Plataforma experimental para la esterilización industrial de agua

Universitat Politècnica de Catalunya
Departament d’Enginyeria electrònica Universitat Pompeu Fabra
Departament of information and
Communication Technologies
Plataforma experimental para la
esterilización industrial de agua
mediante electroporación
(Experimental platform for industrial sterilization of
water by electroporation)
Jarold Aurelio González Sosa
Tutor en la UPC
Tutor en la UPF
Dr. Miguel Ángel García González
Dr. Antoni Ivorra Cano
2011
II
A mis padres y a mi hermana...
III
IV
Índice
Resumen
VIII
Resum
X
Abstract
XII
Agradecimientos
XIV
Objetivos
XVI
I Introducción
1
1 Introducción
3
2 Conceptos teóricos sobre el uso de Pulsos Eléctricos de Alta Intensidad
de Campo.
7
2.1
Antecedentes.
2.2
Principios físicos.
2.3
2.4
. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
7
10
2.2.1
Modelado eléctrico de la célula.
. . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
10
2.2.2
Efecto de los pulsos eléctricos sobre los microorganismos. . . . . . .
12
Inactivación bacteriana. Factores. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
16
2.3.1
Intensidad del campo eléctrico.
. . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
16
2.3.2
Tiempo de tratamiento.
. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
18
2.3.3
Forma y ancho del pulso. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
18
2.3.4
Temperatura de tratamiento.
. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
21
2.3.5
Otros factores.
. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
22
2.3.5.1
Características del medio.
. . . . . . . . . . . . . . . . . .
22
2.3.5.2
Factores dependientes del microorganismo. . . . . . . . . .
23
Componentes de un sistema para aplicar PEF. . . . . . . . . . . . . . . . .
24
II Diseño y análisis de la cámara de tratamiento
27
3 Diseño y evaluación numérica de la cámara de tratamiento.
29
3.1
3.2
Características de las cámaras de tratamiento. . . . . . . . . . . . . . . . .
29
3.1.1
Antecedentes de cámaras estáticas.
. . . . . . . . . . . . . . . . . .
30
3.1.2
Antecedentes de cámaras continuas.
. . . . . . . . . . . . . . . . .
33
Dinámica de uidos en el interior de la cámara.
. . . . . . . . . . . . . . .
37
3.2.1
Conceptos básicos.
. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
37
3.2.2
Número de Reynolds. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
37
V
ÍNDICE
3.3
3.4
VI
3.2.3
Flujo laminar en tuberías.
. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
3.2.4
Flujo turbulento en tuberías.
39
. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
41
Diseño propuesto. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
42
3.3.1
. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
43
Análisis de la cámara mediante FEM. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
44
3.4.1
Geometría del dominio a simular.
. . . . . . . . . . . . . . . . . .
44
3.4.2
Denición de la malla y de las condiciones de contorno. . . . . . . .
47
3.4.3
Ecuaciones y condiciones de contorno.
. . . . . . . . . . . . . . . .
47
. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
47
3.4.4
La idea.
3.4.3.1
Módulo AC/DC.
3.4.3.2
Módulo de Turbulent Flow/ Laminar Flow.
3.4.3.3
Modulo Heat Transfer.
. . . . . . . .
49
. . . . . . . . . . . . . . . . . . .
51
. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
52
. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
52
Análisis de las simulaciones.
3.4.4.1
Campo eléctrico.
3.4.4.2
Fluido.
. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
54
3.4.4.3
Temperatura. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
57
III Diseño y construcción de la plataforma experimental
61
4 Diseño del Generador de Pulsos.
63
4.1
Generador de pulsos.
4.2
Conceptos teóricos. El puente en H.
4.2.1
4.3
. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
63
. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
64
Componentes del puente en H. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
66
4.2.1.1
NMOS.
. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
66
4.2.1.2
Driver. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
70
Diseño propuesto y sus simulaciones.
. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
73
4.3.1
Diseño propuesto. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
73
4.3.2
Simulaciones del diseño propuesto con fuentes ideales. . . . . . . . .
73
4.3.3
Simulación del diseño con fuentes reales.
75
. . . . . . . . . . . . . . .
5 Diseño de la fuente de alimentación.
79
5.1
Alimentación del circuito.
5.2
Introducción al generador de Cockcroft-Walton.
. . . . . . . . . . . . . . .
79
5.3
Conceptos teóricos. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
81
5.3.1
Half-wave rectier.
. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
81
5.3.2
Conexión en cascada. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
82
Diseño propuesto y su implementación. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
86
5.4
. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
6 Diseño y montaje de la bomba y del prototipo de conducto.
6.1
Cálculos previos.
. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
79
89
90
6.1.1
Caída de presión. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
90
6.1.2
Momento de inercia externo. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
94
6.1.3
Par.
. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
95
6.2
El motor.
. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
96
6.3
Implementación. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
97
6.4
Montaje físico de un prototipo de conducto.
. . . . . . . . . . . . . . . . . 100
7 Conclusiones y líneas de investigación futuras.
IV Bibliografía
103
105
Bibliography
107
V Anexos
115
Anexo I. Componentes del generador de pulsos.
Transistor NDF08N50Z. Datos de interés.
117
. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 117
Símbolo del transistor NDF08N50Z realizado en LTspice y su código spice asociado.119
Driver optoacoplador HCPL 3120. Datos de interés. . . . . . . . . . . . . . . . . 121
Símbolo del driver optoacoplador HCPL 3120 realizado en LTspice y su código
spice asociado.
. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 123
Anexo II. Datos de interés del motor.
127
VIII
Resumen
La aplicación de Pulsos de Alta Intensidad de Campo Eléctrico (PEF), es una técnica
emergente y ecaz en la inactivación no térmica de microorganismos en alimentos.
La
ventaja que presenta esta técnica frente a los métodos térmicos, es que los alimentos que se
obtienen además de ser seguros, conservan sus cualidades nutricionales y organolépticas.
En ella juegan un papel importante la intensidad del campo eléctrico y el tiempo de
tratamiento, que con los valores adecuados, inducen un potencial transmembrana (TMP)
que da lugar a la formación de poros en la membrana celular; efecto conocido como electroporación. Si el TMP es lo sucientemente elevado (200 - 1000 mV), provoca una ruptura
permanente de la membrana celular, donde la pérdida de iones y escape de metabolitos
ocasionan la muerte de los microorganismos: electroporación irreversible.
Los progresos innovadores en esta tecnología reducirán el coste de los generadores de
pulsos, haciendo el proceso más competitivo en comparación a los métodos térmicos.
El desarrollo de este proyecto nal de carrera presenta la realización de una plataforma
experimental. Esta permitirá demostrar la validez de una idea innovadora, que pretende
resolver algunos de los problemas que se encuentran en la actualidad, en la utilización
de esta técnica. Para desarrollar esta idea, se realizó una amplia revisión de las cámaras
de tratamientos reportadas en anteriores trabajos de investigación, así como de los sistemas electrónicos destinados a generar los pulsos bipolares de alta tensión, estos pulsos
presentan la ventaja que minimizan la electrolisis.
Se diseñó y simuló mediante la técnica de elementos nitos (FEM), un prototipo de cámara de tratamiento co-linear, que nos permitió evaluar parámetros como: el campo eléctrico, la temperatura de tratamiento y la velocidad en el interior de la cámara. Además,
fueron diseñados el resto de componentes importantes para la aplicación de esta técnica:
el generador de pulsos, la fuente de alimentación y la bomba; o inyector en nuestro caso.
Esta idea permitirá, en un futuro, profundizar más en la creación de nuevos modelos de
cámaras continuas; donde el líquido uya con rapidez, logrando así una mejor eciencia
en la inactivación bacteriana, con un menor coste.
IX
X
Resum
L'aplicació de Polsos d'Alta Intensitat de Camp Elèctric (PEF), és una tècnica emergent
i ecaç en la inactivació no tèrmica de microorganismes en aliments. L'avantatge que
presenta aquesta tècnica enfront dels mètodes tèrmics és que els aliments que s'obtenen
a més de ser segurs, conserven les seves qualitats nutricionals i organolèptiques.
Hi juga un paper important la intensitat del camp elèctric i el temps de tractament
que, amb els valors adequats, indueixen un potencial transmembrana (TMP) el qual dóna
lloc a la formació de porus en la membrana cel-lular, efecte conegut com electroporació.
