UNIVERSIDAD MAYOR DE SAN SIMÓN FACULTAD DE CIENCIAS Y TECNOLOGÍA CARRERA DE INGENIERÍA QUÍMICA DISEÑO DE UNA PLANTA PILOTO PARA LA OBTENCIÓN DE EXTRACTO DE TÉ VERDE (Camellia sinensis). Proyecto de Grado, Presentado Para Optar al Diploma Académico de Licenciatura en Ingeniería Química. Presentado por: MIRIAM FLORES PACO PAMELA SANTOS QUISPE Tutora: Ing. Jenny Espinoza Alcócer COCHABAMBA – BOLIVIA Diciembre, 2013
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Tesis: Diseño de una planta piloto para la obtencion de extracto de té verde (camellia sinensis).
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UNIVERSIDAD MAYOR DE SAN SIMÓN
FACULTAD DE CIENCIAS Y TECNOLOGÍA
CARRERA DE INGENIERÍA QUÍMICA
DISEÑO DE UNA PLANTA PILOTO PARA LA OBTENCIÓN DE
EEEEXTRACTO DE TÉ VERDE (Camellia sinensis).
Proyecto de Grado, Presentado Para Optar al Diploma Académico de
Licenciatura en Ingeniería Química.
Presentado por: MIRIAM FLORES PACO
PAMELA SANTOS QUISPE
Tutora: Ing. Jenny Espinoza Alcócer
COCHABAMBA – BOLIVIA
Diciembre, 2013
DEDICATORIA
A nuestras familias por brindarnos
su apoyo incondicional durante
toda la formación académica.
AGRADECIMIENTOS
A Dios por darnos la luz y guía espiritual para nuestro crecimiento
tanto intelectual como moral.
A nuestros padres por el amor que nos brindaron sus desvelos, sus
sacrificios, su amistad y compañerismo.
A nuestros amigos por brindarnos su amistad.
Al Centro de Tecnología Agroindustrial y a todo el personal en
general por darnos el apoyo necesario y por brindarnos sus
instalaciones para realizar la parte experimental del trabajo.
A nuestros tutora de la universidad: Ing. Jenny Espinoza
Céspedes por darnos el apoyo y la orientación necesaria para
culminar este trabajo.
Al señor Hernán Jordán propietario de la empresa
AGROINDUSTRIAL PATUJÚ por abrirnos las puertas de su
empresa para el desarrollo del estudio.
A los docentes por sus consejos y enseñanzas, haciendo de
nosotros personas de bien.
A la Universidad por abrirme las puertas y cobijarme hasta la
culminación mis estudios.
¡Muchas Gracias!
FICHA RESUMEN
El constante interés de la sociedad por consumir productos naturales, y sobre todo que preserven y cuiden la salud, hacen que el té verde sea un producto que se integre y cumpla las necesidades requeridas por la sociedad. Además hay que remarcar que cada vez las personas están interesadas en productos y servicios que sean rápidos y efectivos.
Bajo Este Contexto La Empresa PATUJÚ En Cooperación Del Clúster de Alimentos de la UMSS plantean la realización de un estudio sobre la obtención de extracto de té verde, que se producirá en el trópico Cochabambino. El diseño se llevo a cabo en base al estudio realizado en el laboratorio donde se obtienen los mejores parámetros para la extracción.
Se diseñó una planta a nivel piloto para la obtención de extracto de té verde (camellia sinensis).El diseño se llevó a cabo en base al estudio realizado en el laboratorio donde se obtuvieron los mejores parámetros para la extracción.
El estudio se inició con una caracterización de la materia prima. Los mejores resultados para la extracción se obtuvieron a una relación materia prima solvente de 1:10, una agitación de 400 rpm y una temperatura de 60°C; tiempo de extracción 1 horas. Se obtuvo el mayor rendimiento de antioxidantes en una sola etapa, con un rendimiento de 15.8 %.
Los datos obtenidos para determinar la cinética de extracción se ajustan a una cinética del tipo isoterma de Lagmuir. El producto se caracterizó determinando la densidad, viscosidad y antioxidantes.
Con los resultados de laboratorio elegidos para el diseño de los equipos se realizó el diseño de la unidad de extracción, tomando un rendimiento de 15.8 % .Se procesarán 3.7TM/ año de extracto seco de té verde; 19.7 Kg. /día. La planta consta de un tanque extractor con agitación y con chaqueta de calentamiento, centrifugador, evaporador de película descendente, secador por atomización y caldero generador de vapor de agua. De la estimación de costos de producción de extracto seco de té verde se obtuvo que el costo de producción por Kg de extracto seco de té verde es de 59 $us.
ÍNDICE GENERAL
CAPÍTULO I
INTRODUCCIÓN Y ANTECEDENTES .............................................................................. 1
Las ocho pruebas experimentales de la tabla 4.5, corresponden a los valores obtenidos con
el diseño experimental, donde dicha variable de respuesta es la concentración de
antioxidantes Yi.
4.4.1.1 Análisis e interpretación de resultados del diseño factorial
Con los datos presentados en la tabla 4.5 se realizó el análisis estadístico de los efectos
individuales y colectivos de las variables, utilizando como herramienta el programa
estadístico SAS SYSTEM 9.2, los resultados se detallan a continuación:
Tabla 4.6 Efectos estimados de las variables y sus interacciones
Term Estimate Std Err t Pr > |t| T 1.5 0.01 150 0.004244 R 0.845 0.01 84.5 0.007534 V 0.495 0.01 49.5 0.012859 T*R -0.355 0.01 -35.5 0.017928 T*V -0.035 0.01 -3.5 0.177171 R*V -0.28 0.01 -28 0.022727
Fuente: Programa Estadístico SAS SYSTEM 9.2
La tabla 4.6 muestra los valores obtenidos para cada uno de los efectos estimados para
cada variable, además de las interacciones entre las mismas, así como el error estándar de
cada uno de estos efectos.
Figura 4.2 Efectos de las variables principales
Fuente: Programa Estadístico SAS SYSTEM 9.2
La figura 4.2 muestra que un incremento de la temperatura de 40 a 60ºC, así como el
incremento de la relación materia prima/ solvente de 1:30 a 1:10 y la velocidad de agitación
de 200 a 400 rpm aumenta el rendimiento de antioxidantes en el extracto acuoso.
48
Figura 4.3 Efecto de la interacción de las variable s de proceso
Fuente: Programa Estadístico SAS SYSTEM 9.2
La figura 4.3 muestra las interacciones entre las variables del proceso, se aprecia una
interacción con la temperatura y la relación masa/solvente y la interacción de velocidad y
relación masa/solvente, mientras que las otras variables no muestran interacción.
Tabla 4.7 Análisis de varianza para el rendimiento de antioxidantes
Source DF SS MS F Pr > F T 1 4.5 4.5 22500 0.004244 R 1 142.805 142.805 7140.25 0.007534 V 1 0.49005 0.49005 2450.25 0.012859 T*R 1 0.25205 0.25205 1260.25 0.017928 T*V 1 0.00245 0.00245 12.25 0.177171 R*V 1 0.1568 0.1568 784 0.022727
Fuente: Programa Estadístico SAS SYSTEM 9.2
La tabla 4.7 muestra el análisis de varianza que muestra la significancia estadística de cada
efecto respecto a la cantidad de antioxidantes presentes en el extracto acuoso, comparando
su cuadrado medio contra un valor estimado del error experimental. Además se encontró que
la interacción de temperatura y relación masa solvente, con un valor de probabilidad de
0.017928 a un nivel de confianza de 95% es una de las variables más significativas del
proceso, la otra es la interacción se da entre la relación materia prima/solvente y velocidad
de agitación con un valor de probabilidad de 0.022727 a un nivel de confianza del 95%, no
se considera las variables principales debido a que presentan interacción entre sí y estas
predominan su efecto sobre las principales.
49
4.4.2 Cinética y tiempo de extracción
Se utilizaron las siguientes condiciones: temperatura de 60 ºC, agitación de 400 rpm y una
relación de solvente/muestra de 1:10 (m/v), a partir de 50 g de materia prima. Estas
condiciones se eligieron de acuerdo a los resultados que se presentaron en el diseño
experimental.
En la Tabla 4.8, se presentan los resultados en términos de equivalente de acido ascórbico
para muestras que se recogieron a diferentes tiempos.
Tabla 4.8 Resultados experimentales para la cinétic a de extracción.
Peso (g)
Tiempo (h)
Eq. (mg Ac. Ascórbico/g
té verde) Rendimiento
(%)
0.3050 0.17 5.47 4,36
0.3060 0.333 5.97 4,76
0.3570 0.5 8.88 7,08
0.3537 1 17.94 14,30
0.3074 2 15.25 12,16
0.3073 3 13.47 10,74
0.3037 4 12.75 10,17
0.3010 5 12.32 9,81
0.3050 6 11.81 9,42
0.3068 7 11.04 8,80
0.3060 8 10.54 8,40 Fuente: Elaboración propia.
Para determinar la cinética de extracción ajustamos los valores a diferentes ecuaciones:
4.4.2.1 Ecuación cinética de segundo orden
= 1( − )
Linealizando la función se tiene: 1 = −
Donde: A y B son constantes
50
Y= Eq (mg Ac. Ascórbico/g té verde).
t= tiempo de extracción (h).
4.4.2.2 Cinética tipo Michaelis Menten
Es una cinética cuyo comportamiento es de orden cero al principio y de primer orden al final
del proceso.
y=Yinf*tb+t
Linealizando la función se tiene:
1y
=b
Yinf*t+
1Yinf
1Y = A + Bt
B=b
Yinf; A=
1Yinf
Donde:
A y B son constantes.
Y= Eq (mg Ac. Ascórbico/g té verde).
t= tiempo de extracción (h).
B= constante obtenida de la linealización.
Yinf= rendimiento que se obtendría a tiempo infinito, se obtiene de la linealización.
4.4.2.3 Cinética tipo isoterma de Langmuir
Cuya ecuación en términos generales se puede describir de la siguiente forma:
y=a*t
b*t+c
Linealizando la ecuación se tiene:
ty
=ca
+ba
*t
Y=A+B*t
51
Y=ty
; A=ca
; B=ba
Donde:
Y= Eq (mg Ac. Ascórbico/g té verde).
a, b, c= constantes.
t= tiempo de extracción (h).
