluidos de servicio y dimensiones del biorreactor Criterios de muerte térmica Medio de cultivo R 8,314 J/molK mo B. stearothermophillus

Vop 1100 L Vapor y condensados no 1.0E+06 ml-1

Vop 1,1 m3 P Nvap 4 kg/cm2o 1.1E+12 cells

Densidad 1110 kg/m3 Pvap 392249,34 Pa Ea 282461.281 J/mol Masa 1221 kg Patm 101325 Pa A 4.93E+37 min-1

Viscosidad 7,54 mPa.s Pabs 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 Vapor requerido k 0,616 W/mºC kcal/kgºC λ 2166 kJ/kg Q=UAml∆T Densidad 917 kg/m3 Qcal 695292853 J/h k 0,687 W/mºC Q=Mλ Viscosidad 0,18 mPa.s F. M. Vap. 321 kg/h

Tanque de acero inox Agua de enfriamiento Dt 1 m Temp. 15 ºC Dch 1,03 m Flujo vol. 0,01 m3/s Hch 1,30 m Flujo másico 35935,2 kg/h Achaqueta 4,23 m2 Remoción Vel. Lineal 0,03 m/sDe 0,051 m Cp 4182 J/kgºC 0.9990798 kcal/kgºC Espesor 0,0063 m 1/4 in Densidad 998,2 kg/m3 kacero 16,3 W/mºC Viscosidad 1,004 mPa.s ε 0,167 Fracc. de gas retenido k 0,597 W/mºC

Determinación del Coeficiente Global de transferencia de calor

Lado interno Lado externo Calentamiento Lado externo EnfriamientoNd0,33 3031,065 ∆T1 30 ºC Re-0,2 0,230 Pr1/3 3,66 ∆T2 121 ºC Pr-2/3 0,272 hi 957,797 W/m2ºC ml∆T 65,25 ºC G 107805,6 kg/h.m2

ho 5283,744 W/m2ºC ho 652462,95 W/m2ºC Uteo 700,227 W/m2ºC Calentamiento 602,195 kcal/h.m2ºC Uteo 806,204 W/m2ºC Enfriamiento 693,335 kcal/h.m2ºC

Aplicación del Método analítico Calentamiento Enfriamiento

Perfil Temp. tiempo (Teórico)

T=TH(1+be-at) 394 K T=Tco(1+be-at) 303 K Tiempo Temp.a 2,171 h-1 a 2,4 h-1 (min) (ºC)


b -0,3090 b 0,3683 0,00 20,00To 293 K To 394,07 K 3,00 33,48TH 424 K Tco 288 K 6,00 45,57T 394,07 K T 303,18 K 9,00 56,41tiempo 0,68 h tiempo 0,81 h 12,00 66,15

t (hr) T (K) integral A bajo curva t (hr) T (K) integral A bajo curva 15,00 74,88 0,00 293,00 4,39E-51 1,81E-50 0,000 394,07 3,62E-38 1,30E-39 18,00 82,710,05 306,48 7,19E-49 1,23E-48 0,070 377,67 8,54E-40 3,09E-41 21,00 89,730,10 318,57 4,83E-47 4,17E-47 0,140 363,80 2,77E-41 1,01E-42 24,00 96,040,15 329,41 1,62E-45 8,21E-46 0,210 352,07 1,23E-42 4,59E-44 27,00 101,690,20 339,15 3,12E-44 1,04E-44 0,280 342,16 7,55E-44 2,86E-45 30,00 106,760,25 347,88 3,85E-43 9,24E-44 0,350 333,78 6,24E-45 2,43E-46 33,00 111,310,30 355,71 3,31E-42 6,09E-43 0,420 326,70 6,87E-46 2,75E-47 36,00 115,400,35 362,73 2,11E-41 3,13E-42 0,490 320,72 9,87E-47 4,08E-48 40,80 121,070,40 369,04 1,04E-40 1,31E-41 0,560 315,65 1,81E-47 7,76E-49 53,30 121,070,45 374,69 4,18E-40 4,56E-41 0,630 311,38 4,12E-48 1,84E-49 57,50 104,670,50 379,76 1,40E-39 1,36E-40 0,700 307,76 1,14E-48 5,32E-50 61,70 90,800,55 384,31 4,05E-39 3,58E-40 0,770 304,70 3,77E-49 6,60E-51 65,90 79,070,60 388,40 1,03E-38 1,86E-39 0,790 303,92 2,83E-49 4,98E-51 70,10 69,160,68 394,07 3,62E-38 3,89E-40 0,810 303,18 2,15E-49 1,04E-51 74,30 60,780,69 394,72 4,16E-38 0,815 302,99 2,01E-49 78,50 53,70

Σárea 2,80E-39 Σarea 1,33E-39 82,70 47,72 Vcal 8,2904 Venf 3,9277 86,90 42,65 91,10 38,38