Si el TMP és prou elevat (200 - 1000 mV), provoca una ruptura permanent de la membrana cel-lular, on la pèrdua d'ions i escapament de metabòlits ocasionen la mort dels
microorganismes: electroporació irreversible.
Els progressos innovadors en aquesta tecnologia reduiran el cost dels generadors de
polsos, fent el procés més competitiu en comparació als mètodes tèrmics.
El desenvolupament d'aquest projecte nal de carrera presenta la realització d'una
plataforma experimental. Aquesta permetrà demostrar la validesa d'una idea innovadora,
que pretén resoldre alguns dels problemes que es troben en l'actualitat, en la utilització
d'aquesta tècnica. Per desenvolupar aquesta idea, es va realitzar una àmplia revisió de les
càmeres de tractaments reportades en anteriors treballs de recerca, així com dels sistemes
electrònics destinats a generar els polsos bipolars d'alta tensió, aquests polsos presenten
l'avantatge que minimitzen l'electròlisi.
Es va dissenyar i va simular mitjançant la tècnica d'elements nits (FEM), un prototip
de cambra de tractament col-linear, que ens va permetre avaluar paràmetres com, el camp
elèctric, la temperatura de tractament i la velocitat a l'interior de la càmera. A més, van
ser dissenyats la resta de components importants per a l'aplicació d'aquesta tècnica: el
generador de polsos, la font d'alimentació i la bomba, o injector en el nostre cas. Aquesta
idea permetrà, en un futur, aprofundir més en la creació de nous models de càmeres
contínues, on el líquid ueixi amb rapidesa, aconseguint així una millor eciència en la
inactivació bacteriana, amb un menor cost.
XI
XII
Abstract
The application of High-Intensity Pulsed Electric Field (PEF) is an emerging and eective
technique on non-thermal inactivation of microorganisms in food. The advantage of this
technique compared with thermal methods is that the foods obtained, in addition to being
safer, retain their nutritional and organoleptic qualities.
The intensity of the electric eld and the treatment time, play an important part in the
process, which with appropriate values induces a transmembrane potential (TMP) that
leads to the formation of pores in the cell membrane, an eect known as electroporation.
If the TMP is suciently high (200 - 1000 mV), it produces a permanent rupture in
the cell membrane, where the loss of ions and metabolites leakage causes the death of
microorganisms: irreversible electroporation.
The innovative developments in this technology will reduce the cost of pulse generators,
making the process more competitive in comparison to thermal methods.
The approach of this nal thesis presents the implementation of an experimental platform. This will demonstrate the validity of an innovative idea, which aims to solve some
of the problems encountered nowadays in the use of this technique. To develop this idea,
we conducted a comprehensive review on the treatment chambers reported in previous
research as well as electronic systems designed to generate high voltage bipolar pulses,
these pulses have the advantage to minimize electrolysis. It was designed and simulated
using nite element technique (FEM), a prototype of co-linear treatment chamber, which
allowed us to evaluate parameters such as the electric eld, the temperature and the speed
processing inside the camera. They were also designed other major components for the
application of this technique: the pulse generator, the power supply and pump, or injector in our case. This idea will, in the future, help to dig deeper into the creation of new
models continuous chambers, where the liquid could ow more rapidly; thus achieving a
more ecient bacterial inactivation, with a lower cost.
XIII
XIV
Agradecimientos
Quisiera expresar mi sincero agradecimiento, a todas las personas que de un modo u otro,
han contribuido a la realización de este Proyecto Final de Carrera:
• Al Dr Antoni Ivorra por introducirme en el mundo de la investigación, por sus
consejos y ayuda a lo largo de todo el proyecto.
• Al Dr Miguel Angel García González por aceptar ser mi tutor, por su guía y soporte
durante el proyecto.
• Al Dr Miguel García por sus valiosos consejos a la hora de diseñar el inyector, y su
inestimable ayuda en la construcción de sus piezas.
• Al Dr Diego Ochoa por sus consejos y ayuda a lo largo del proyecto.
• A mis compañeros de trabajo Stefano Nicoleti, Tery Caisaguano y Miquel Esteves
por la ayuda brindada a lo largo de todo el proyecto.
• A mi novia Raquel, por el amor, la comprensión y el apoyo que me ha brindado
durante todos mis años de carrera.
• A mi familia en general, en especial a mi tía Taisa por su amor incondicional, y por
creer que soy capaz de lograr cualquier cosa que me proponga.
Y como no podía ser de otra, este proyecto está dedicado a mis padres y a mi hermana.
• A mi hermana Lily, mi aqui por ser todo amor y cariño hacia mi, ella es la or
bonita de mi vida, y la mejor abogada que he tenido siempre.
• A mi padre Aurelio, por su amor y cariño, pero sobre todo por ser la estrella que
siempre me ha señalado el norte, alumbrándome el camino, además.
• Y por último; la primera, a mi madre Tania, por su amor incondicional e innito,
porque su cariño y ternura han llenado cada instante de mi vida.
A todos los profesores que he tenido a lo largo de mi vida de estudiante, sin ellos nada
de esto sería posible. A todos aquellos, con los que durante esta larga travesía, he podido
compartir los buenos y los malos momentos, el entusiasmo y las decepciones. A aquellos
que me han ayudado con sus destrezas y conocimientos, o me han alentado con sus consejos
y su amistad. A todos, muchas gracias.
XV
XVI
Objetivos
El propósito del presente proyecto nal de carrera es proveer una plataforma experimental
para la esterilización de agua, que solucione algunos de los problemas actuales en la
aplicación de la técnica de Pulsos de Alta Intensidad de Campo Eléctrico (PEF). Esta
técnica no ha tenido el éxito esperado en la Industria Alimentaria, en gran parte por el
elevado coste de los generadores de pulsos.
Nuestro diseño pretende solventar este problema utilizando la técnica de diseño modular, con el n de realizar cámaras cortas, que puedan ser concatenadas, y donde el uido
circule a alta velocidad. Con esta conguración logramos que las partículas que circulan
por la cámara vean pulsos cortos de alto campo eléctrico, disminuyendo el calentamiento
por efecto Joule y por consiguiente los cambios en las propiedades organolépticas. Además
se requiere un potencial más bajo que en otras conguraciones de cámaras para generar un
mismo campo eléctrico. Este diseño presenta la ventaja de seguir siendo compatible con la
aplicación de señales bipolares o sinusoidales, donde se evitan o minimizan las reacciones
electroquímicas.
Esta idea plantea una pregunta: ¾Es posible hacer que las ráfagas virtuales que ve
el uido en el interior de la cámara, sean sucientemente cortas como para no provocar
excesivo calentamiento, en dimensiones y velocidades de uido razonables? A lo largo de
este proyecto intentaremos dar respuesta a esta pregunta, para ello se creará un modelo
matemático de un prototipo de conducto, y mediante la técnica de elementos nitos
(FEM), calcularemos el campo eléctrico en el interior de la cámara, el calentamiento que
provoca y el perl de velocidad.
Por otro lado, se diseñaran los componentes necesarios para la aplicación de la técnica
PEF: la fuente de alimentación, el generador de pulsos, el prototipo de conducto de la
cámara, la bomba o inyector en nuestro caso.
XVII
XVIII
Part I
Introducción
1
"L'acqua è la forza motrice
di tutta la natura"
1
Leonardo da Vinci
Introducción
El agua es un elemento esencial para la supervivencia de todas las formas de vida, es
parte integrante de su estructura orgánico-molecular, además participa en innumerables
procesos y reacciones químicas, físicas y biológicas que condicionan su propia existencia.
Además de su función biológica, el agua es utilizada por los hombres en multitud de
usos: doméstico, industrial, agrícola y público, entre otros. Sin embargo, la escasez de
agua afecta ya a todos los continentes; actualmente 1.200 millones de personas, casi una
quinta parte de la población mundial, vive en áreas de escasez física de agua, mientras que
500 millones se aproximan a esta situación. Esto constituye uno de los principales desafíos
del siglo XXI, al que se están enfrentando numerosas sociedades de todo el mundo. A lo
largo del último siglo, el uso y consumo de agua creció a un ritmo dos veces superior al
de la tasa de crecimiento de la población, y aunque no se puede hablar de escasez hídrica
a nivel global, va en aumento el número de regiones con niveles crónicos de carencia de
agua [1].