Los datos experimentales fueron ajustados a estas 3 ecuaciones que se detallan en el
ANEXO C, de los resultados obtenidos se concluye que los datos se ajustan mejor a una
cinética del tipo isoterma de Langmuir, los resultados de las constantes se detallan a
continuación:
Tabla 4.9 Constantes cinéticas de extracción
Temperatura A B r
60 ºC - 0.012 0.089 0.999
Fuente: Elaboración propia.
Los datos experimentales y los datos ajustados por la ecuación cinética se muestran en los
gráficos siguientes:
Figura 4.4 Curva experimental para la cinética de e xtracción
Fuente: Elaboración propia.
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
0,17 0,333 0,5 1 2 3 4 5 6 7 8
Eq
(m
g A
c. A
sco
rbic
o/g
té
ve
rde
)
t (h)
52
Figura 4.5 Curva de ajuste para la cinética de extr acción
Fuente: Elaboración propia.
Se observa que la curva de datos experimentales (Fig.4.4) y ajustados (fig. 4.5) tienen la
misma tendencia, es decir que existe un tiempo para el cual el rendimiento de la extracción
es máximo después del mismo el rendimiento va decreciendo paulatinamente, esto se debe
a que los antioxidantes se degradan al ser sometidos a temperaturas elevadas durante un
tiempo prolongado. El tiempo requerido para extraer la mayor cantidad de antioxidantes es
de 1 h.
4.4.3 Determinación del número de extracciones
Para determinar el número de etapas de extracción óptimo se realizó una prueba de
extracción bajo las mismas condiciones de la cinética de extracción, es decir, extracción por
agitación con agua a 60ºC, relación masa/solvente de 1:10, velocidad de agitación de 400
rpm y tiempo de extracción de 1hora por etapa, al finalizar este periodo de tiempo los sólidos
semiagotados se sometieron a una nueva extracción con las mismas condiciones iniciales.
Esta operación se realizó hasta agotamiento de los sólidos insolubles. Los extractos
obtenidos fueron cuantificados y los resultados se muestran en la tabla 4.10 y figura 4.6. De
acuerdo al gráfico se observa que durante la primera extracción el porcentaje de
antioxidantes es muy elevado, en la segunda y tercera etapa los rendimientos son bajos.
Tabla 4.10 Extraccion hasta agotamiento
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,17 0,333 0,5 1 2 3 4 5 6 7 8
t/E
q
tiempo (h)
Figura 4.7 Extractos obtenidos a diferentes
B) Segunda etapa de extracci
Fuente: Centro de Tecnología Agroindustrial (C.T.A.)
10
15
20
% R
en
dim
ien
to
53
Nº de
extracciones
Rendimiento
Antioxidantes (%)
1 15.8
2 2.4
3 0.8
Fuente: Elaboración propia.
Figura 4.6 Numero de etapas
Fuente: Elaboración propia.
Extractos obtenidos a diferentes etapas. A) Primera etapa de extracci
B) Segunda etapa de extracci ón. C) Tercera etapa de extracci
A) B) C)
Fuente: Centro de Tecnología Agroindustrial (C.T.A.)
0
5
10
15
20
Nº de etapas
% R
en
dim
ien
to
etapas. A) Primera etapa de extracci ón.
n. C) Tercera etapa de extracci ón.
Fuente: Centro de Tecnología Agroindustrial (C.T.A.)
54
Al cuantificar los antioxidantes en las diferentes etapas se determinó que el proceso de
extracción debe contar solo con una etapa, debido a que se obtienen bajos rendimientos de
antioxidantes en las demás etapas.
4.5 SEPARACIÓN DE SÓLIDOS INSOLUBLES
Mediante la decantación y filtración se logró eliminar los sólidos insolubles presentes en el
extracto. Los sólidos agotados secos pesó 292.53 g. El peso del extracto al finalizar la
extracción fue de 257.47g y el peso del extracto después de la filtración fue 254.74; casi
insignificante, logrando separar 2.73 g de impurezas que es el 1.06 %.
Mediante la determinación experimental de la densidad del extracto sin sedimento se obtuvo
una densidad de 1.0148 g/ml a 25 ºC (Anexo B).
4.6 CONCENTRACIÓN DEL EXTRACTO
El extracto obtenido fue concentrado en un rotavapor a una temperatura de 45 ºC para evitar
la degradación térmica del producto hasta una concentración de 40 ºBrix. Debido a la
capacidad del refractómetro utilizado se tuvo que hacer una dilución de 1:2 para realizar la
medición obteniéndose una lectura de 20 ºBrix. Se obtuvo 28.79 g de extracto a partir de 50
g de té con un rendimiento de la concentración fue de 57.58 % (p/p), se evaporó un 88.7 %
de agua.
4.7 CARACTERIZACIÓN DEL EXTRACTO
4.6.1 Características del extracto obtenido
En la tabla 4.11 se muestran las características del producto obtenido. El rendimiento se
refiere a la cantidad de antioxidantes extraídos durante una sola etapa. Los detalles de la
densidad y viscosidad se encuentran en el anexo B.
Figura 4.8 Extracto concentrado de té
55
Fuente: Centro de Tecnología Agroindustrial (C.T.A.)
Tabla 4.11 Características del extracto obtenido
Propiedad Extracto
Color Marrón oscuro
Presentación Extracto
Olor Característico
Sabor Astringente
Solubilidad Agua fría y caliente
Viscocidad 2.1 cp
Densidad 1.035 g/ml
Rendimiento 15.8 %
Fuente: Elaboración propia.
4.6.2 Cuantificación de antioxidantes
Para la determinación de la cantidad de antioxidantes se desarrolló el análisis cuantitativo
por el método del radical DPPH (utilizando ácido ascórbico como patrón) para determinar
antioxidantes. Los resultados se expresan en equivalentes (mg Ac. ascórbico/g té verde).
Los resultados generales expresados en la tabla 4.12 se describen en detalle en el anexo
A.7.
Tabla 4.12 Determinación de antioxidantes en té ver de
peso muestra (g) Absorbancia
Ácido ascórbico
(ppm)
Eq (mg Ac. Ascórbico/g
té verde)
Promedio Eq (mg Ac.
Ascórbico/g té verde)
0.364 0.091 41.2 18.5 17.9
0.345 0.087 40.89 17.3
Fuente: Elaboración propia.
4.6.3 Determinación cualitativa de flavonoides
4.6.3.1 Reacción de Shinoda
El té verde contiene una gran cantidad de flavonoides en especial los flavanoles (derivados
de los flavonoides) conocidos como catequinas por lo tanto se confirma la presencia de
56
flavonoides, donde se observa un cambio de color del extracto, a rojo pálido, dando un
resultado positivo, ya que todos los flavonoides con el núcleo benzopirona, (flavonas,
flavonoles, flavononas, flavanoles, etc.) reaccionan excepto chalconas, auronas, e
isoflavonas (Lock , 1997).
Figura 4.9 Reacción de Shinoda
Fuente: Centro de Tecnología Agroindustrial (C.T.A.).
4.6.3.2 Cromatografía en capa fina
Mediante el análisis cromatográfico en capa fina, teniendo en cuenta la polaridad de
flavonoides se obtuvo mejores resultados con el sistema de solventes: acetato de etilo:
metanol: agua (100:13.5:10) como fase móvil. La figura 4.10 presenta la placa luego de
revelada con Neo y siendo iluminada con luz ultravioleta a 365nm; se observó 5 manchas,
de color azul, anaranjado, amarillo, y verde menta. Los colores amarillos y naranjas indican
la presencia de flavonoides que pueden ser flavonas y/o flavonoles (Lock, 1988) y (Oviedo,
1977).
57
Fuente: Centro de Tecnología Agroindustrial (C.T.A.)
Tabla 4.13 Recorrido de manchas
Fuente: Elaboración propia.
Figura 4.10 Placa cromatográfica
iluminada con luz UV
Figura 4.11 Placa cromatográfica sin
iluminación con UV
Recorrido (mm) Rf Color
25 0.80 Azul
15 0.48 Amarillo
12 0.39 Anaranjado
7.5 0.24 Verde menta
2.5 0.08 Azul
58
4.8 CONCLUSIONES DE LA PARTE EXPERIMENTAL
De acuerdo a los resultados obtenidos en el diseño experimental, donde se hizo el estudio
de la influencia de variables en la extracción, tales como temperatura, agitación y relación
masa/solvente después de realizar un análisis estadístico, se encontró lo siguiente:
a) Para X1 (Temperatura):
Si existe aporte significativo en la variable de respuesta, sea 40ºC o 60ºC el valor de
temperatura.
b) Para X2 (Agitación):
Para una mayor agitación, también es el valor de la variable de respuesta.
c) Para X3 (relación masa/ solvente):
A una mayor cantidad de solvente, tenemos un aumento en el valor de la variable de
respuesta, también es significativa.
d) Para X1*X3(Temperatura*Relación masa/solvente):
Si elevamos la temperatura es necesario mayor cantidad de solvente.
e) Para X2*X3(Agitación* Relación masa/solvente):
A mayor cantidad de solvente es necesaria mayor agitación.
f) Para X1*X2 (Temperatura*Agitación)
A mayor cantidad de temperatura no es necesario aumentar la agitación.
De acuerdo al anterior análisis se vio que las condiciones más apropiadas para la extracción
son:
X1 = Temperatura [ºC] =60ºC
X2 = Agitación [rpm] = 400
X3 =Relación Relación masa/solvente [m/v] = 1:10
Tiempo = 1 hora
CAPÍTULO 5
DISEÑO DE UNA PLANTA PILOTO DE EXTRACCIÓN
59
DISEÑO DE UNA PLANTA PILOTO DE EXTRACCIÓN
En el presente capítulo se realizó el dimensionamiento de los equipos necesarios para
implementar una planta piloto de producción de extracto seco de té verde, los diseños se
basaron en las pruebas experimentales y los datos obtenidos en laboratorio.
Con tal motivo tomamos como dato 114 Kg/día de materia prima considerando 176 días
hábiles de trabajo al año.
5.1 TAMAÑO
La temporada de cosecha del té verde es de 8 meses, de agosto a abril. Por tanto se
procesarán 3467 Kg/año de extracto seco de té verde a partir de 20.000 Kg/año,
considerando que la planta trabajará 8 horas por día y 176 días al año.
5.2 LOCALIZACIÓN
La Planta Agroindustrial PATUJÚ se encuentra en Cochabamba, situada en la zona de
Ivirgazama en la provincia Chapare, donde proviene la materia prima, dispone de servicios
básicos como agua y energía eléctrica.
