Teniendo en cuenta que la temperatura de esterilización en ambos métodos será de 121 ºC esta metodología permitirá igualar el estrés térmico en ambas escalas y garantizará que el medio de cultivo tenga iguales características al finalizar la esterilización. La mayoría de las ecuaciones que se emplearán en la metodología de cálculo son ecuaciones clásicas de transferencia de calor, en algunos pasos son mezcladas para lograr mayor exactitud. El resto de las ecuaciones se encuentran disponibles en la página web de Spirax-Sarco ^[11] en forma de gráficos y tablas, en los cuales puntos experimentales o valores se ajustarán a comportamientos para obtener la ecuación del comportamiento.

En la arrancada y esterilización se realizaran los mismos cálculos planteados para el proceso de esterilización por inyección por vapor directo.

Paso 1: Calcular la necesidad energética del fluido.

Paso 2: Calcular la necesidad energética del material del tanque (No se tiene en cuenta elementos sumergidos dentro del reactor).

Paso 3: Pérdidas de calor por el material al ambiente (no se tienen en cuenta las pérdidas del fluido por ser un tanque cerrado).

La necesidad energética de esta variante de esterilización para la arrancada se calculó en función del área de transferencia teórica. Empleando la herramienta del “solver” del Excel se pueden igualar las áreas teórica y real modificando el tiempo que se demora la arrancada.

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Paso 4: Resumen en la arrancada y cálculo de tuberías

Las ecuaciones planteadas fueron organizadas y combinadas en una hoja de cálculo del programa informático Excel, que combinándolas con la herramienta “solver”, permitió definir una estrategia para la realización de los cálculos. Primeramente se estableció todo el balance energético en la escala actual de 200 L, permitiendo ajustar la metodología de este tipo de esterilización. Si bien la metodología de cálculo permite estimar aspectos energéticos necesarios para el posterior escalado, también sienta las bases para realizar ajustes y estudios al sistema actual en futuros trabajos. Se debe destacar que para la realización de este trabajo fue necesario asumir algunos elementos que hoy se desconocen la nueva planta para el aumento de la escala de la producción de HeberNem. No obstante, la hoja de cálculo construida permite rectificar los cálculos de manera muy simple. Fue necesario obtener las ecuaciones que describen algunos de los datos empleados con el objetivo de automatizar lo más posible los cálculos. Tal es el caso de la entalpía de vaporización del agua y el volumen específico del vapor de agua relacionados con la presión de vapor, los cuales se muestran en la figura 1.

Fig. 1 Fig. 1 Relación entre la entalpía de vaporización de agua y el volumen específico con la presión del vapor.

El término siguiente graficado es el coeficiente global de transferencia de calor (U) de cada una de las zonas del reactor. Los valores empleados se corresponden con lo descrito por Spirax-Sarco ^[11] y permiten determinar las pérdidas energéticas por convección hacia el ambiente de los tanques construidos de acero inoxidable. En la figura siguiente se observa el comportamiento de los valores de U de las diferentes zonas respecto a la diferencia de temperatura del material y el ambiente.

Fig. 2 Fig. 2 Estimación de los coeficientes totales de transferencia de calor (U) de las principales zonas del tanque.

Los valores de U obtenidos de las ecuaciones para cada zona del reactor de multiplicaron por coeficientes determinados por el nivel de aislamiento. Para zonas con aislamiento de 25 mm de espesor el coeficiente fue 0,2 y para zonas con 50 mm fue de 0,1 ^[11] .

La metodología de cálculo empleada solo tiene en cuenta las pérdidas de calor por convección. En otros trabajos se ha demostrado que las pérdidas por radiación en estos sistemas es muy baja respecto a las pérdidas por convección ^[12] . En tanto las pérdidas por conducción se desestiman teniendo en cuenta que los soportes tienen muy poca área común con el tanque y casi siempre se encuentran anclados a zonas aisladas (ej. chaqueta). En este sentido la metodología de Spirax-Sarco propone un gráfico simplificado para evitar el cálculo de números adimensionales que rigen este tipo de transferencia de calor. El factor multiplicativo determinado a partir de la figura 3 afecta el valor de U calculado con las ecuaciones de la Fig. 2.

Fig. 3 Fig. 3 Estimación del factor multiplicativo de U en función de la velocidad del viento que circunda al tanque.

La velocidad del viento estará en dependencia del clima en la instalación civil donde se encuentre el tanque, esta puede ser forzado o natural. En el caso del clima forzado estará en dependencia del nivel de clasificación del área. Otro elemento a tener en cuenta para los cálculos fue la dependencia de la temperatura respecto a la presión de vapor (ver Fig. 4).

Fig. 4 Fig. 4 Relación entre la temperatura y la presión del vapor de agua.