La calidad del agua potable es una de las prioridades a nivel mundial, por su repercusión en la salud de la población. A medida que se incrementan las necesidades de agua,
y con ello la búsqueda de nuevos recursos, aparecen problemas de contaminación que
pueden mermar la calidad de las aguas de consumo.
Los riesgos para la salud relacionados con el agua de consumo, más comunes y extendidos, son las enfermedades infecciosas ocasionadas por agentes patógenos como bacterias,
virus y parásitos. Un fallo general del sistema de protección de la seguridad del abastecimiento de agua, puede ocasionar una contaminación a gran escala, que potenciaría la
aparición de epidemias.
Existen diversos tipos de agentes patógenos que pueden transmitirse por el agua de
consumo contaminada.
La gama de agentes patógenos cambia en función de factores
variables como: el aumento de las poblaciones de personas y animales, el incremento del
uso de aguas residuales, los cambios en los hábitos de la población, y las mutaciones o
recombinaciones de los agentes patógenos existentes [2].
3
Introducción
4
La desinfección es una etapa esencial en el suministro de agua potable, para eliminar
microorganismos patógenos y evitar infecciones de origen hídrico. La destrucción de estos
microorganismos frecuentemente se realiza con métodos químicos reactivos como el cloro.
Sin embargo, la desinfección química de un sistema de abastecimiento de agua de
consumo que presenta contaminación fecal reducirá el riesgo general de enfermedades, pero
no garantizará necesariamente la seguridad del suministro. Por ejemplo, la desinfección
con hipoclorito sódico (NaClO) del agua de consumo, tiene una ecacia limitada frente a
algunos virus y a los protozoos patógenos; en particular parásitos como Cryptosporidium
y Giardia, que son resistentes al cloro
[2].
La ecacia de la desinfección, puede ser también insatisfactoria, frente a patógenos
presentes en óculos o partículas, que los protegen de la acción del desinfectante. Una
turbidez elevada puede proteger a los microorganismos de los efectos de la desinfección,
estimular la proliferación de bacterias, y generar una demanda signicativa de cloro, que
cambiaría el sabor del agua.
Un método ecaz para la desinfección del agua es la aplicación de Pulsos Eléctricos de
Alta Intensidad de Campo, conocido como PEF
(Pulsed Electric Field), que usa la energía
eléctrica para destruir los microorganismos patógenos en aguas contaminadas [3, 4], y no
altera las propiedades organolépticas del agua desinfectada. El uso de este método sería
una alternativa, en los países desarrollados como España, al tratamiento tradicional con
cloro, lo que supondría una menor generación de subproductos clorados con propiedades
mutágenas, cancerígenas, espermatotóxicas y teratógenas [5, 6, 7], y no requeriría mucho
tiempo de contacto con el agua.
El método PEF se comenzó a emplear a principios del siglo XX en la higienización
de la leche, obteniéndose resultados satisfactorios. A pesar de los resultados conseguidos,
se dejó de utilizar en la Industria Alimentaria, probablemente, por los elevados costes de
operación, y a la competitividad de los métodos térmicos de pasteurización Jeyamkondan
et al. [8].
Ha sido en las últimas décadas cuando se ha despertado un creciente interés por desarrollar este método, porque se obtiene un producto de gran calidad parecido al producto
fresco, sin variar signicativamente la calidad original.
Basándose en la propiedad que
tienen los alimentos uidos de ser buenos conductores eléctricos, debido a las altas concentraciones de iones que contienen y a su capacidad de transportar cargas eléctricas
(Calderón-Miranda [9], Barbosa-Cánovas et al. [10], Barsotti et al. [11]).
El tratamiento con PEF implica la utilización de pulsos eléctricos, obtenidos de una
fuente de alimentación de alta tensión. Un interruptor permite la descarga de esa energía
en forma de pulsos cortos, sobre una cámara de tratamiento donde se encuentra connado
el alimento. Aunque inicialmente el proceso se realizaba en cámaras estáticas, hoy en día
existen equipos aptos para tratamientos en ujo continuo.
5
Cuando la célula está expuesta a ciertos campos eléctricos, la membrana celular se
permeabiliza, mediante un proceso conocido como Electroporación.
El mecanismo que
hace que la membrana celular se permeabilice, no es conocido al 100% todavía. Se piensa
que tiene relación con la formación de defectos con dimensiones nanométricas o poros en la
célula, de donde proviene el término poración . Algunos campos eléctricos permeabilizan
la membrana temporalmente, permitiendo así que la célula sobreviva, este proceso se
conoce como electroporación reversible . Mientras que otros campos eléctricos, pueden
causar que la membrana se permeabilice permanentemente, provocando así la muerte de
la célula, en un proceso conocido como electroporación irreversible [12]. La eciencia de
la inactivación microbiológica depende de varios factores, como la intensidad del campo
eléctrico, el tiempo de tratamiento, forma y ancho del pulso, temperatura de tratamiento,
y otros factores dependientes de las características del medio y del microorganismo.
Se ha comprobado que es una tecnología prometedora y constituye una alternativa
a los métodos tradicionales; por hacer un uso más eciente de la energía sobre todo
cuando se utiliza un sistema continuo Zhang et al. [13], y porque se obtienen alimentos
seguros que conservan sus cualidades nutricionales y organolépticas [14, 15, 16, 17, 18, 19].
Sin embargo, actualmente existen diferentes limitaciones para la aplicación industrial de
los PEF como es el coste elevado de las instalaciones, la formación de electrolitos en
el alimento y la liberación de parte del material del electrodo durante el fenómeno de
ruptura dieléctrica. Esta tecnología por más de dos décadas ha sido el centro de numerosas
investigaciones, lo que ha originado el registro de diferentes patentes. [20, 21, 22, 23]. Esta
información ha sido necesaria y muy valiosa en nuestro proyecto nal de carrera.
El objetivo de este proyecto es proveer una plataforma experimental, que permita
comprobar la validez de una solución, que podría resolver los problemas relacionados con
las reacciones electroquímicas en los electrodos. Esta plataforma constituye un prototipo
de desinfección de agua del grifo; está destinado, fundamentalmente, a países subdesarrollados como una alternativa económica y segura al método térmico. Según demuestra
Sun [24], la técnica PEF requiere de un menor gasto de energía y es más rápido que los
métodos térmicos. También constituye una etapa previa a una futura investigación de la
aplicación de la técnica PEF en alimentos líquidos y aguas residuales.
Creemos que podemos mejorar la eciencia y robustez de un sistema PEF para el
tratamiento de aguas, que posteriormente puede ser aplicado a los alimentos.
La idea
es forzar que el uido pase a alta velocidad entre dos electrodos, que soportan una ten-
1
sión AC
de elevada frecuencia, de forma que se generan ráfagas necesarias para la
inactivación de bacterias.
En el desarrollo de la plataforma experimental, fue necesario el diseño del generador
de pulsos (ver capítulo 4) y de su fuente de alimentación (ver capítulo 5), que utilizaba
1 Del inglés Alternating Current , no es más que el movimiento periódico bidireccional de las cargas
eléctricas.
Introducción
la tensión de la red para generar una tensión en DC
6
2
de gran amplitud. Adicionalmente,
se diseñó una cámara de tratamiento continuo (ver 3), que pretende solucionar algunas
de los problemas encontrados en conguraciones anteriores, como el estancamiento del
líquido en el interior de la cámara, generando la proliferación de bacterias en una zona de
bajo campo eléctrico, y recalentando la muestra por efecto Joule (ver 3.4.3.3) en las zona
de alto campo eléctrico.
Una de las grandes ventajas que presenta esta cámara es que pueden tratar grandes
cantidades de líquidos, y permite el ajuste de esta al tamaño de la tubería; además permite
obtener grandes campos eléctricos a partir de tensiones no tan elevadas, con el consecuente
ahorro en los generadores de pulsos. También se precisó la construcción de una bomba,
que proporcionara la velocidad necesaria al líquido para reducir el calentamiento por efecto
Joule, y generara las ráfagas necesarias para la inactivación bacteriana.