5.3 DIAGRAMA DE PROCESOS
Los diagramas presentados a continuación nos muestran un detalle de los equipos que
conforman el proceso (Figura 5.1), así como también el balance general de masa por día
(Figura 5.2).
60
Figura 5.1 Diagrama de los equipos
61
EXTRACCIÓN
114 Kg té verde
Agua 1140 Kg
587.12 Kg extracto con sedimento 46.8 %
666.88 Kg Torta, 53.18%
FILTRACIÓN
580.9 de extracto 98 %
6.22 Kg Sólidos insolubles 1.06 %
CONCENTRACIÓN 515.26 Kg Vapor de agua 88.7 %
SECADO
19.7 Kg Extracto en polvo
45.95 Kg agua 70 %
65.64 Kg extracto 11 %
Figura 5.2 Balance de masa
Hojas secas de té verde
Fuente: Elaboración propia.
62
5.4 DESCRIPCIÓN DEL PROCESO PRODUCTIVO
5.4.1 Extracción
El sistema de extracción consiste en un tanque agitado con chaqueta de calefacción. Las
condiciones de operación son las siguientes:
• Temperatura de extracción: 60 ºC
• Agitación: 400 rpm
• Relación de masa/solvente (p/p): 1:10
• Tiempo de extracción: 1 hora
• Solvente : Agua tratada
5.4.2 Filtración
Las partículas insolubles presentes en el extracto son separadas mediante un centrifugador
de canasta.
5.4.3 Concentración del extracto
La concentración del extracto se efectuará en un evaporador de película descendente hasta
un 40 % de sólidos solubles, a una temperatura de 50 ºC.
5.4.4 Secado
El secado del extracto se lo realizará en un secador por aspersión.
63
5.5 DISEÑO DE EQUIPOS
5.5.1 Diseño del extractor
El equipo consta de un tanque agitado con una chaqueta de calefacción para mantener la
temperatura constante, un agitador de turbina de seis placas planas como agitador que es
accionado por un motor y reductor de velocidad, y cuatro placas deflectoras. El extractor será
diseñado para que el total del té, sea extraído en dos lotes y de esta manera se evite el
taponamiento debido a la carga excesiva. La siguiente tabla muestra las características del
equipo:
Tabla 5.1 Características del equipo:
Fuente: Elaboración propia
5.5.1.1 Diámetro del tanque:
[Ec.5.1]
Vtotal=π
4*Hté*Dt
2
Donde:
Vtotal: Volumen de té por lote (Anexo E.1.1)= 0.631m3
Hté: Altura de té (m).
Dtanque: Diámetro del tanque (m).
Tomando en cuenta un factor de seguridad del 30% (Brawnell, 1980). Tenemos dimensiones
finales del tanque:
Propiedad Valor Unidad Capacidad de materia prima 57 Kg Relación Masa/Solvente 1:10
Temperatura de extracción 60 ºC Tiempo de extracción 1 h Velocidad de agitación 400 rpm
64
[Ec.5.2]
HtDt
=1.3
Despejando Dt:
[Ec.5.3]
Dt=Ht1.3
Reemplazando [Ec.5.3] en [Ec.5.1], tenemos:
Ht = 1.1 (m3).
Reemplazando Ht en [Ec.5.3], tenemos:
Dt= 0.85 (m).
5.5.1.2 Diseño del agitador:
En la siguiente figura se muestran los factores de forma:
Figura 5.3 Factores de forma
Fuente: Geankoplis, (1998).
Según Geankoplis,(1998) se tiene las siguientes relaciones:
Da
Dt=
Dt
=1
J
Dt=
1
12
65
E
Dt=
1
3
W
Da=
1
5
L
Da=
Donde:
Da: Diámetro del agitador
Dt: Diámetro del tanque
H: Altura
J: Deflectores
E: Altura del agitador al fondo del tanque
W: Ancho de la turbina
L: Longitud de la turbina
Reemplazando en los factores de forma tenemos.
Da=0.283 (m).
E= 0.283 (m).
L= 0.071(m).
H= 1.1 (m).
J=0.071(m).
W= 0.057(m).
5.5.1.3 Consumo de potencia del agitador
[Ec.5.4]
Np=P
ρ*N3*Da5
Donde:
P: Potencia (watts).
Np: Número de potencia =4
ρ : Densidad de la mezcla (Anexo E.1) = 994,51Kg/m3
N: Velocidad de agitación = 400 rpm= 6.67 rps
Da: Diámetro del agitador = 0.283 m.
66
Calculamos el número de Reynolds:
Re=863450,34 Turbulento, luego se va a la gráfica para turbinas de 4 placas deflectoras
(Geankoplis, 1998) donde se obtiene Np=4.
Tenemos una potencia igual a:
[Ec.5.5]
Np*ρ*N3*Da5=P
P= 2.139Kw
P= 3Hp
5.5.1.4 Consumo de calor en el tanque
5.5.1.4.1 Cálculo del coeficiente global de transfe rencia de calor limpio U
El coeficiente global de transferencia está dado por:
[Ec.5.6]
1Uc
=1he
+∆xk
+1hi
Donde:
hi: Coeficiente de transferencia de calor interno (Anexo E.1.2) = 8127,422 w/m2*k
he: El coeficiente de transferencia para vapor condensado dentro la chaqueta (Paz, 2002)
= 8512.12 w/m2*k
K: Conductividad térmica (acero inoxidable 304) = 16,3W/m* K
∆x: Espesor = 0.002 m
Reemplazando datos se tiene:
Uc= 2753,159 w/m2*k
67
5.5.1.4.2 Coeficiente de transferencia de calor suc io
Tomando en cuenta el factor de obstrucción R d, que contempla la formación de escamas o
ensuciamiento, y el coeficiente global limpio Uc, se calcula el coeficiente global total UD:
[Ec.5.7]
1UD
= 1Uc
+RD Donde:
Uc: Coeficiente global de transferencia de calor limpio=2753,159w/m2*k
Rd: Factor de obstrucción 0.0005h *pie2°F/Btu= 8.81*10-5m2*K/w
Rd: Factor de obstrucción total 0.001 h *pie2°F/Btu =1.7617*10-4 m2*K/w
UD= 1853.949 w/m2*k
5.5.1.4.3 Cálculo del tiempo de calentamiento
Cálculo del flujo de calor:
El flujo de calor necesario para elevar la temperatura de 20 °C a 60 °C, se calcula con la
siguiente ecuación:
[Ec.5.8]
Q=UD*A*∆Tml
Q: Flujo de calor necesario (Kcal/h)
UD: Coeficiente global de transferencia de calor sucio (w/m2*k)
A: Área total de transferencia de calor (Anexo E.1.3) (m2)
∆Tml: Media logarítmica de la diferencia de temperatura= 50.38 k
El flujo de calor necesario es:
Q= 380145.9 w
Q= 327085.38 Kcal/h
68
Cálculo del calor perdido por convección:
[Ec.5.9]
Qpérdidas=h*A*(Tw - Tb)
Donde:
Qpérdidas: Calor perdido Kcal/h.
h: Coeficiente convectivo para el aire (Anexo E.1.4) = 3,97 w/m2*K
A: Superficie de las paredes expuestas al aire m2.
Tw: Temperatura de la pared = 93 ° C=366 K.
Tb: Temperatura general del aire=25 °C= 298 K.
Todas las propiedades físicas para el aire, se extrajeron del anexo 3-3 del Geankoplis,
evaluadas a la temperatura general del aire Tf=(93+20)/2=56.5°C= 239.5 K.
Con los datos anteriores, el calor perdido por convección es:
Qpérdidas= 944,6 Kcal/h.
Cálculo del calor total necesario para el calentami ento del líquido
QT= Qpérdida + Q
QT=328029.98 Kcal/h.
Cálculo del flujo de calor necesario:
[Ec.5.10]
QTotal= ṁvap* λvap
Donde:
QTotal: Calor total necesario para el calentamiento del líquido (Kcal/h)
ṁvap: Flujo de vapor Kg/h.
λvap: Calor latente a 93 °C= 543.82 Kcal/Kg.
ṁvap= 603.19 Kg/h
69
Reemplazando se tiene:
Q total= 328029.98 Kcal/h
5.5.1.4.4 Cálculo del tiempo de calentamiento
El extractor estará provisto de una camisa de calefacción que utiliza vapor de agua saturado
que entrega calor latente de vaporización.
La ecuación para estimar el tiempo de calentamiento del agua para la extracción, desde
temperatura ambiente hasta una temperatura de 60 °C, corresponde a recipientes
enchaquetados usando vapor de agua como medio calefactor.
[Ec.5.11]
Ln Ts-T1
Ts-T2 =
UD*A*tM*Cp
Donde:
Cp: Calor especifico del agua a 60 ° C =4,178KJ/Kg*K
T1: Temperatura inicial del agua= 25 ºC
T2: Temperatura final del agua= 60 ºC
TS: Temperatura del vapor saturado= 93 ºC
M: Masa de agua= 570 Kg
UD: Coeficiente de transferencia de calor sucio= UD= 1853.949 w/m2*k =6674.2KJ/h*m2* K
A: Área total de transferencia de calor= 4.07 m 2
Por lo tanto el tiempo de calentamiento resulta ser:
t= 0,058209374h.
t= 3,8 min.
70
5.5.2 Diseño del centrifugador
Cuando se usa centrífuga para una sedimentación (separación de partículas por
asentamiento), una partícula de cierto tamaño puede separarse del líquido en la taza cuando
su tiempo de residencia en dicha taza es suficiente para que la partícula llegue hasta la
pared.
La modelización de la filtración en centrifugas es compleja y los modelos teóricos no
permiten predecir con precisión las características de la filtración. Esto es debido a que el
área para el flujo y la fuerza impulsora se incrementan con la distancia al eje y la resistencia
de la torta también varía.
Las características más importantes de la centrífuga se detallan en la siguiente tabla:
Tabla 5.2 Características del equipo
Símbolo Propiedad Valor Unidad ω Velocidad máxima 700 rev/min m Carga máxima 154.4 Kg P Capacidad del motor 7.5 hp Vc Volumen 0.176 m3 Ω Velocidad angular 104.72 rad/s
Fuente: Perry,(1993)
Figura 5.4 Centrifuga canasta
Fuente: Geankoplis, (2006)
71
A partir de estos datos se puede calcular el diámetro y la altura de la centrífuga y tiempo de
residencia.