Los valores de capacidad calorífica y la densidad del medio de cultivo estarán afectados por la relación de los componentes principales del medio (extracto de levadura y sacarosa), por la cantidad de sólidos totales y por la temperatura. La capacidad calorífica del medio de cultivo tiene una dependencia lineal con la temperatura y por lo tanto los valores estarán afectados por la temperatura del proceso. Para el cálculo de la capacidad calorífica y la densidad del medio de cultivo se emplearon las ecuaciones siguientes:

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En la siguiente figura se muestra la influencia de la presión de entrada de vapor y el flujo másico de agua fría en el tiempo de calentamiento del medio de cultivo. Se puede observar que el flujo másico de agua fría no tiene influencia sobre el tiempo de calentamiento, lo cual tiene sentido físico. Todo lo contrario ocurre con la presión de entrada de vapor, observándose que a mayor presión de vapor se disminuyen los tiempos de calentamiento. La pendiente que se obtiene para la zona entre 2 y 5 bar de presión de vapor es inferior a la en la zona de 5 a 8 bar, observándose un comportamiento exponencial. Esto es un fenómeno totalmente dependiente de la entalpía específica del vapor (ver Fig. 1). Se puede afirmar que la presión de vapor en la entrada tiene una influencia importante, provocando variaciones en los tiempos de calentamiento entre 33,54 min y 131,4 min. Para el establecimiento del proceso de esterilización en la nueva planta de producción China, se deben garantizar condiciones que minimicen el tiempo de calentamiento.

Fig 6. Fig 6. Superficie de respuesta de la influencia de la presión de entrada de vapor y el flujo másico de agua fría en el tiempo de enfriamiento.

En la figura siguiente se muestra la influencia de la presión de entrada de vapor y el flujo másico de agua fría en el tiempo de esterilización. Ambos factores evaluados tienen influencia sobre el tiempo de esterilización. Dentro de los niveles evaluados se puede observar que a presiones de vapor menores de 3,6 bares la influencia de ambos factores es pequeña, incrementándose a presiones superiores. El máximo tiempo de esterilización se obtiene a una presión de vapor de 8 bares con una ligera influencia del flujo másico de agua fría. Para minimizar el riesgo de contaminación en la nueva planta de producción en China, se deben garantizar condiciones dónde se mantenga el cultivo a 121 ºC por al menos 20 min.

Fig. 7 Fig. 7 Superficie de respuesta de la influencia de la presión de entrada de vapor y el flujo másico de agua fría en el tiempo de esterilización.

En la figura siguiente se observan los perfiles de esterilización de los puntos evaluados en la metodología de esterilización por inyección de vapor directo. Esta figura se construyó con los resultados graficados en las superficies de respuesta (ver, ¡Error! No se encuentra el origen de la referencia., 7 y 8). El perfil de esterilización obtenido para las variantes con 2 bar de presión de entrada de vapor muestran tiempos de calentamiento superiores a las 2 h. Con este tiempo de calentamiento el estrés térmico es igual a 105,12 ºC*h, lo que representa un 136,6 % del estrés térmico total que se necesita para la suma de los tres pasos involucrados (calentamiento, esterilización y enfriamiento). Se puede apreciar que las endientes en el perfil de calentamiento presentan una diferencia considerable en el área bajo la curva.

Los valores de estrés térmico obtenido son iguales a 105,12 ºC*h, 42,5 ºC*h y 26,8 ºC*h para valores de presión de vapor de 2, 5 y 8 bar respectivamente. Además, se observa que el flujo másico de agua fría es el factor que menos influencia tiene en el área bajo la curva, las pendientes que se obtienen en el perfil de enfriamiento dentro el rango evaluado no muestran una diferencia considerable. Los valores de estrés térmico para el enfriamiento fueron iguales a 21,4 ºC*h y 30,2 ºC*h para flujos másicos de agua fría de 5 kg/s y 10 kg/s respectivamente.

Fig. 8 Fig. 8 Perfiles del proceso de esterilización del medio de cultivo en los puntos evaluados en la nueva escala de producción de 12 m3.

La metodología de cálculo planteada permite realizar con precisión los balances energéticos en procesos de esterilización con chaqueta y por inyección de vapor directo. Igualando el estrés térmico se pueden realizar escalados del proceso de esterilización manteniendo el medio de cultivo en iguales condiciones. Además permite ajustar los cálculos en función de una variación en las características físicas de los fermentadores y de los datos de entrada en la hoja de cálculo. Teniendo en cuenta la utilidad de esta propuesta la hoja de cálculo será puesta a disposición del equipo de transferencia tecnológica del CIGB de Camagüey. Al finalizar el proceso de transferencia tecnológica y la evaluación de la metodología se elaborará una propuesta de publicación acompañada de la hoja de cálculo para disponibilidad de otros autores.