2 Del inglés Direct Current que se utiliza para denotar el ujo unidireccional de cargas
eléctricas.
"If I have seen further, it is by
standing upon the shoulders
of giants"
2
Isaac Newton
Conceptos teóricos sobre el uso de Pulsos
Eléctricos de Alta Intensidad de Campo.
2.1 Antecedentes.
El efecto bactericida de la corriente eléctrica fue probado, a nales del siglo XIX, por varios
investigadores Prochownick y Spaeth, en 1890 [25], Krüger [26] en 1983, y Thiele y Wolf, en
1899 [27]. Aunque los efectos letales que encontraron cuando aplicaron corriente continua
(DC), o corriente alterna (AC) de baja frecuencia; se debían a los efectos electroquímicos
o térmicos según Sun [24].
En los años veinte, se introdujo en Europa y Estados Unidos un nuevo proceso llamado
Electropure , [28, 29, 30], que consistía en aplicar una corriente AC de 220 V sobre
una cámara de tratamiento con electrodos de carbón; siendo este, uno de los primeros
intentos de utilizar la electricidad en la pasteurización de la leche.
Para la aplicación
de esta técnica se construyeron alrededor de 50 plantas, que estuvieron operativas hasta
los años cincuenta, pero debido a los elevados costes energéticos que generaba, y a la
1
competencia de los nuevos tratamientos de la época tales como el UHT ; estas plantas
fueron reemplazadas Reitler [31].
A nales de los años cincuenta, aparecen las primeras publicaciones relacionadas con
las descargas de pulsos a través de dos electrodos, llevadas a cabo por Allen y Soike (1966)
[32], Edebo y Selin en (1968) [33]; de estos experimentos surgió un proceso llamado Electrohydraulic. Este proceso fue descartado para su uso en la Industria Alimentaria, porque
se detectaron pequeñas partículas del material del electrodo en los alimentos, contaminando así la muestra; por lo que su uso quedó solo recomendado para el tratamiento de
aguas residuales, según reporta Jeyamkondan et al. [8].
Los investigadores Pereilleux y Sicard (1970) [34] demostraron que, cuando se aplicaban descargas de tensiones de entre 3-4 kV, aparecían reacciones electro-químicas, a parte
del ya conocido efecto térmico.
1 Ultrapasteurización. Proviene Ultra High Temperature.
7
Conceptos teóricos sobre el uso de Pulsos Eléctricos de Alta Intensidad de
Campo.
8
Las primeras investigaciones sistemáticas sobre los efectos letales de la aplicación de
pulsos eléctricos (PEF), de manera no térmica, fue encabezada por los investigadores Sale
y Hamilton en 1967 [35, 36].
Ellos demostraron que la intensidad del campo eléctrico,
el tiempo de tratamiento, el ancho del pulso, y el número de pulsos aplicados, eran los
principales factores en la inactivación de las bacterias. Tratando microorganismos en un
gel impermeable, para evitar los efectos electrolíticos, demostraron que la muerte celular
se producía por el efecto letal de los pulsos continuos y no por la electrólisis Sun [24]. Sale
y Hamilton publicaron en 1967 que la muerte celular se producía por la electroporación,
pérdida irreversible de las funciones de la membrana como barrera semipermeable, la cual
permite el intercambio entre el interior y el exterior de la célula. Después del tratamiento,
la fuga de iones, la pérdida de contenido citoplasmático, así como cambios en la morfología
de la membrana y la lisis celular fueron reportados por Sale y Hamilton en (1968) [37],
Kinosita y Tsong en (1997) [38].
Los experimentos realizados por Doevenspeck en los años 1960, 1961 y 1984 [39, 40, 41]
revelaron, que los pulsos eléctricos pueden ser aplicados para destruir las bacterias en los
alimentos; desarrollando el uso de esta técnica para la inactivación de microorganismos
en las aguas residuales. Deovenspeck se percató que los efectos secundarios que se habían
observado en experimentos anteriores tales como: las reacciones electroquímicas y el incremento de la temperatura se hacían cada vez más insignicantes cuanto más cortos y
homogéneos eran los pulsos aplicados.
Basado en este trabajo, la empresa Krupp Maschinentechnik GmbHel, Alemania, creó
el proceso conocido como Elcrack para la desintegración de material animal tales como
pescados o carnes y el proceso Elsteril para la descontaminación de medios líquidos
[42, 24]. Los procesos consistían en aplicar un campo eléctrico pulsado de hasta 30 kV/cm,
el calentamiento debido a la alta disipación de energía y el consecuente incremento del
coste hizo que el éxito en la industria no fuera el esperado.
Posteriormente PurePulse
Technologies, empresa subsidiaria de Maxwell Technologies, San Diego, Estados Unidos,
2
que estuvo operativa hasta 9 de junio de 2002
generó unas patentes que consistían en
aplicar pulsos de 10 hasta 25 kV/cm a zumos de frutas, con lo que el tiempo de vida
aumentaba en una semana, según reportaron Dunn y Pearlman, en (1987) [43].
Si el
campo eléctrico era más alto se demostró que el sistema se convertía en inestable, de ahí
que el proyecto fuera abandonado, como reporta Hodgins et al. [44].
El interés en el estudio de la electroporación de la membrana celular surge por la
posibilidad de introducir, en el interior de la célula, sustancias tales como medicamentos
o ADN. Considerables investigaciones se han llevado a cabo para poder utilizar esta técnica
contra el cáncer.
En el campo del tratamiento de alimentos muchos de los trabajos se
han concentrado en la inactivación de bacterias en alimentos líquidos [13, 45, 46, 10], en
los aspectos técnicos [47, 13, 48], en la electropermeabilización de las células vegetales
2 Consultar: http://www.embeddedstar.com/press/content/2002/9/embedded5062.html
9
2.1 Antecedentes.
P o w e r M o d
P R O D U C T
B R I E F
[49, 50, 51, 52], en la inactivación de las enzimas [53, 44, 54], la inducción de la respuesta
al estrés y la producción de metabolitos secundarios [55, 56].
En la actualidad, hay reconocidos alrededor de 20 grupos de investigación, que trabajan en todo el mundo en el estudio de esta técnica, y hay varias empresas que comercializan
P
R
O
D
U
C
T
3
B
R
I
E
F
productos basados en PEF ; pero su impacto en la industria no ha sido el esperado, prin-
PowerMod Technology Breakthrough Brings Hig
cipalmente por la complejidad y el alto coste de los generadores de pulsos, las limitaciones
técnicas y económicas del escalado del proceso que se reejan en una alta inversión inicial,
Góngora-Nieto et al. [57].
c treatment conditions desired. DTI can assist in the
our application.
PowerMod™
jor subsystems. A DTI switching DC power supply
Pilot-Plant Pulsed Electr
Processing System
o high voltage, DC power. A PowerMod high voltage
Pulsed Electric Field (PEF) processing passes liq
output into short, high peak power pulses. DTI’s pilot
through a treatment chamber, where the produc
modulator into a single 24” rack, with full solid state
pulses of very high voltage. The high voltage field
switch’, it does not need a pulse transformer. This
35-50 kV/cm) kills microorganisms via electropo
range of products, without the need for impedance
cell membrane. Typically, multiple treatment c
of fluid, achieving kill ratios of 5-9 log, similar to
have demonstrated that the shelf life of PEF pro
the food stream using two treatment assemblies
in the the accompanying photograph. The food
ottom, receiving pulses as it passes the assembly’s
ent zones to insure complete processing.
(a) En la imagen se observar un equipo para el
pasteurization, with no adverse impact on the ta
same system, operating at lower electric field str
meat tissues permeable to support extraction, dry
DTI’s Pilot-Plant Scale PEF system is designed to
as PEFdeprocess
development, and
(b) Cámaras
tratamiento, contiene dos
low flow ra
The PEF treatment enclosure
tratamiento
A la izquierda
cámara
de
canales separados para aplicar PEF. Las cá25 kW PEFPEF.
treatment
system. la
The
enclosure
development,
precise
control of critical parameter
contains
two, separate
dual-chamber
a typical food processing
configuration.
Treatment
tratamiento, y a
derecha la cabina
que contiene
maras
son manufacturadas
baja
la exclusiva licontaining the la
PEF
treatment chamber
is
desired
PEF
treatment
conditions,
supporting ac
el modulador de pulsos, los controles y generadores
cencia
The Ohio
State
University
Research
PEFde
treatment
assemblies.