El volumen de la centrífuga se calcula mediante la siguiente ecuación (GeanKoplis, 2006):
[Ec.5.12]
Vc=π*b*r22-r1
2
Donde:
b: altura = 0.81m.
: Radio de la superficie de la capa del líquido
: Radio de la centrifuga
: 3*(Corrales, 1998):
: 0.27 m
r1: 0.09 m
El tiempo de residencia es igual a (GeanKoplis, 2006):
[Ec.5.13]
tT=18*µ
ω2* !ρp-ρ" *Dp2
*Lnr2
r1
Datos:
ρp: Densidad de partícula (Anexo B.1.2) =1076 Kg/m3.
ρ: Densidad del extracto (tabla B.2) = 1007.8 Kg/m3.
Dp: Diámetro de partícula (suposición) = 1,47*10-4 m.
µ: Viscosidad del extracto =2.55*10-3 Kg/ms
tT= 12.13 min.
5.5.3 Diseño del evaporador
Luego de la extracción y filtración es necesario concentrar el extracto, el equipo seleccionado
para el proceso de concentración es un evaporador de
tipo de evaporador es muy usado en la concentración de productos densos y sensibles al
calor, puesto que no deben ser expuestos mucho tiempo a la superficie caliente.
Es un equipo de bajo costo, fácil construcción y amp
requerir poco espacio y tener buenos valores de coeficientes de transmisión de calor.
Descripción del equipo
El equipo consiste básicamente de un duplo tubo de tubos circulares concéntricos. Por las
paredes del tubo interior circula el producto en forma descendente formando una película
delgada de líquido y con un movimiento
tubo, mientras que por la parte anular circula el medio de calefacción , en forma ascendente,
que puede ser vapor de agua
Figura 5.5 E
m1
m4
72
Diseño del evaporador
n y filtración es necesario concentrar el extracto, el equipo seleccionado
para el proceso de concentración es un evaporador de película descendente al vacío, este
tipo de evaporador es muy usado en la concentración de productos densos y sensibles al
calor, puesto que no deben ser expuestos mucho tiempo a la superficie caliente.
Es un equipo de bajo costo, fácil construcción y amplia superficie de calefacción además de
requerir poco espacio y tener buenos valores de coeficientes de transmisión de calor.
El equipo consiste básicamente de un duplo tubo de tubos circulares concéntricos. Por las
interior circula el producto en forma descendente formando una película
quido y con un movimiento más rápido a medida que desciende por la pared del
tubo, mientras que por la parte anular circula el medio de calefacción , en forma ascendente,
que puede ser vapor de agua (Coca, 2010).
Esquema del evaporador de película de scendente
m3
Fuente: Geankoplis, (2006).
m2
m5
n y filtración es necesario concentrar el extracto, el equipo seleccionado
película descendente al vacío, este
tipo de evaporador es muy usado en la concentración de productos densos y sensibles al
calor, puesto que no deben ser expuestos mucho tiempo a la superficie caliente.
lia superficie de calefacción además de
requerir poco espacio y tener buenos valores de coeficientes de transmisión de calor.
El equipo consiste básicamente de un duplo tubo de tubos circulares concéntricos. Por las
interior circula el producto en forma descendente formando una película
rápido a medida que desciende por la pared del
tubo, mientras que por la parte anular circula el medio de calefacción , en forma ascendente,
scendente
73
En la siguiente tabla se detalla las características del equipo:
Tabla 5.3 Características del equipo
Propiedad Valor Unidad Tiempo de concentración 8 horas Temperatura del sistema <60 ºC Presión de operación 100 mmHg Temperatura de ebullición del agua 51.31 ºC
Fuente: Elaboración propia
La capacidad de procesamiento se definió 580.9 Kg/día. La simbología es la siguiente:
Tabla 5.4 Condiciones de operación
Símbolo Propiedad Valor Unidad m1 Flujo másico del extracto de alimentación 72.62 Kg/h m2 Flujo másico de agua evaporada 64.4 Kg/h m3 Flujo másico del extracto concentrado 8.2 Kg/h T1 Temperatura de entrada del extracto 298.15 K k T2 Temperatura de saturación del extracto 324.46 k T3 Temperatura de vaporización del extractoӿ 329.46 k
T4 Temperatura de entrada del agua para la calefacción 366.15 k
T5 Temperatura de salida del extracto concentrado 329.46 k
T6 Temperatura de salida del agua para la calefacción 355.91 k
ӿSe considera 5 ºC más que la temperatura de saturación del agua
Fuente: Elaboración propia
5.5.3.1 Calor absorbido por el extracto
Es el calor necesario para subir la temperatura ambiente hasta la temperatura de ebullición
del agua (T2) más el calor necesario para la evaporación del agua y el calor requerido para
sobrecalentar la mezcla. Es decir:
Figura 5.6
Q
Donde:
Cp1: Capacidad calorífica del
Cp2: Capacidad calorífica del agua
T3.
2λ : Calor latente de vaporización=
sistema a temperatura T2.
∆T1: T2-T1
∆T2: T3-T2
Reemplazando se tiene:
5.5.3.2 Cálculo de la temperatura de salida de agua en el e vaporador
Se supone que todo el calor del evaporador es ganado del agua de calentamiento. Para un
flujo de agua de calefacción igual a
de agua con la siguiente ecuación:
74
Diagrama de calentamiento del extracto de té
Fuente: Elaboración propia
22222111 TCpmmTCpmQtotal ∆++∆= λ
: Capacidad calorífica del extracto: 0.999 Kcal/Kg K.
: Capacidad calorífica del agua =0,9962 Kcal/Kg K, evaluada a temperatura media T
e de vaporización= 310 kcal/kg, evaluada a la temperatura de saturación del
Q total=19972.06 Kcal/h
Cálculo de la temperatura de salida de agua en el e vaporador
Se supone que todo el calor del evaporador es ganado del agua de calentamiento. Para un
de agua de calefacción igual a mac=1.2 Kg/s, se puede calcular la temperatura de salida
de agua con la siguiente ecuación:
evaporadoragua QQ =−
Diagrama de calentamiento del extracto de té
[Ec.5.14]
2T
evaluada a temperatura media T2 y
a la temperatura de saturación del
Cálculo de la temperatura de salida de agua en el e vaporador
Se supone que todo el calor del evaporador es ganado del agua de calentamiento. Para un
, se puede calcular la temperatura de salida
75
[Ec.5.15]
Donde:
mac: Flujo másico del agua de calefacción (suposición) = 1.2 Kg/s
Cp ac: Capacidad calorífica del agua de calefacción = 1 Kcal/Kg K
T4: temperatura de entrada del agua de calefacción = 366.15 K
La temperatura de salida de agua será de:
T6= 355.73 K =82.7 ºC
5.5.3.3 Cálculo de la longitud del evaporador
En la Tabla 5.5, se presenta los valores estándar para tubos según Kern Donald.
Tabla 5.5 Datos de longitud de tubo
Diámetro nominal en pulg. Cedula
40
Diámetro real
interno m
Diámetro real
externo m
6 0,1541 0,1683
2 0,0525 0,06033
Fuente: Kern, (1977)
Para determinar el área total se tiene:
LnDtotal TAUQ ∆= **
Despejando At:
[Ec.5.16]
At=Qtot
UD*∆Tml
Donde:
At: Área total (m2)
Qtot: Calor total absorbido por el extracto =19972.06 Kcal/h
UD: Coeficiente global de transferencia de calor (Anexo E.2.4)=424.57 Kcal/ h*m2 *K
( ) Kcal/h 19972.0664 =−− TTCpm acac
76
∆Tml: Temperatura media logarítmica= 48 K
[Ec.5.17]
∆Tml=(T4-T2)-(T6-T1)
Ln !T4-T2
T6-1"
∆Tml= 48 K
Reemplazando los datos y la [Ec. 5.17] en [Ec.5.16]se tiene:
A= 0.798 m2
Asumiendo el 20% por seguridad se tiene (Kern, 1999):
A= 0.96 m 2
Asumiendo un largo de 2 m, calculamos el número de tubos, de acuerdo a la siguiente
ecuación:
[Ec.5.18]
A=n*Π*dext*L
Despejando n de la [Ec. 5.18] se tiene:
n= 2.53 ~ 3 tubos
77
5.5.4 Diseño del secador por aspersión
La etapa de secado se realizará en un secador por atomización donde el extracto
concentrado entrará a 40 % de sólidos solubles hasta un 5% de humedad final del producto
según norma NTE INEN 2381:2005 (anexo F) de té instantáneo. Con este porcentaje de
humedad final se evita el desarrollo de hongos y/o bacterias que son perjudiciales para el
alimento.
Tanto la alimentación como el aire de secado entran por la parte superior de la cámara y
viajan en la misma dirección (flujo paralelo), esto es para favorecer el secado de materiales
termolábiles (Orna, 2012).
Las partículas secas y el aire húmedo salen de la cámara, siendo separadas y recolectadas
posteriormente por un ciclón.
El dimensionamiento de la cámara debe cumplir los siguientes criterios (Masters, 1994):
• La humedad relativa del aire a la salida de la cámara debe ser menor o igual que la
humedad relativa del aire en equilibrio con la humedad deseada del producto de tal
forma que no humedezca al producto.
• El tiempo de secado de la gota asperjada, desde una humedad inicial hasta otra final,
sebe ser menor o igual al tiempo de viaje de la gota de la pared del secador y así
evitar que se adhiera a ésta.
• El calor suministrado a la gota asperjada durante el tiempo de viaje de la misma a la
pared debe ser mayor o igual al calor necesario para el secado.
78
Figura 5.7 Secador por aspersión
Fuente: Treybal, (2000)
5.5.4.1 Diseño de la cámara de secado
5.5.4.1.1 Condiciones de diseño
Los datos requeridos para el diseño del secador por atomización son:
Tabla 5.6 Parámetros del extracto concentrado (entr ada) (40 %)
Símbolo Propiedad Valor Unidades xss1 Fracción de sólido seco 0.4
mss1 Flujo de sólido seco 9.08 *10-4 Kg/s xws1 Fracción de agua 0.6
mws1 Flujo de agua 1.47 *10-3 Kg/s Ts1 Temperatura de entrada 25 ºC
Hs1 Humedad en Base seca 1,5 Kg agua/Kg sólido
seco
ρs1 Densidad del extracto concentrado de entrada 1034ᴥ Kg/m3
ᴥ Valor obtenido experimentalmente (Tabla B.2).