Obtención del Nabla de Mantenimiento, Diseño y Prob. de contaminación 95,30 34,76 Mantenimiento Nabla Total de Diseño 99,50 31,70

Vman=kt Vman=Aexp(-Ea/RT)t VT=Ln(No/N) 34,5080 100,70 30,92k 1,83 min-1 101,90 30,18 tiempo 12,5 min Probabilidad Vman 22,875 22,29 N 1,13E-03

Figura 1. Perfil Temperatura - tiempo Teorico

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

110

120

130

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110

Tiempo (min)

Tem

p (ºC

)

B. stearothermophillus



Dta

eterminación del espesor de las paredes del tanque, cabeza y chaqueta con base a criterios de 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/cm2

- Temperatura del vapor en la chaqueta. 151 ºC - Presión manométrica máxima en una fermentación aeróbica presurizada. 5 kg/cm2 - Para la presión de diseño se recomienda que sea un 10% ó 30 lb/in2 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 14.7lb

in2:= Presión atmosférica

Pman 5kg

cm2:= Pman 71.117

lb

in2= Presión manométrica en la cabeza

Phidro 2

lb

in2:= Presión hidrostática debido a una columna

de 1,4 m de medio. Tabla de Presión de los fluidos. (Megyesy).

Poperacion Patm Pman+ Phidro+

Presión de operación en una fermentación aeróbica presurizada.

Poperacion Patm Pman+ Phidro+:=

Poperacion 87.817lb

in2=

Pdiseño Poperacion 10Poperacion

100⋅⎛⎜

⎝⎞⎠

+:= Presión de diseño para el cálculo de los espesores de pared del tanque.

Pdiseño 96.598lb

in2=

ºC K:= ºF R:=


Temperatura del vapor Tvap 151ºC:=

La temperatura de diseño esta considerada con la temperatura máxima de operación en la situación más crítica (esterilización)

Tdiseño Tvap 50ºC+:=

Tdiseño 201ºC= Tdiseño 293.8ºF:=

Variables a considerar para el Cálculo de los espesores

Pdiseño 96.598lb

in2= Presión de Diseño

Esfuerzo del material; de Tablas Eficiencia de la junta; de Tablas Diámetro interno del tanque Radio interno del tanque Temperatura de diseño Espesor de la pared a calcular

S Tablas

E Tablas

Di 1m:= Di 39.37in=

RiDi2

:= Ri 19.685in=

Tdiseño 293.8ºF=

t calcular

CP116

in116

in+:= Factor por corrosión + pulido CP 0.125in=

i) Casco Cilíndrico (Costura Longitudinal)

tP R⋅

S E⋅ 0.6P−CP+

Esfuerzo para Acero inoxidable grado 316, Núm. de especificación SA-240 @ 300 ºF S 14.6 1000

lb

in2⎛⎜⎝

⎞

⎠:=

S 1.46 104×

lb

in2=

Junta Soldada tipo Norma UW-12, no examinada, (Junta a tope hechos a doble cordón de soldadura)

E 0.70:=

tcil

Pdiseño Ri⋅

S E⋅ 0.6Pdiseño−CP+:=

Espesor calculado de la pared del casco

tcil 0.312in=

tcil

516

in:= Espesor comercial de la pared del casco

PcascoS E⋅ tcil⋅

Ri 0.6 tcil⋅+:=


Pcasco 160.712

lb

in2= Presión máxima de trabajo permitida con t=

5/16 in en el casco cilíndrico

ii) Cabeza Bridada (Toriesférica)

t

P L⋅ M⋅2S E⋅ 0.2P−

CP+

Radio exterior de la pieza abombada L 39.37in:= Radio interior de curvatura de la pieza abombada

r 3.5in:=

FraccLr

:= Fracción para determinar el Factor M Fracc 11.249=

Factor de corrección cuando L/r < 16 2/3 M 1.59:=

Eficiencia de la junta para la tapa ya que es una sola pieza.

Et 1:=

tcab

Pdiseño L⋅ M⋅2S Et⋅ 0.2Pdiseño−

CP+:=

Espesor calculado de la cabeza bridada tcab 0.332in=

tcab

38

in:= Espesor comercial de la cabeza bridada

Pcab

2 S⋅ Et⋅ tcab⋅

L M⋅ 0.2tcab+:=

Pcab 174.716lb

in2= Presión máxima de trabajo permitida con t= 3/8

in en la cabeza bridada.

iii) Cabeza elipsoidal 2:1 (Base del tanque)

tP D⋅

2S E⋅ 0.2P−CP+

tbas

Pdiseño Di⋅

2S Et⋅ 0.2Pdiseño−CP+:=

Espesor calculado de la cabeza elipsoidal tbas 0.255in=


tbas

14

in:= Espesor comercial de la cabeza elipsoidal

Pbas

2S Et⋅ tbas⋅

Ri 0.2tbas+:=

Pbas 369.9lb

in2= Presión máxima de trabajo permitida con t=

1/4 in en la cabeza elipsoidal

iv) Casco cilíndrico de la chaqueta (Costura Longitudinal)