The
shown on the left. The tall cabinet contains the Foundation.
cess conditions.
de alta tensión.
chambers
are rates.
manufactured
under
an provides an ideal
and flow
This system
also
pulse modulator, controls, and high voltage
exclusive license from The Ohio State
of critical food products and ingredients.
power supply.
University
Research
Foundation.
En la imagen anterior se observa un sistema
comercial
desarrollado
por Diversied
cifications (Nominal)
The 25como
kW PEF
processing
Technologies, inc. en la actualidad. La compañía lo dene
un sistema
parasystem
aplicarshown
Co-field flow chamber
el tratamiento PEF con un consumo de 25 kW. Presenta
una
geometría
co-linear,
la
2.5 GPM)
at its
peak flow
rate. Electrical
2 pairs (4 treatment
zones)
separación
entre electrodos es de 0.8 cm, un diámetrospecific
de los electrodos
0.6 cm.
flow rates de
which
can Puede
be treated
0.8 cm
procesar uidos con una conductividad de entre 0.8-5.0 ms/cm, el campo máximo que
0.6 cm
podemos aplicar es de 40 kV/ cm y presenta un caudal de 600 l/hr como máximo.
to the le
specificat
with this
4
PEF System Spe
0.8 ~ 5.0 ms / cm
Input Power Source
3
Diversied
40 kV / cm maximum
Technologies, Inc. : http://www.divtecs.com/food-and-wastewater-processing/
Average Output Power
4 Fuente: http://www.divtecs.com/data/File/papers/PDF/wsu_10_web_nb.pdf
600 l/hr (2.5 GPM) maximum
an optimized approach to PEF processing research,
480VAC (± 10), 50A
120VAC, 20A, 1 Ph
25 kW maximum
Output Voltage
25 kV maximum
Output Pulse Current
300 A maximum
Polarity
Mono-polar, negativ
Conceptos teóricos sobre el uso de Pulsos Eléctricos de Alta Intensidad de
Campo.
10
2.2 Principios físicos.
El principal objetivo de esta técnica es la eliminación de microorganismos. Al aplicar una
intensidad determinada de campo eléctrico, se produce una diferencia de potencial entre
ambos lados de la membrana (potencial transmembrana), que provoca una deformación
o destrucción de la pared celular. Cuando el potencial diferencial alcanza un valor determinado, que es uno u otro dependiendo del tipo de microorganismos, origina la formación
de poros en la pared, y por tanto facilita la permeabilización de la membrana. Los poros
formados pueden ser irreversibles o reversibles, según si se excede o no un determinado
umbral de campo eléctrico (Electroporación irreversible o reversible) [10].
Los efectos que tienen las descargas eléctricas de gran intensidad de campo, sobre
suspensión de microorganismos, en una solución electrolítica entre dos electrodos son:
• Destrucción mecánica de la membrana celular de los microorganismos, cuando se
aplican descargas eléctricas de pulsos cortos, del orden de
ms,
y de alta tensión.
• Electrólisis de sustancias, dependiendo de la composición de la solución electrolítica,
y del material del electrodo.
• Calor producido por el efecto Joule.
Está demostrado que este calor no es el re-
sponsable de la destrucción de los microorganismos. Es la diferencia de potencial a
ambos lados de la membrana la que produce esta ruptura, aunque sí que favorece
el proceso de destrucción, según Santamaría [58].
2.2.1 Modelado eléctrico de la célula.
El modelo eléctrico que Fricke [59] usó en 1925, es todavía considerado una buena aproximación de las propiedades pasivas de una sola célula, para frecuencias hasta varios megahertz. En este modelo, cada porción innitesimal del medio intracelular y extracelular es
modelado como una resistencia, y cada porción innitesimal de la membrana es modelada
como una capacidad. La teoría de circuitos permite, que estos elementos, sean combinados
para formar un circuito equivalente simple [60], como se puede ver en la gura 2.2.1.
11
2.2 Principios físicos.
Figure 5. Electrical models for cell (top) and tissue (bottom) as seen from the electrodes. Infinitesimal portions of
the extracellular and intracellular media are modeled as resistances and infinitesimal portions of the membrane are
Modelo eléctrico de una célula (arriba) y varias células (abajo). Las resistenmodeled as capacitances. All those elements can be combined in an extracellular resistance (Re) in parallel with the
and an intracellular resistance
three-element
series al
combination
of a membrane
capacitance (Cm) innitesimales
cias corresponden
modelado
de porciones
del (Rmedio
intracelular
y extracelui). The same
model can be employed to represent the behavior of tissues.
Figure 2.2.1:
lar, mientras que las porciones innitesimales de membrana, son modeladas como capacidades.
Todos estos elementos
serthecombinados
una resistencia
equivalente
The resistivepueden
behavior of
extracellular and en
intracellular
media is basically
due to their extracelular en
of ions; de
bothla
media
are in fact ionic
Mostse
abundant
ions in the
paralelo, con la contents
capacidad
membrana
quesolutions.
a su vez
encuentra
enextracellular
serie con la resistencia
medium are Na+ and Cl- whereas in the intracellular media K+ is the most abundant ion. Blood
plasma conductivity at 37 °C is 1.5 S/m (resistivity = 0.66 Ω.m). This is the value that most
researchers chose for representing the extracellular conductivity. In some cases this same value is
also employed for the intracellular conductivity, although most researchers prefer significantly
La membrana
plasmática
es [17].
el componente principal de las células, consiste en una
lower values
around 0.6 S/m
intracelular; Ivorra [60].
bicapa lipídica de entre 4 y 10 nm de espesor, en la que se disponen diversas proteínas, que formando canales transmembrana, regulan el transporte de nutrientes entre el
exterior y el interior celular. El comportamiento resistivo que presenta el medio intracelular y extracelular, es básicamente debido a su contenido de iones; ambos medios son de
hecho soluciones iónicas. Los iones más abundantes en el medio extracelular son
Cl− ,
mientras que en el medio intracelular
Ivorra [60].
K+
Na+ y
es el ión más abundante, según reporta
La conductividad del plasma a 37ºC es 1.5 S/m, muchos investigadores lo
utilizan para representar la conductividad extracelular. Para representar la conductividad
intracelular el valor usado es menor, alrededor de 0.6 S/m, [61].
En condiciones normales, la membrana presenta baja permeabilidad iónica, por ello
es considerada como una capa de baja conductividad, permitiendo a la célula mantener
una diferencia de potencial con el medio externo. Esta diferencia de potencial es lo que se
conoce por potencial transmembrana (TMP), cuyo valor oscila entre 10 y 100 mV, y que
mantiene el interior celular negativo respecto al exterior. El TMP juega un importante
papel energético y de transporte en la actividad metabólica celular, y por tanto revela
el buen estado siológico de la célula. La estructura formada por el medio extracelular,
la bicapa lipídica y el medio intracelular, se puede ver como una estructura conductor-
Conceptos teóricos sobre el uso de Pulsos Eléctricos de Alta Intensidad de
Campo.
12
dieléctrico-conductor, que se comporta como una capacidad. Estudios experimentales han
encontrado que el valor de esa capacidad es de aproximadamente 0.01
V+(t)
V+(t)f ↓↓
f ↓↓
V+V
(t)+(t)f ↑
↑↑
f↑
V-=0
V-=0
V-=0
V-=0
(a) a)
F
.
m2
(b) b)
Figure 2.2.2: Representación de células sometidas a una tensión AC. En la gura a) se repre-
senta el ujo de corriente a baja frecuencia, como se observa las células se comportan como un
circuito abierto. En la gura b) mostramos las mismas células de la gura a), pero expuesta a
alta frecuencia, en estas condiciones la célula se comporta como un cortocircuito.
Si analizamos el circuito equivalente en función de la frecuencia, parte inferior de
la gura 2.2.1, vemos que para frecuencias altas tenemos una impedancia
Z = Re ||Ri ;
porque la impedancia del condensador se hace más insignicante a medida que aumenta
la frecuencia, cortocircuito. Así la circulación de la corriente es como se muestra en la
gura 2.2.2b. Mientras que para frecuencias altas, la impedancia equivalente que tenemos
es de
Z = Re
(circuito abierto), y el ujo de corriente es el que se muestra en la gura
2.2.2a.