Fuente: Elaboración propia.
79
Tabla 5.7 Parámetros del extracto seco (salida) (5 %)
Símbolo Propiedad Valor Unidades ms2 Flujo de extracto seco 6.84*10-4 Kg/s xss2 Fracción de sólido seco 0,95 mss2 Flujo de sólido seco 9.5*10-4 Kg/s xws2 Fracción de agua 0.05 mws2 Flujo de agua 3.422 *10 -5 Kg/s Ts2 Temperatura de salida 80 ºC Hs2 Humedad en Base seca 0.053 Kg agua/Kg sólido seco ρs2 Densidad del extracto de salida 750ӿ Kg/m3
ӿ Valor obtenido experimentalmente (Tabla B.3).
Fuente: Elaboración propia.
Tabla 5.8 Parámetros del aire (entrada)
Símbolo Propiedad Valor Unidades ma1 Flujo de aire en la entrada Kg/s 0.01581 Kg/s xsa1 Fracción de aire seco 0.993
msa1 Flujo de aire seco 0.0157 Kg/s xw a1 Fracción de agua 0.007
mw a1 Flujo de agua 1.13 *10-4 Kg/s T a1 Temperatura de entrada 230ᴥ ºC H a1 Humedad en Base seca 0.0072 * Kg agua/Kg aire seco
*El valor de la humedad en base seca del aire es obtenido de la carta psicométrica de la figura (E.1) .A partir de una
temperatura ambiente de 30 ºC y humedad relativa de 30% (Villegas, 2008).
ᴥ Seltzi ,(1960). Patent “Method of making a tea extract”.
Fuente: Elaboración propia.
Tabla 5.9 Parámetros del aire (salida)
Símbolo Propiedad Valor Unidades ma2 Flujo de aire en la salida 0,017 Kg/s xsa2 Fracción de aire seco 0,92
msa2 Flujo de aire seco 0,0157 Kg/s xw a2 Fracción de agua 0,08
mw a2 Flujo de agua 1,42*10-3 Kg/s
T a2 Temperatura de aire de salida 90 ᴥ ºC H a2 Humedad en Base seca 0,0906 Kg agua/Kg aire seco
ᴥ Seltzi,(1960). Patent “Method of making a tea extract”
. Fuente: Elaboración propia.
80
5.5.4.1.2 Cálculo del flujo másico de aire necesari o para la evaporación.
Para calcular la cantidad de aire que se requiere para la evaporación del agua contenida en
la alimentación realizamos el balance energético y de masa en la cámara de secado. Primero
se realizó el balance de flujo de masa de agua, para lo cual a continuación se calcula la
cantidad de agua que posee la alimentación y el aire:
El balance de agua en la cámara de secado será:
[Ec.5.19]
mws1 + mwa1=mws2+mwa2
Donde:
mws1: Flujo de masa de agua contenida en el sólido de alimentación al ingreso de la cámara
(kg/s)
mwa1: Flujo de masa de agua contenida en el aire al ingreso de la cámara (kg/s)
mws2: Flujo de masa de agua contenida en el producto a la salida de la cámara (kg/s)
mwa2: Flujo de masa de agua contenida en el aire a la salida de la cámara (kg/s)
Como:
[Ec.5.20]
Hs=mws/mss
y
[Ec.5.21]
Ha= mwa/mas
Reemplazando [Ec. 5.20] y [Ec. 5.21] en [Ec. 5.19] se obtiene:
[Ec.5.22]
mss1*Hs1 + msa1*Ha1=mss2*Hs2+ma2*Ha2
Suponiendo que no hay fugas ni retención de producto mss1=mss2=mss y msa1=msa2=msa.
Despejando msa:
81
[Ec.5.23]
msa=Hs1-Hs2
Ha2-Ha1
• Balance de masa y energía:
El balance general de energía sobre la cámara de secado es:
[Ec.5.24]
ms1*hs1 + ma1*ha1=ms2*hs2+ma2*ha2
Donde:
hs1: Entalpia del flujo de extracto de la alimentación (Kcal/Kg)
ha1: Entalpia del flujo de aire en la alimentación (Kcal/Kg)
hs2: Entalpia del flujo de extracto seco en la salida (Kcal/Kg)
ha2: Entalpia del flujo de aire en la salida (Kcal/Kg)
• Entalpía del extracto
Es igual a la suma de la entalpía de los sólidos secos más la entalpia del agua contenida que
se detalla en el anexo E.3.2, por lo tanto se tiene:
[Ec.5.25]
ms*hs= mss*(Ts-T0)*(Cps+Cpws*Hs)
Donde:
Cps: Calor especifico del sólido seco (Kcal/Kg*K)
Cpw: Calor especifico del agua contenido en el sólido (Kcal/Kg*K)
T0: Temperatura de referencia (0ºC)
• Entalpía del aire
Es igual a la suma de la entalpía del aire seco, el vapor de agua y la energía requerida para
la evaporación, se detalla en el anexo E.3.3, por lo tanto se tiene:
[Ec.5.26]
ma*ha= msa [(Ta-T0)*(Cpsa+ Cpwa*Ha) + Ha*λwa]
Donde:
82
Cpsa: Calor específico del aire seco (Kcal/Kg*K)
Cpwa: Calor específico del vapor de agua (Kcal/Kg*K)
λwa: Calor latente de vaporización (Kcal/kg)
Ta: Temperatura del aire (K)
T0: Temperatura de referencia (0ºC)
Reemplazando las ecuaciones [Ec. 5.23], [Ec. 5.25] y [Ec. 5.26] en [Ec. 5.24] y despejando
Ha2 se tiene:
Ha2=0.0906 Kg agua/ Kg de aire seco
Reemplazando Ha2 en [Ec. 5.21] se tiene:
msa=0.0157 kg/ s
5.5.4.1.3 Estudio y selección de la mejor boquilla para el secador
5.5.4.1.3.1 Valores seleccionados de la boquilla at omizadora
El valor seleccionado de la boquilla depende de los factores como el flujo de alimento y sus
propiedades físicas como: la viscosidad, tamaño de partícula deseado en el producto final y
disposición respecto a la dirección del flujo del gas secante. En la tabla 5.10 se muestra los
rangos apropiados y el valor requerido según los cálculos realizados posteriormente:
Tabla 5.10 Rangos de un atomizador rotatorio
Características Rangos Valor
seleccionado
Diámetro del disco (mm) 100-300 200
Velocidad del disco (rpm) 10.000-30.000 10.000
Altura de aspas (mm) 8-30 8
Velocidad periférica (m/s) 100-200 104.3
Numero de aspas 18-36 18
Fuente: Filková, (2006)
83
5.5.4.1.3.2 Potencia del atomizador
[Ec.5.27]
P=ms1*Vp
2
2*Ƞ
Donde:
P: Potencia del atomizador (W)
ms1: Flujo de alimentación del extracto concentrado (kg/s)
Vp: Velocidad periférica (m/s)
Π: Rendimiento de la bomba de rotación 60 % (Masters, 1991).
Reemplazando se tiene:
P= 20.66 w= 0.03 Hp
5.5.4.1.3.3 Flujo másico por paleta de alimentación
La ecuación es (Masters, 1994):
[Ec.5.28]
mp=ms1
hp*n
Donde:
mp: Flujo másico de la alimentación por cada paleta del atomizador (Kg/s).
ms1: Flujo del extracto de alimentación (kg/s).
hp: Altura de la paleta del atomizador (m).
np: Número de paletas del atomizador.
Reemplazando se tiene:
mp=0.0158 kg/m s
5.5.4.1.4 Diámetro Sauter
El diámetro Sauter se define como el diámetro de una gota que tiene la misma relación
superficie-volumen que la de todas las gotas formadas por aspersión (Masters, 1994):
84
[Ec.5.29]
Dvs=5240*mp
0.171
(π*Ddisco*N)0.537*µs10.017
Donde:
mp: Flujo másico de la alimentación por cada paleta del atomizador (g/s*cm)
D disco: Diámetro del atomizador (cm)
N: Velocidad angular del atomizador (rev/s)
µs1: Viscosidad del extracto en la alimentación (Poise)
Reemplazando se tiene:
Dvs=42.9 µm
El dimensionamiento de la cámara se realizará en función del diámetro de la gota D95 es
decir, el diámetro dentro del cual se encuentra el 95% de la nube asperjada, de tal forma que
si se garantiza que una gota de este tamaño se seca antes de llegar a la pared de la cámara
entonces el 95% de la nube también lo hará, por lo tanto (Masters, 1994):
D95= 1.4* Dvs
Reemplazando se tiene:
D95=6.01*10-5 m =60.1 µm
5.5.4.1.5 Diámetro, humedad y temperatura de la got a en el punto crítico.
El punto que divide el periodo de velocidad de secado constante y velocidad decreciente es
el punto crítico, una vez que se alcanza este el diámetro, la gota permanece constante hasta
la salida de la cámara de secado y se denomina diámetro crítico, el mismo puede ser
calculado a partir de un balance de materia de los sólidos secos de la gota.