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/in2 (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.

t12 Mt⋅

R2π⋅ S E⋅

WD π⋅ S⋅ E⋅

+

Donde:

D Diámetro externo del faldón, in E Eficiencia de la junta del faldón a la cabeza Mt Momento en la junta del faldón a la cabeza, ft-lb R Radio exterior del faldón, in S Valor de esfuerzo del material de la cabeza o del faldón, lb/in2

t Espesor requerido del faldón, in Wt Peso del tanque arriba del faldón en operación, lb

Longitud del casco Ht 1.7m:=

Casco 133lbft

Ht⋅ 2⋅:= Casco 1.484 103× lb=

Peso del casco y chaqueta


Peso de la cabeza superior Cbridada 180lb:=

Peso de la cabeza inferior Chemis 222lb:=

Medio 1.571m3 1110⋅kg

m3:= Medio 3.844 103

× lb= Peso del medio de cultivo al 100% del Volumen del tanque

W1 5.73 103× lb= W1 Casco Cbridada+ Chemis+ Medio+:=

W2 10%W1

100%⋅:= Porcentaje por accesorios W2 573.004lb=

Wt 6.303 103× lb= Peso total del tanque Wt W1 W2+:=

Mt 3.515 104× lb ft⋅= Momento en la junta Mt Wt Ht⋅:=

Diámetro externo D Di 2 tcil⋅+:=

RextD2

:=

D 39.995in= Radio externo Rext 19.998in=

Eficiencia para soldadura a traslape Es 0.45:=

ts12 Mt⋅

Rext2 π⋅ S Es⋅

WtD π⋅ S⋅ Es⋅

+:= Espesor calculado del soporte ts 0.621in=

Usar placa con espesor comercial de 5/8 in

ts 0.625in:=


Diseño del difusor y diámetro de orificios.

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.

Volumen de aire por volumen de medio por minuto vvm 1min 1−

:=

Vop 1m3:= Volumen de medio de cultivo

Fa 1m3

min= Flujo de aire a 1 vvm Fa vvm Vop⋅:=

µ1 0.019 10 3−⋅ Pa s⋅:= Viscosidad del aire a 30 ºC

ρ1 1.2045kg

m3:= Densidad del aire

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.

Número de ramales ramales 8:=

Diámetro nominal del tubo Dnom 0.5in:=

Diámetro externo del tubo Dext 0.84in:=

Espesor de la pared del tubo Espesor 0.147in:=

Diámetro interno del tubo Dint Dext 2 Espesor⋅−:= Dint 0.546in=

Atuboπ Dint2⋅

4:= Atubo 1.511 10 4−

× m2= Área transversal del tubo

FaramalFa ρ1⋅

ramales:= Faramal 0.151

kgmin

= Flujo de aire en cada ramal

Distancia tipo entre orificios de centro a centro Distancia 0.0091m:=

Número de diámetros diferentes en cada ramal diametros 4:=

Flujo medio de aire en cada diámetro Fadiametro

Faramaldiametros

:= Fadiametro 0.038kgmin

=

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.


Diámetro de orificio Número de orificios Área transversal de orificios

At1Nor1π Dor12

⋅

4:= Dor1

532

in:= At1 6.185 10 5−× m2

= Nor1 5:=

At2Nor2π Dor22

⋅

4:= Dor2

18

in:=

At2 4.75 10 5−× m2

= Nor2 6:=

Dor3332

in:= At3

Nor3π Dor32⋅

4:= Nor3 6:=

At3 2.672 10 5−× m2

=

Dor4116

in:= At4

Nor4π Dor42⋅

4:= Nor4 7:=

At4 1.386 10 5−× m2

=

Norif Nor1 Nor2+ Nor3+ Nor4+:= Norif 24=

Atransv 1.499 10 4−× m2

= Atransv At1 At2+ At3+ At4+:=

Atransv 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.

Coeficiente beta, relación de diámetros del orificio y tubo β1

Dor1Dint

:= β1 0.286=

Flujo de aire en el último orificio

Fa1Fadiametro

Nor4:= Fa1 5.377 10 3−

×kgmin

=

Re1 6.31kg

m3

Fa1Dor1 µ1⋅

:= Re1 7.499 103×

kg

m3= Número de Reynold para aire en el último

orificio

Coeficiente de expansión del orificio C1 0.597:=

Constante para tubo de 1/2 in f1 0.027:=

∆P162530s2

10000f1 Fa12

⋅

Dor15ρ1⋅

⋅:= ∆P1 1.626lb

in2= Caída de presión en el último orificio

La presión de operación que se calculó para la determinación de los espesores es de:

Poperacion 88lb

in2:= Presión de operación

Paire Poperacion ∆P1+:=

Paire 89.626lb

in2= La presión con la que debe de entrar el aire al

difusor es de 90 lb/in2

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