2.2.2 Efecto de los pulsos eléctricos sobre los microorganismos.
Para llevar a cabo la inactivación bacteriana, la técnica PEF se basa en el fenómeno conocido como Electroporación Irreversible.
Cuando una célula está expuesta a un campo
eléctrico externo, se produce una acumulación de carga supercial, y por tanto, un aumento del potencial transmembrana. La amplitud de este potencial es proporcional a la
5
amplitud del campo eléctrico aplicado , y si este campo es lo sucientemente elevado, se
5 Cuando la electroporación ocurre, la conductancia de la membrana cambia abruptamente y la relación
de la magnitud del campo eléctrico y el potencial transmembrana deja de ser lineal. Este comportamiento
puede ser no lineal antes de alcanzar el umbral de electroporación, aunque mucho de los investigadores,
lo ignoran por simplicidad en los modelos de electroporación [60].
13
2.2 Principios físicos.
produce un incremento en la permeabilización de la membrana [62]. Como consecuencia,
la membrana deja de ser permeable a las moléculas que antes lo era.
Como explicábamos antes, el mecanismo mediante el cual la célula se permeabiliza,
no está totalmente comprendido, pero se cree que es debido a la formación de poros en la
6
membrana celular. Con la apropiada duración
y amplitud del campo eléctrico, aparece la
formación de poros (electroporación), que puede ser reversible o irreversible, dependiendo
del campo eléctrico aplicado, y del tiempo a la que la célula se encuentra expuesta.
La permeabilidad de la célula se localiza en las regiones donde el potencial transmembrana excede de un determinado umbral, muchos investigadores sitúan este umbral en el
orden 200-1000 mV, dependiendo del tipo de célula [60, 62]. Por lo tanto, si queremos
obtener una permeabilización eciente de la membrana, es importante determinar la distribución del potencial transmembrana en la membrana celular. Como se muestra en la
ecuación (2.2.1) [63], este potencial depende del campo eléctrico, la geometría de la célula,
el ángulo entre el radio vector, la dirección del campo eléctrico y del medio que rodea a
la célula.
∆Vm = fs ERcos(θ)
Donde:
4V :
Potencial transmembrana
f : fs =
d:
σm , σe , σi :
(2.2.1)
3σe [3dR2 σi +(3d2 R−d3 )(σm −σi )]
(σm + 12 σi )−2(R−d)3 (σe −σm )(σi −σm )
2R3 (σm +2σe )
Grosor de la membrana celular
Conductividad de la membrana, el medio externo e
interno a la célula respectivamente.
R:
Radio de la célula
Si utilizamos la aproximación de que la membrana es un dieléctrico puro,
función
fs
se transforma en una constante,
fs =
σm = 0,
la
3
.
2
3
∆Vm = ERcos(θ)
2
(2.2.2)
Esta ecuación describe la situación en régimen estacionario, que típicamente se alcanza
después de varios microsegundos desde que el campo eléctrico es aplicado. Para describir
el comportamiento transitorio durante estos primeros microsegundos, se añade un término
más a la ecuación anteriormente mencionada [63].
h
i
t
3
∆Vm = ERcos(θ) 1 − e− τm
2
(2.2.3)
6 Si el tiempo de exposición es muy pequeño, el potencial transmembrana no alcanzará el valor máximo
posible y probablemente la célula no experimente la electroporación aunque
elevado [60].
→
−
| E ext |
sea extremadamente
Conceptos teóricos sobre el uso de Pulsos Eléctricos de Alta Intensidad de
Campo.
14
Donde
τm
es la constante de tiempo de carga de la membrana, y se calcula de la
siguiente manera:
τm =
2d
Rm
σi σe
σi +2σe
(2.2.4)
+ Rσm
Como se puede apreciar el potencial transmembrana depende de la frecuencia de los
pulsos, aunque en nuestro caso podemos asumir que la membrana se llega a cargar completamente porque nuestros pulsos bipolares son mayores que 1us (2
la
τ
µs)
y, generalmente,
se puede despreciar en estas condiciones como reporta [63].
a) Célula con forma esférica de diámetro 5µm.
Potencial transmembrana máximo 391.2 mV.
a)
c) Célula con forma elipsoidal a=10 µm y b= 5 µm.
Potencial transmembrana máximo 1038.5 mV.
b) Célula con forma elipsoidal a=5 µm y b= 5 µm.
Potencial transmembrana máximo 1251.6 mV.
Figure 2.2.3:
Simulación estacionaria,
t >> τ ,
Célula de esférica de diámetro 10 µm. Potencial
transmembrana máximo 763.4 mV.
realizada en Comsol Multiphysics 4.2 con
simetría axial, se muestran diferentes formas de célula expuesta a un campo eléctrico de 1
kV/cm.
15
2.2 Principios físicos.
Hay diferentes métodos numéricos para calcular las variables físicas en escenarios ar-
bitrarios. Unos de estos métodos que podemos encontrar en simulaciones por ordenador,
7
se denomina FEM . La idea principal del método FEM es la descomposición de la ge-
8
ometría en pequeños y simples elementos, por ejemplo mesh of element , en el cual es
posible resolver las ecuaciones diferenciales relacionadas con el fenómeno que estamos estudiando. Imponiendo condiciones de contorno podemos generar una aproximación para
la geometría completa. Hasta cierto punto, FEM es equivalente a la descomposición en
una matriz de elementos simples, como se muestra en la gura 2.2.1 Ivorra [60].
En nuestro caso, el software utilizado para realizar las simulaciones que se muestran
9
en la gura 2.2.3, mediante el método FEM, ha sido Comsol Multiphysics 4.2 .
De las simulaciones presentadas en la gura 2.2.3, podemos comprobar cualitativamente la fórmula anteriormente expuesta.
Se observa además, que el potencial trans-
membrana es proporcional al tamaño de la célula, este a su vez no es uniforme a través de
la membrana celular, ya que los polos que están más cerca del ánodo y cátodo presenta
un mayor potencial transmembrana.
7 Del inglés Finite Element Method
8 Del inglés malla de elementos
9
Group.
Comsol Multiphysics es un software de simulación. Propiedad de Comsol
Conceptos teóricos sobre el uso de Pulsos Eléctricos de Alta Intensidad de
Campo.
16
2.3 Inactivación bacteriana. Factores.
2.3.1 Intensidad del campo eléctrico.
La magnitud del campo eléctrico aplicado (E), es uno de los factores más importantes que
inuyen en la inactivación microbiana por electroporación.
El campo eléctrico se dene como se muestra en la ecuación (2.3.1):
E = −∇V
(2.3.1)
Para el caso de dos placas paralelas, será uniforme y se puede calcular mediante la
ecuación (2.3.2) en el espacio central delimitado por ambas placas.
A medida que nos
alejamos de esta zona central y nos acercamos a los bordes, esta igualdad ya no se cumple
y se pierde la uniformidad anteriormente mencionada, apareciendo el efecto bordes, gura
(2.3.1).
E=
a)
Configuración de dos placas paralelas inmersas en un
medio electrolítico.
V
d
(2.3.2)
b) Representación tridimensional de la magnitud del campo eléctrico en
función de la posición en el plano XY.
Figure 2.3.1: En la gura a) se observa una simulación en 2D realizada en Comsol Multiphysics.
En ella se representa una conguración de dos placas paralelas inmersa en un medio electrolítico,
En la figura a) se observa una simulación 2D realizada en Comsol Multiphysics. En ella se representa una configuración de dos placas se simuló esta conguración para poder apreciar el efecto bordes anteriormente mencionado. En
paralelas inmersa en un medio electrolítico, se simuló esta configuración para poder apreciar el efecto bordes anteriormente la gura b) se observa una representación del campo eléctrico en función de la posición en el plano
mencionado. En la figura b) se observa una representación del campo eléctrico en función de la posición en el plano XY de la simulación XY de la simulación de la gura a). En ella se observa cómo la magnitud del campo eléctrico
de la figura a). En ella se observa cómo la magnitud del campo eléctrico en el la zona central que separa las dos placas es uniforme y a en el la zona central que separa las dos placas es uniforme, y a medida que nos acercamos a
medida que nos acercamos a algunos de los extremos de las placas el campo eléctrico deja de ser uniforme y es más intenso debido al algunos de los extremos de las placas, el campo eléctrico deja de ser uniforme y es más intenso
efecto bordes. debido al efecto bordes.