El diámetro crítico se obtiene a partir de la ecuación demostrada en el anexo E.3.4:
[Ec.5.30]
Dc=D95 # ρs1*(1+Hs2
ρs2*(1+Hs1)$1/3
Donde:
Dc: Diámetro de la gota en el punto crítico (m)
85
D95: Diámetro de la gota en a la entrada (m)
ρs1: Densidad de la alimentación (kg/m3)
ρs2: Densidad de los sólidos secos (kg/m3)
Hs1: Humedad del extracto en la alimentación (Kg agua/Kg sólido seco)
Hs2: Humedad del extracto en la salida (Kg agua/Kg sólido seco)
Reemplazando se tiene:
Dc=5.247 *10-5 m = 52.47 µm
5.5.4.1.5.1 Humedad critica de la gota
Cuando se alcanza el punto crítico, se calcula dividiendo la humedad remanente para la
masa de sólidos que posee la gota, por lo tanto:
[Ec.5.31]
Hcg=ap
Π
6* !D95
3* ρs2
1+Hs1"
Hcg= Humedad crítica de la gota (kg agua/ kg sólido seco)
ap= agua remanente (Anexo E.3.5) (kg)
D95: Diámetro de la gota en a la entrada (m)
ρs2: Densidad de los sólidos secos (kg/m3)
Hs1: Humedad del extracto en la alimentación (Kg agua/Kg sólido seco)
Reemplazando se tiene:
Hcg=0.28 Kg agua / Kg sólido seco
5.5.4.1.5.2 Temperatura critica de la gota
La temperatura superficial de una gota que contiene sólidos insolubles o soluciones no
electrolíticas en el periodo de velocidad constante puede ser considerado como la
temperatura de bulbo húmedo del aire de secado de forma tal que en el punto crítico la
temperatura de la gota está dada por:
Tsc=Tbh
86
Donde:
Tsc = Temperatura superficial de la gota en el punto crítico (K)
T bh = Temperatura de bulbo húmedo del aire de secado (K)
A partir del diagrama psicométrico del anexo F. figura F.2 se obtiene:
Tbh= 306.15 K
5.5.4.1.6 Humedad y temperatura del aire en el punt o crítico.
5.5.4.1.6.1 Humedad crítica del aire
La humedad absoluta del aire cuando se alcanza el punto crítico se obtiene del balance de
agua sobre la cámara de secado desde la entrada hasta el punto crítico, el balance es
realizado en el anexo E.3.7, entonces:
[Ec.5.32]
Hac=Ha1+mss
msa*(Hs1-Hsc)
Donde:
Hac: Humedad crítica del aire (Kg agua/ Kg sólido seco)
Hsc: Humedad crítica del sólido (Kg agua/ Kg sólido seco)
Hs1: Humedad del extracto en la alimentación (Kg agua/ Kg sólido seco)
Ha1: Humedad del aire en la alimentación (Kg agua/ Kg aire seco)
mss: Flujo másico del extracto seco (Kg/s)
msa: Flujo másico del aire seco (Kg/s)
Reemplazando se obtiene:
Hac=0.078 (Kg agua/ Kg sólido seco)
87
5.5.4.1.6.2 Temperatura crítica del aire
La temperatura del aire cuando alcanza el punto crítico la podemos calcular a partir del
cálculo de la entalpía del aire en el punto crítico que se encuentra detallado en el anexo
E.3.10:
[Ec.5.33]
Tac=To+hac-λwac*Hac
Cpac+Hac*Cpwac
Donde:
Tac: Temperatura crítica del aire (K)
hac: Entalpia crítica del aire (Anexo E.3.9) ( Kcal/Kg)
λwac: Calor latente de vaporización a la temperatura de aire crítico (Kcal/kg)
Hac: Humedad crítica del aire (Kg agua/Kg aire seco)
Cpac: Capacidad calorífica del aire a la temperatura crítica (Kcal/ Kg K)
Cpwc: Capacidad calorífica del vapor a la temperatura crítica (Kcal/ Kg K)
Reemplazando se tiene:
Tac= 380.91 K
5.5.4.1.7 Determinación del tiempo total del secado de la gota
Existen dos periodos de secado: el de velocidad constante y el de velocidad decreciente, por
lo tanto, el tiempo total de secado se define como:
[Ec.5.34]
tT= tc+ td
tT: Tiempo total de secado (s)
tc: Tiempo de secado en el periodo de velocidad constante (s)
td: Tiempo de secado en el periodo de velocidad decreciente (s)
5.5.4.1.7.1 Tiempo de secado en el periodo constant e
Se tiene la siguiente ecuación encontrada en el anexo E.3.11 (Masters, 1985):
88
[Ec.5.35]
tc=λbh*ρwbh
8*∆Tml1*Ksa2*(D95
2-Dc2)
Donde:
tc: Tiempo de secado en el periodo de velocidad constante (s)
λbh: Calor latente de vaporización a temperatura de bulbo húmedo o temperatura crítica de la
gota (Kcal/kg)
ρbh: Densidad del agua a temperatura de bulbo húmedo o temperatura crítica de la gota
(kg/m3)
∆Tml1: Temperatura logarítmica de temperatura entre el periodo de velocidad constante (K)
Ksa2: Conductividad térmica del aire que rodea la gota a la temperatura media de Ts2 y Ta2
(Kcal/s m K).
Suponiendo que es flujo paralelo:
[Ec.5.36]
∆Tml1=(Ta1-Ts1)-(Tac-Tsc)
ln(Ta1-Ts1)(Tac-Tsc)
∆Tml1= 129.12 K
Reemplazando datos en la [Ec. 5.35] se obtiene:
tc=0.0177s
5.5.4.1.7.2 Tiempo de secado en el período de veloc idad decreciente
El tiempo de secado en el tiempo decreciente se halla a partir de la siguiente ecuación
(Masters, 1985):
[Ec.5.37]
td=λbhDc2*ρs2
12*Ksa2*∆Tml2*(Hsc-Hs2)
td: Tiempo de secado en el periodo de velocidad decreciente (s)
89
ΔTml2 Temperatura logarítmica de temperatura en el periodo de velocidad decreciente (K)
λbh: Calor latente de vaporización a temperatura de bulbo húmedo o temperatura crítica de
la gota (Kcal /kg)
ρs2: Densidad de los sólidos secos (kg/m3)
Ksa2: Conductividad térmica del aire que rodea la gota a la temperatura media de Ts2 y Ta2
(Kcal/ s m K)
Temperatura logarítmica:
[Ec.5.38]
∆Tml2=(Tac-Tsc)-(Ta1-Ts1)
ln(Tac-Tsc)(Ta1-Ts1)
∆Tml2=37.2 K
Reemplazando en la [Ec. 5.37] se tiene:
td= 0.024 s
Por lo tanto las condiciones propuestas cumplen la condición:
tc<td
Reemplazando tc y td en la ecuación Ec. 5.34 se tiene:
tT= 0.029s
5.5.4.1.8 Calor transferido a la gota durante el ti empo de viaje
El flujo de calor transferido por convección a la alimentación durante el tiempo de viaje a la
pared de la cámara se calcula con la siguiente expresión (Glueckert, 1962):
[Ec.5.39]
Qft= #12*Ksa2*∆Tml3
ρs1*D952 $ *ms1*tT
Donde:
Ksa2: Conductividad térmica del aire que rodea la gota a la temperatura media de Ts2 y Ta2
(Kcal/s m K).
90
D95: Diámetro de la gota en a la entrada (m)
tT: Tiempo total de secado (s)
ΔTml3 Temperatura logarítmica de temperatura entre la gota y el aire desde la entrada hasta la
salida (K).
ms1: Flujo másico de extracto concentrado (kg/s)
Reemplazando se tiene:
Qtf=567.25 cal/s
El flujo de calor necesario para secar la alimentación se calcula así:
[Ec.5.40]
Qnec=mas1*(Ta1-Ta2)*(Cpa1+Ha1*Cpwa1)
Donde:
mas1: Flujo másico del aire seco en la entrada (Kg/s)
Ta1: Temperatura del aire en la entrada (K)
Ta2: Temperatura del aire en la salida (K)
Cpa1: Capacidad calorífica del aire en la entrada (Kcal/Kg K)
Ha1: Humedad del aire en la entrada (Kg agua/ kg aire seco)
Cpwa1: Capacidad calorífica del vapor en la entrada (Kcal/Kg K)
Reemplazando se tiene:
Qnec =486.54 cal/s
Por lo tanto las condiciones propuestas cumplen la condición:
Qft>Qnec La humedad relativa a la salida del aire de secado es obtenida a partir de la carta
psicométrico del anexo E1, la cual es de 4 %, por tanto, la humedad relativa del aire es
menor que la humedad del producto.
91
5.5.4.1.9 Dimensiones de la cámara de secado.
La cámara de secado tiene la siguiente forma:
Figura 5.8 Dimensiones de la cámara de secado
Fuente: Elaboración propia
Donde:
Dcs = Diámetro de la cámara de secado (m)
Hcs = Altura de la cámara de secado (m)
Hcl = Altura del cilindro de la cámara de secado (m)
Hco = Altura del cono de la cámara de secado (m)
Dco = Diámetro del cono de la cámara de secado (m)
Diámetro de la cámara de secado:
El tiempo de viaje de la gota a la pared de la cámara de secado se obtiene con la siguiente
expresión, haciendo la consideración que R cámara> 5*Dr / 2 (Glueckert, 1962):
[Ec.5.41]
Rcs= 'tT*2.4*V* b*Ddisco
2(1/2
+Ddisco
4
Donde:
tT: Tiempo de viaje de la gota a la pared de la cámara de secado (s)
92
Rcs: Radio de la cámara de secado (Anexo E.3.12) (m)
Dr: Diámetro del atomizador (m)
Vres: Velocidad de la gota que sale del atomizador (Anexo E.3.12) (m/s)
b: Ancho de un chorro de aire que sale del atomizador (Anexo E.3.12) (m)
Según las condiciones para el diseño de la cámara de secado se debe cumplir que el tiempo
de viaje de la gota sea mayor o igual al tiempo de secado, por lo tanto para cumplir con esta
condición se establece:
tv=tT
Despejando Rcs y reemplazando en la [ec . 5.39] con un 30 % de seguridad se tiene:
Rcs= 0.6 m
Por lo tanto se cumple:
R cámara > 5*Dr / 2
0.6 m > 0.5 m
Y
Dcs= 2* Rcs
Dcs= 1.2 m
Como ya tenemos el diámetro de la cámara de secado que es 1.2 m podemos calcular las
demás dimensiones. La relación entre las dimensiones de la cámara de secado se exponen
a continuación (Alamilla, 2001):
[Ec.5.42]
Hcs=1.5*Dcs: Hcs= 1.8 m
[Ec.5.43]
Dc0=Dcs
10:
Dc0= 0.12 m
93
[Ec.5.44]
Hc0= !Dcs-Dc0
2" *tg600:
Hc0=0.93 m
[Ec.5.45]
Hcl=Hcs-Hc0 Reemplazando Hcs y Hc0 en la Ec. 5.45... se tiene:
Hcl=0.3 m
5.5.4.2 Diseños auxiliares
5.5.4.2.1 Diseño del quemador
El quemador se encargará de calentar el aire requerido para el proceso de secado desde la
temperatura ambiente (Tae) hasta la temperatura a la entrada en la cámara de secado (Ta1),
donde se produce un calor sensible del aire por lo tanto la humedad se mantiene constante.