17
2.3 Inactivación bacteriana. Factores.
En 1981, Hülsheger et al. [64] desarrollaron un modelo matemático a partir de datos
experimentales. Este modelo permite aproximar la velocidad de reducción de la población
bacteriana, con el campo eléctrico y el tiempo de tratamiento aplicado:
− E−E
C
K
t
S=
tc
Donde:
S:
t:
tc :
E:
Ec :
k:
(2.3.3)
Fracción de microorganismos supervivientes
Tiempo de tratamiento
Tiempo crítico
Intensidad de campo eléctrico aplicado
Intensidad de campo crítica
Constante propia de cada microorganismo
Esta ecuación también se encuentra condicionada por la temperatura de la suspensión, y la concentración de células bacterianas. Por este motivo, la inactivación aumenta
al incrementar la intensidad de campo eléctrico y la temperatura. En 1995, Peleg [47] presentó otro modelo que también describe el nivel de supervivencia de los microorganismos,
expuestos a pulsos eléctricos de alta intensidad de campo:
1
S=
(1 + e)
(2.3.4)
E−Ec
Kc
Kc = Kco ek1 t
Ec = Eco e−k2 t
Donde
kc , kco ,Eco ,k1 ,k2 ,
son constantes Bendicho et al. [54]
La inactivación aumenta considerablemente, cuando la fuerza de campo aplicada (E )
excede un determinado valor crítico
y
K
Ec .
La tabla siguiente muestra los valores de
Ec , tc
para diferentes microorganismos, calculados mediante diferentes experimentos:
Parámetros Microorganismos E. coli (4h) E. coli (30h) K. Pneumoniae P. Aeruginosa S. Aureus L Monocytogenes I L. Monocytogenes C. Albicans kV
cm
4‐20 10‐20 8‐20 8‐20 14‐20 12‐20 10‐20 10‐20 t μ 0.07‐1.1
0.07‐1.1
0.07‐1.1
0.07‐1.1
0.07‐1.1
0.07‐1.1
0.07‐1.1
0.14‐1.1
kV
cm
0.7 8.3 7.2 6 13 10 8.7 8.4 t μ
11 18 29 35 58 63 36 110 r (%)
97.7 97.6 95.7 98.4 97.7 97.2 98.5 96.6 Tabla 2.3.1: Constantes cinéticas del modelo de Hülsheger para diferentes microorganismos en
una solución tampón FDA [65]
Conceptos teóricos sobre el uso de Pulsos Eléctricos de Alta Intensidad de
Campo.
18
Un valor pequeño de K indica mayor resistencia, menor sensibilidad, a los pulsos
eléctricos de alta intensidad de campo, mientras que un valor bajo de
Ec ,
indica menor
resistencia al tratamiento. Las bacterias Gram negativas tienen un valor crítico del campo
eléctrico más bajo que las Gram positivas. También se observa que las levaduras son más
sensibles que las bacterias debido a su mayor diámetro, según reporta Hülsheger et al.
[64].
2.3.2 Tiempo de tratamiento.
El tiempo de tratamiento, o el tiempo en que el alimento está sometido al campo eléctrico
de alta intensidad, es otro de los factores importantes en la inactivación bacteriana. Este
parámetro presenta un compromiso entre la inactivación bacteriana y el calentamiento de
la muestra. Si el tiempo de tratamiento es elevado, se produce una mayor inactivación
bacteriana; aunque una parte de este incremento se debe al calor producido por efecto
Joule, algo que se pretende evitar por el cambio en las propiedades organoléptica de la
muestra esterilizada.
Sensoy et al. [66] y Arántegui et al. [67], encontraron modelos cinéticos de primer y
segundo orden para relacionar el grado de supervivencia de los microorganismos con la
intensidad de campo y el tiempo de tratamiento, siguiendo el modelo de la ecuación de
Hülsheger [58]:
S = e−
t−tc
Kc
(2.3.5)
El tiempo de tratamiento crítico también depende de la intensidad de campo eléctrico
aplicado.
2.3.3 Forma y ancho del pulso.
Forma del pulso y circuitos que lo generan.
El campo eléctrico puede ser aplicado en forma de pulsos de decaimiento exponencial,
pulsos de onda cuadrada, pulsos oscilatorios, y pulsos bipolares, todos ellos se pueden
observar en la gura 2.3.2.
Algunas investigaciones han demostrado que los pulsos os-
cilatorios son los menos ecientes para la inactivación de microorganismos. Los pulsos de
onda cuadrada presentan mayor eciencia energética, y mayor letalidad que los pulsos de
decaimiento exponencial. Barbosa-Cánovas et al. [10].
19
2.3 Inactivación bacteriana. Factores.
Resistencia de carga
Amplitud
Rc
Interruptor
Rc
Interruptor
de
descarga
Generador de
C
de descarga
Generador
potenciade DC Resistencia de carga
C
Condensadores
Camara de tratamiento
potencia
DC
Condensadores
Rc de carga
Interruptor
Resistencia
Camara de tratamiento
de descarga
Generador de
C
Rc
Interruptor
potencia
DC
Condensadores de descarga
Generador de
Camara de tratamiento
t (µ s)
C
potencia
DC
t (µ s)
Condensadores
Camara de tratamiento
I (C 1 )
240µA
240µA
180µA
180µA
I (C 1 )
1 2 30 0µ 0A µ A
Amplitud
120µA
6 20 4µ 0A µ A
I (C 1 )
300µA
Amplitud
60µA
Resistencia de carga
I (C 1 )
300µA
Amplitud
300µA
10 8µ 0A µ A
240µA
0 µA
- 6 10 2µ 0A µ A
-6 0 µ A
- 1 2 0 6µ 0A µ A
-1 2 0 µ A
- 1 8 0 µ 0A µ A
-1 8 0 µ A
- 2 4 0- 6µ 0A µ A
-2 4 0 µ A
- 3 0- 10 2µ 0A µ A
8 7 .5 m s
-6 0 µ A
180µA
T/2
120µA
T/2 con forma de onda exponencial
a) Pulso
a.1) Circuito simplificado para la generación de pulsos de onda exponencial.
60µA
a) Pulso con forma
de onda exponencial
V(kV)
t (µ s)
0 µA
Interruptor
a.1) Circuito simplificado para la generación de pulsos
de onda exponencial.
Resistencia de carga
de descarga
T/2
V(kV)
8 8 .2 m s
8 8 .9 m s
8 9 .6 m s
9 0 .3 m s
9 1 .0 m s
t (µ s)
9 1 .7 m s
9 2 .4 m s
V (n 0 0 1 )
a) Pulso conT/2
forma de onda exponencial
Amplitud
180V
9 3 .1 m s
160V
- 1 28 08µ. 2A m s
-2 4 0 µ A
Amplitud
-1 8 0 µ A
8 8 .9 m s
180V
160V
8 9 .6 m s
9 0 .3 m s
9 1 .0 m s
9 1 .7 m s
9 2 .4 m s
9 3 .1 m s
140V
120V
100V
8 8 .2 m s
8 8 .9 m s
8 9 .6 m s
V(kV)
9 0 .3 m s
9 1 .0 m s
9 1 .7 m s
160V
60V
8 8 . 2 m s4 0 V1 4 0 V 8 8 . 9 m s
8 9 .6 m s
9 0 .3 m s
9 1 .0 m s
9 1 .7 m s
120V
20V
160V
60V
100V
0V
140V
40V
80V
-2 0 V
51 42.05 V6 s
20V
5 4 .6 0 s
5 4 .6 4 s
40V
80V
-2 0 V
5 4 .5 6 s
2 0 V5 4 .6 4 s
5 4 .6 0 s
5 4 .6 8 s
5 4 .7 2 s
5 4 .6 8 s
5 4 .7 2 s
t (µ s)
5 4 .7 6 s
Duración del
pulso
60V
100V
0V
5 4 .8 0 s
5 4 .8 4 s
t (µ s)
5 4 .7 6 s
5 4 .8 0 s
5 4 .8 4 s
60V
5 4 .8 8 s
5 4 .8 8 s
Duración
del
b) Pulso
con forma
de onda cuadrada.