Entonces el calor necesario para calentar el aire es:
[Ec.5.46]
Qnec=mas1*(Ta1-Ta2)*(Cpa1+Ha1*Cpwa1)
Reemplazando se tiene:
Qnec =486.54 cal/s
Por lo tanto la potencia del calentador es:
P= 2.04 Kw= 2.7 HP
Ahora se debe calcular la cantidad de combustible que se consume, para ello utilizamos la
siguiente expresión:
[Ec.5.47]
mc=Qnec
PCI
Donde:
94
mc: Flujo de masa de combustible (kg/h)
Qnec: Calor generado por el quemador (kcal/h)
PCI: Poder calorífico inferior del combustible (tabla 5.15) = 9535,88 kcal/kg
Reemplazando se tiene:
m c= 0.18 kg/h
5.5.4.2.2 Diseño del Ciclón
Los ciclones generalmente tienen como parámetros de diseño el diámetro del ciclón, la caída
de presión, la velocidad de entrada y velocidad de saltación, en la siguiente tabla se
muestran los parámetros a considerar en el diseño de ciclones con entrada tangencial .En la
figura 5.9 muestra el esquema de ciclón y sus variables de diseño:
Figura 5.9 Esquema del ciclón
Fuente: Masters.,(1991)
Tabla 5.11 Parámetros de diseño del ciclón de recup eración
Parámetro Valor
Diámetro del ciclón (D) < 1 m Caída de presión < 2488,16 Pa Relación de velocidades (Vi/Vs) < 1,35 Velocidad de entrada 15,2-27,4 m/s
Fuente: Zenz ,(2001).
La siguiente tabla muestra las dimensiones típicas de un ciclón de recuperación tipo
Stairmand de alta eficiencia:
95
Tabla 5.12 Dimensiones típicas de un ciclón de recu peración tipo Stairmand
Dimensiones Símbolo Valor Diámetro del cuerpo Dc/Dc 1 Altura de la entrada a/Dc 0,5 Ancho de la entrada b/Dc 0,2 Diámetro de la salida del gas Ds/Dc 0,5 Longitud del buscador del vórtice S/Dc 0,5 Longitud del cuerpo h/Dc 1,5 Longitud del cono z/Dc 2,5 Altura total del ciclón H/Dc 4 Diámetro de enchufe del polvo B/Dc 0,375 Factor de configuración G 551,22 Número de cabezas de velocidad NH 6,4 Numero de vórtices N 5,5
Fuente: Zenz,(2001).
5.5.4.2.2.1 Área necesaria en la entrada del ciclón
[Ec.5.48]
Ac = ma1v
Ac: Área de la entrada del ciclón (m2)
ma1: Flujo volumétrico de aire requerido en el proceso (m3/s)
V: Velocidad de entrada al ciclón = 5.2 (m/s)
Ac= 0.0073 m2
5.5.4.2.2.2 Diámetro del cuerpo del ciclón
Ac=a*b
Donde:
AC: Área del ciclón.
a: Altura de la entrada del ciclón
b: Ancho de la entrada del ciclón
96
Reemplazando los datos de la tabla 5.12 se tiene:
Ac = 0.1 ∗ Dc2 Donde:
Dc: Diámetro del cuerpo del ciclón (m)
Despeja do Dc se tiene:
Dc=5Ac0.1
Dc= 0.27 m
Una vez calculado el diámetro del cuerpo del ciclón se calcula todas las demás dimensiones
que se detallan en la tabla 5.13:
Tabla 5.13 Dimensiones del ciclón
Dimensiones Símbolo Valor Altura de la entrada (m) a 0,135
Ancho de la entrada (m) b 0,054
Diámetro de la salida del gas (m) Ds 0,135
Longitud del buscador del vórtice (m) S 0,135
Longitud del cuerpo (m) h 0,404
Longitud del cono (m) z 0,673
Altura total del ciclón (m) H 1,076
Diámetro de enchufe del polvo (m) B 0,101
Fuente: Elaboración propia
5.5.4.2.2.3 Velocidad de saltación
En los ciclones, la velocidad de entrada es un parámetro fundamental; velocidades muy
bajas producen la sedimentación de partículas y neutralizan el efecto de la fuerza centrífuga
generando disminución en la eficiencia de colección velocidades muy altas pueden re
suspender partículas previamente colectadas, disminuyendo también la eficiencia (Alberto,
2006).
97
Lo ideal es trabajar con velocidades de entrada lo suficientemente altas para aprovechar el
efecto de la aceleración centrífuga, velocidad de entrada al ciclón debe situarse en el
intervalo de 15.2 a 27.4 m/s.
Kalen y Zenz propusieron que la correlación semiempírica para la velocidad de saltación es
(Alberto, 2006):
[Ec.5.49]
vs= 4.913*veq*Kb4*Dc0.067*√vi23√1-Kb3
Donde:
vs = Velocidad de saltación (m/s).
vi = Velocidad de entrada del aire en el ciclón (m/s).
veq: Velocidad equivalente (detalle en el anexoE.3.13.1 ) (m/s)
Kb: Relación entre la base de entrada y el diámetro del ciclón (b/Dc).
Dc: Diámetro del cuerpo de ciclón (m)
Reemplazando se tiene:
v s= 0.0278 ms
Kalen y Zenz desarrollaron correlaciones en donde la relación entre velocidades para evitar
la re suspensión de las partículas debe ser menor a 1.35 según las condiciones de diseño
(Alberto, 2006): BCBD < 1.35
Por lo tanto:
0.001822 < 1.35
Por tanto, el cumplimiento de relajación, asegura que no habrá re suspensión de las
partículas. Por lo tanto se puede calcular la eficiencia del ciclón.
98
5.5.4.2.2.4 Eficiencia del ciclón
La teoría de Leith y Licht es la que mejor se adapta al comportamiento experimental,
basándose en las propiedades físicas del material particulado y el gas de arrastre, y en las
relaciones entre proporciones del ciclón. Por lo tanto la ecuación propuesta es (Alberto,
2006):
[Ec.5.50]
ȠI = 1 − J'K ∗!L∗MN∗OP∗(QRS)TUV " W.XQRS(
Donde:
Ƞc : Eficiencia del ciclón
G : Factor de configuración del ciclón .
ti :Tiempo de relajación (detalles en anexo E.3.13.3) (s)
ma: Flujo de aire (m3/s).
Dc : Diámetro del ciclón (m).
n: Exponente del vórtice del ciclón (detalles en anexo E.3.13.2)
Reemplazando se tiene:
ȠI =0.88
Es un valor aceptable para un ciclón de alta eficiencia.
5.5.4.2.2.5 Estimativa de la caída de presión
La caída de presión es un parámetro importante debido a que relaciona directamente los
costos de operación. La caída de presión en un ciclón puede deberse a las pérdidas a la
entrada y salida, pérdidas de energía cinética y fricción en el ciclón. A mayor pérdida de
presión aumentan los requerimientos de potencia en el ventilador y, por lo tanto, mayor
consumo de energía.
Las pérdidas de presión menores a 2488.16 pascales (10 plg H2O) son generalmente
aceptadas.
Una de las ecuaciones para calcular la pérdida de presión en un ciclón es la desarrollada por
Shepherd y Lapple (Alberto, 2006):
99
[Ec.5.51]
∆P= 12 *ρa*vi2*NH
Donde:
∆P: Caída de presión en el ciclón (N/m2).
vi = Velocidad de entrada del gas en el ciclón (m/s).
ρa: Densidad del aire a la temperatura de entrada del ciclón(kg/m3).
NH: Número de cabezas de velocidad a la entrada del ciclón.
Reemplazando se tiene:
∆P=709.8 N/m2
Se considera un valor aceptable ya que no supera el valor recomendado.
100
5.6 DISEÑO DEL CALDERO
El calentador seleccionado es una calentador pirotubular, debido a su facilidad de
construcción, y bajo costo. Utilizará como combustible gas natural ya que es accesible y de
bajo costo. El calentador servirá para el calentamiento del extracto de tanque agitado y
posteriormente al evaporador de película descendente en forma discontinua.
El caldero calentará el agua desde 25ºC hasta 93 ºC, con un 10 % de exceso de aire para
garantizar una combustión completa.
La siguiente figura muestra un caldero pirotubular horizontal:
Figura 5.10 Caldero pirotubular
Fuente: www.calderasvaporvalero.com
En la siguiente tabla se muestra las especificaciones del equipo:
Tabla 5.14 Especificaciones del equipo
Símbolo Propiedad Valor Unidad m vap Flujo másico de vapor requerido 100 Kg/h
T w1 Temperatura de entrada del agua de calefacción 298.15 K
Tw2 Temperatura de salida del agua de calefacción 363.15 K Tg1 Temperatura de entrada del combustible 298.15* K Tg2 Temperatura de salida del combustible 459.15* K
*Caballero , (2013)
Fuente: Elaboración propia.
101
Las reacciones que se dan en la combustión son:
CH4+2 O 2 CO2+2H2O
C2H6+7/2 O2 2CO2+3H2O
C3H8+5 O2 3CO2+4H2O
C4H10+13/2 O2 4CO2+5H2O
La siguiente tabla muestra la composición del gas natural:
Los gastos generales contemplados en el estudio representan los más importantes y están
caracterizados en el siguiente cuadro:
Tabla 6.4 Descripción de costo de fábrica y otros ( $US)
Ítem Descripción Costo total
1 Gastos de laboratorio 200
2 Mantenimiento y reparación 400 3 Comunicación 200
TOTAL 800
Fuente: Elaboración propia
6.4 MANO DE OBRA
Los requerimientos de mano de obra para el proceso, son los siguientes:
Supervisor de la producción: encargado de la supervisión de todo el proceso
productivo.
Operario 1: encargado de los procesos de extracción, evaporación y secado.
Operador 2: encargado de los procesos de filtración y almacenamiento.
Analista: encargado de los análisis químico y control de calidad.
Tabla 6.5 Descripción de costo de mano de obra ($US )
Item Descripción Cantidad Costo mes Costo anual
1 Supervisor de producción 1 400 3200 2 Operario 2 300 2400
TOTAL 5600
Fuente: Elaboración propia
109
6.5 PRECIO DE VENTA UNITARIO
En la siguiente tabla se presenta el resumen de costo para la producción de extracto seco de
té verde:
Tabla 6.6 Resumen de costos ($US)
Costo de fabricación Costo ($)
Materiales ,Insumos y servicios 185464,75 Mano de Obra 5600 Gastos generales 800 Total 191864 Depreciaciones Depreciación de equipos 9295 Depreciación de obras civiles 2750 Total 12045 TOTAL 203909
Fuente: Elaboración propia
Tabla 6.7 Costo de producción ($US)
Descripció n Costo
Costo de fabricación 191864 Depreciaciones 12045 Costo De Producción 203909 Precio de venta ($us/kg.) 59
Fuente: Elaboración propia
El precio de venta actual en el mercado internacional de té instantáneo de 200g es de 12
euros que equivale a 114 Bs, con el siguiente tipo de cambio 1 euro= 9.538 Bs.
Nuestro precio de venta se definirá con una utilidad neta del 100 % además de incluir I.V.A.
(13%). I.U. (3%), obteniéndose un precio de venta de 12 $ en presentación de 200 g y 6 $ en
presentación de 100 g.
A partir de la tabla 6.5 se obtiene un costo de 203909 $ para producir 3467 Kg/año los cuales
estarán en presentaciones de 100 g y 200 g.
CAPÍTULO 7
CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES
110
CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES
7.1 Conclusiones
Del análisis de los resultados obtenidos en el proceso de extracción antioxidantes del té
verde se concluye que:
1. Se caracterizó la materia prima tomando como referencia normas internacionales. La
calidad del té verde se encuentra dentro los parámetros fisicoquímicos de la Norma
Argentina. Y también los parámetros microbiológicos exigidos por la Norma Española según
la reglamentación vigente, RD 1354/83. También se tiene una densidad de 1.076 g/ml de té.
2. De acuerdo al diseño factorial, los parámetros principales que influyen en el proceso
de extracción de antioxidantes son: relación materia prima/solvente * temperatura y materia
prima/solvente*agitación.
3. La relación materia prima/solvente, temperatura y agitación tiene un efecto positivo
sobre el % de antioxidantes extraídos, es decir a mayor relación materia prima/solvente,
mayor temperatura y mayor agitación se tiene mayor cantidad de antioxidantes.
4. Las mejores condiciones para la extracción fueron:
• Relación materia prima/solvente= 1:10
• Temperatura de extracción= 60 °C
• Velocidad de agitación= 400 rpm
5. No se obtuvo aceite esencial en las hojas de té.
6. Se optimizó el proceso de extracción determinando la cinética y el tiempo de
extracción. Donde el tiempo requerido para extraer la mayor cantidad de antioxidantes es de
1 hora, después del mismo el rendimiento va decreciendo paulatinamente, debido a que los
antioxidantes se degradan al ser sometidos a temperaturas elevadas durante un tiempo
prolongado. De los resultados obtenidos se concluye que los datos se ajustan mejor a una
cinética del tipo isoterma de Langmuir.
7. Al cuantificar los antioxidantes en las diferentes etapas se determinó que el proceso
de extracción debe contar solo con una etapa, debido a que se obtienen bajos rendimientos
de antioxidantes en las demás etapas.
8. Se caracterizó el extracto concentrado ya que no se contaba con un secador spray.
Los resultados obtenidos fueron: el extracto tiene un color marrón, es de un olor
característico, sabor astringente, es soluble en agua, densidad de 1.035 g/ml y un
rendimiento de antioxidantes de 15.8 % (p/p)
111
Se determinó cualitativamente la presencia de flavonoides en el extracto. La reacción fue
positiva a la prueba de Shinoda indicando la posible presencia de flavonas, flavononas,
flavonoles, flavononoles, flavanoles o xantonas.
9. Se realizó el diseño de equipos necesarios proponiendo un secador por aspersión
para la planta piloto.
Consta de un tanque de extracción, una centrifuga de canasta, un evaporador de película
descendente, en secador por aspersión y un caldero pirotubular. Con una capacidad de
procesamiento de 114 Kg/día de té verde, lo que permitirá obtener 19.7 Kg/día de té en
polvo.
10. El costo de producción de extracto es de 59 $/Kg y el precio de este en el mercado
será de 12 $ en presentación de 200 g y 6 $ en presentación de 100 g.
7.2 Recomendaciones
Se citan las siguientes recomendaciones:
1. Realizar un tamizaje fitoquímico de la materia prima y el producto obtenido para
identificar la presencia de metabolitos secundarios como ser: alcaloides, flavonoides,
taninos, etc.
2. Realizar un estudio sobre la recuperación de las hojas de té agotadas después de la
extracción.
3. Realizar el estudio sobre la recuperación de aromas.
4. Estudiar el mejoramiento del proceso de producción y la calidad del té verde.
5. Estudiar el tiempo de vida útil del extracto.
CAPÍTULO 8
BIBLIOGRAFÍA
112
REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS
1. Alamilla, L., (2001). “Aspectos sobre el uso de secadores por aspersión”. Documento
predoctoral, México: ENCB-IPN,. Pp. 81-90.
2. Álvarez B., (2012). “Biocontrol de Botrytis cinérea a partir de extractos fenólicos de
fresa”. Tesis maestría en Ciencias de producción agrícola. Instituto Politécnico
Nacional ,Michoacán.
3. Bandoni ,A., (2000). “Los recursos vegetales aromáticos en latinoamerica”,Programa
Iberoamericano de Ciencia y Tecnología para el desarrollo (CYTED), Cap 2, pp 29-
43.
4. Bandoni, A., (2000). “Los recursos vegetales aromáticos en latinoamerica”,Programa
Iberoamericano de Ciencia y Tecnología para el desarrollo (CYTED), Cap 15, pp 285-
298.
5. Brawnell L., (1980). “Process equipment design”. Estados Unidos, Editorial: John
Wiley y Sons. Cap2, pp 55-65.
6. Brennan ,J., Butters ,J., Cowel,N., Villey,A., (1998). “Las operaciones de la ingeniería
a) Humedad por arrastre con tolueno en %. Máx: 7%.
b) Extracto acuoso en %. Mín.: 30%*
c) Extracto en éter de petróleo en %.Mín. 2%*
d) Catequinas como taninos en %. Mín 4%*.
e) Xantina trimetálica (cafeína) en %. Mín. 2%*
f) Fibra cruda en %. Máx. 15%.
g) Azúcar en %. Máx. 4%.
h) Cenizas totales a 500 ºC en %. Máx. 6%
*El patrón propuesto puede ser rechazado por no cumplir con los requisitos en Extracto
acuoso, extracto en éter de petróleo, catequinas y xantina trimetálica.
170
Norma Técnica Ecuatoriana (NTE INEN 2381:2005)
Requisitos del té:
Tabla F.1 Requisitos físico químicos para el Té
Requisitos Min Max Método de ensayo Humedad, % m/m -- 12 NTE INEN 1 114 Cenizas totales *, % m/m 4 8 NTE INEN 1 117 Cenizas solubles en agua del total de cenizas *, % m/m 45 -- NTE INEN 1 119 Alcalinidad de las cenizas solubles en agua (como KOH), % m/m 1 3 AOAC 14ed. 31.016 Cenizas insolubles en HCl al 10%*, % m/m -- NTE INEN 1 118 Cafeína *, % m/m (no aplica al te descafeinado) 1 --
NTE INEN 1 112; 1 115
a) En el té negro el extracto acuoso, expresado sobre base seca no será menor a 24 %
m/m, (NTE INEN 1 120).
b) En el té verde el extracto acuoso, expresado sobre base seca no será menor a 28 %
m/m, (NTE INEN 1 120)
c) El té descafeinado debe cumplir con todos los requisitos establecidos para el té de
acuerdo a su clase, a excepción del contenido de cafeína que no podrá ser superior a
0,1 % m/m.
d) El té saborizado debe cumplir con todos los requisitos establecidos para el té de
acuerdo a su clase, y el saborizante utilizado debe ser permitido en la NTE INEN 2
074.
e) El té instantáneo, debe cumplir con todos los requisitos establecidos para el té en la
tabla F.1, a excepción del contenido de humedad que no podrá ser superior al 6 %.
ANEXO G
ESPECIFICACIONES TÉCNICAS DE LOS
EQUIPOS
171
Tabla G.1 Resumen de las especificaciones técnicas del tanque de extracción
Nombre Tanque de extraccion enchaquetado
Material de construcción Acero inoxidable 304
Capacidad de procesamiento 57 Kg de té
Cantidad de solvente en el tanque 570 Kg de agua
Altura del tanque 1.1 m
Diámetro del tanque 0.85 m
Volumen total del tanque 0.63 m3
Agitador Turbina de seis paletas planas
Deflectores 4
Ancho de las placas deflectoras 0,071 m
Longitud de la turbina 0,071 m
Altura de la turbina 0,057 m
Potencia del motor de agitación 2 HP
Fuente: Elaboración propia
172
Tabla G.2 Resumen de especificaciones técnicas del centrifugador canasta
Nombre Centrifugador canasta
Capacidad 154.4 Kg
Diámetro del tazón 10.6 pulg.
Volumen 0.176 m3
Tiempo de trabajo 12 min
Potencia 7.5 HP
Fuente: Elaboración propia
Tabla G.3 Especificaciones técnicas: Evaporador de película descendente
Nombre Evaporador de película descendente
Material de construcción Acero inoxidable 304
Presión de vació 100 mmHg.
Diámetro nominal de tubería interna 2 pulg.
Diámetro nominal de tubería externa 6 pulg.
Numero de tubos 3
Longitud de tubo 2 m
Medio de calentamiento Vapor de agua a 93 ºC
Flujo másico del extracto a concentrar 72.62 Kg/h
Flujo másico del extracto concentrado 8.2 Kg/h
Flujo másico de agua evaporada 64.4 Kg/h
Temperatura de entrada del extracto 25°C
Temperatura de salida extracto concentrado 51.31 °C
Temperatura de entrada de Agua 93°C
Temperatura de salida de Agua 82°C
Fuente: Elaboración propia
173
Tabla G.4 Especificaciones técnicas: Secador por as persión
Nombre Secador por aspersión
Material de construcción Acero inoxidable 304
Diámetro de la cámara de secado 1.2 m
Altura de la cámara de secado 1.8 m
Altura del cono de la cámara de secado 0.93 m
Humedad del producto 6%
Potencia del calentador 3 HP
Temperatura de entrada del extracto 25 ºC
Temperatura de salida del extracto 80ºC
Temperatura de entrada del aire 200 ºC
Temperatura de salida del aire 90 ºC
Fuente: Elaboración propia
174
Tabla G.5 Especificaciones técnicas: Ciclón de recu peración