9 3 .1 m s
9 2 .4 m s
V (n 0 0 1 )
180V
80V
Amplitud
9 3 .8 m s
9 2 .4 m s
V (n 0 0 1 )
180V
80V
120V
Amplitud
100V
-3 0 0 µ A
8 7 .5 m s
pulso
V(kV)
Duración del
b) Pulso con forma de onda cuadrada.
pulso
-2 0 V
5 4 .5 6 s
20V
5 4 .6 0 s
5 4 .6 4 s
5 4 .6 8 s
5 4 .7 2 s
5 4 .9 2 s
5 4 .9 2 s
t (µ s)
5 4 .7 6 s
5 4 .8 0 s
5 4 .8 4 s
5 4 .9 6 s
5 4 .9 6 s
5 4 .8 8 s
5 5 .0 0 s
5 4 .9 2 s
2 .4 K V /s
2 .0 K V /s
2 .8 K V /s
Amplitud
5 4 .6 8 s
5 4 .7 2 s
5 4 .7 6 s
5 4 .8 0 s
5 4 .8 4 s
5 4 .8 8 s
V (n 0 0 1 )* 1 0 / t i m e
V(kV)
0 .4 K V /s
2 .0 K V /s
2 .8 K V /s
0 .0 K V /s
1 .2 K V /s
b.1) Circuito simplificado para la generación de pulsos de onda cuadrada.
5 4 .9 6 s
0 .0 K V /s
t (µ s)
10T=10/f
- 0 .8 K V / s
- 0 .8 K V / s
0 .0 K V /s
- 1 .6 K V / s
- 1 .2 K V / s
- 0 .4 K V / s
- 2 .0 K V / s
80m s
160m s
240m s
320m s
400m s
480m s
560m s
640m s
720m s
800m s
880m s
10T=10/f
1 6 0 -m0 .8
s K V /s 2 4 0 m s
320m s
300µA
400m s
160m s
240m s
480m s
320m s
5 6 0 m Is( C 1 )
400m s
640m s
480m s
720m s
560m s
800m s
640m s
880m s
720m s
880m s
c) Pulso con forma de onda oscilatorio (amortiguado).
-Amplitud
- 2 .0 K V / s
120µA
80m s
160m s
240m s
320m s
400m s
480m s
560m s
640m s
720m s
800m s
880m s
c) Pulso con forma de onda oscilatorio (amortiguado).
I (C 1 )
300µA
60µA
Amplitud
300µA
Amplitud
240µA
I (C 1 )
0 µA
240µA
180µA
-6 0 µ A
120µA
µA
- 1 23 00 µ0 A
180µA
I (C 1 )
T/2
Amplitud
120µA
240µA
-1 8 0 µ A
60µA
60µA
180µA
-2 4 0 µ A
0 µA
0 µA
-Amplitud
-6 0 µ A
µA
- 3 01 02 µ0 A
8 7-.65 0mµ sA
60µA
-1 2 0 µ A
-1 2 0 µ A
8 8 .2 m s
T/2
0 µA
-1 8 0 µ A
8 8 .9 m s
8 9 .6 m s
9 0 .3 m s
9 1 .0 m s
9 1 .7 m s
9 2 .4 m s
9 3 .1 m s
9 3 .8 m s
9 4 .5 m s
t (µ s)
d) Tren T/2de pulsos. Forma de onda exponencial.
-1 8 0 µ A
-Amplitud
t (µ s)
C Inductores
Camara de tratamiento
Condensadores
Camara de tratamiento
DC
C
c.1) Circuito simplificado para la generación de pulsos oscilatorios
Resistencia de carga
c.1) Circuito simplificado
de pulsos oscilatorios
Rc para la generaciónInterruptor
c.1) Circuito simplificado
para la generación de pulsos oscilatorios
de descarga
Generador de
Resistencia de carga C
de carga
potenciac.1) Circuito
DC Resistencia
simplificado
para la generación de pulsos oscilatorios
Camara de tratamiento
Rc R Condensadores Interruptor
Interruptor
c
Resistencia de carga
t (µ s)
de
descarga
Generador
de
de descarga
Generador de
C C
potencia
Rc
Interruptor
potenciaDC DC
Condensadores
Condensadores de descarga
Camara
Camaradedetratamiento
tratamiento
Generador de
C
t (µ s)
potencia
DC
Condensadores
d.1) Circuito simplificado
para la generación de
pulsos bipolares.
Camara
de tratamiento
960m s
960m s
-2 4 0 µ A
T/2
-Amplitud
-1 2 0 µ A
-3 0 0 µ A
8 7 .5 m s
C
Rc
t (µ s)
-6 0 µ A
-2 4 0 µ A
Generador de
potencia
Condensadores
DC
960m s
800m s
- 1 .6 K V / s
180µA
DC
960m s
t (µ s)
- 1 .6 K V / s
-Amplitud
c) Pulso con forma de 10T=10/f
onda oscilatorio (amortiguado).
Amplitud - 1 .2- 2 K.0VK/ sV8 /0sm s
240µA
DC
DC
c) Pulso
con forma de onda oscilatorio (amortiguado).
10T=10/f
- 1 .2 K V / s
5 5 .0 0 s
t (µ s)
-Amplitud
- 0 .4 K V / s
5 4 .9 6 s
potencia
Amplitud
0 .4 K V /s
Interruptor
5 5 .0 0 s
DC
V (n 0 0 1 )* 1 0 / t i m e
1 .6 K V /s
2 .4 K V /s
- 0 .4 K V / s
1 .2 K V /s
2 .0 K V /s
- 0 .8 K V / s
0 .8 K V /s
1 .6 K V /s
- 1 .2 K V / s
0 .4 K V /s
1 .2 K V /s
- 1 .6 K V / s
0 .0 K V /s
0 .8 K V /s
- 2 .0 K V / s
8 0KmV /ss
- 0 .4
0 .4 K V /s
0 .8 K V /s
9 4 .5 m s
Interruptor
b.1) Circuito simplificado
para la generación de pulsos
de onda cuadrada.
Rc
Inductores
Generador de
de descarga
Resistencia de carga
Condensadores
Interruptor
potencia
b.1) Circuito
simplificado para la generación de pulsos
de onda
cuadrada.
Camara
de tratamiento
DC DC
de descarga
Resistencia
de carga
Rc
CInductores
Generador de
Interruptor
Condensadores
Rc
potencia
de descarga
Inductores
Generador de
Camara de tratamiento
Resistencia de carga
V (n 0 0 1 )* 1 0 / t i m e
2 .8 K V /s
0 .8 K V /s
Amplitud
2 .4 K V /s
-Amplitud
5 4 .9 2 s
b) Pulso con forma de onda cuadrada.
1 .2 K V /s
2 .0 K V /s
1 .6 K V /s
5 4 .6 4 s
pulso
V(kV)
1 .6 K V /s
2 .4 K V /s
5 4 .6 0 s
Duración
del cuadrada.
b) Pulso con forma
de onda
V(kV)
Amplitud
9 3 .8 m s
b.1) Circuito simplificado
para la generación de pulsosde
dedescarga
onda cuadrada.
Resistencia de carga
t (µ s)
V (n 0 0 1 )* 1 0 / t i m e
-2 0 V
5 4 .5 6 s
9 4 .5 m s
5 5 .0 0 s
0V
2 .8 K V /s
Rc
9 4 .5 m s
9 3 .8 m s
9 3 .1 m s
0V
40V
Interruptor
9 4 .5 m s
Generador de
Interruptor
a.1) Circuito simplificado
parade
laCondensadores
generación
de pulsos de onda exponencial.
potencia
Resistencia
carga
de descarga
Rc
Camara de tratamiento
Generador de DC DC
C Interruptor
potencia
Resistencia Condensadores
de carga
de
descarga
DC DC
Camara de tratamiento
Rc
Generador
de
C
Condensadores
potencia
Rc
DC DC
Camara de tratamiento
Generador de
C
Condensadores
potencia
DC DC
Camara de tratamiento
C
V (n 0 0 1 )
V(kV)
a) Pulso con
forma de onda exponencial
-3 0 0 µ A 1 4 0 V
8 7 .5 m s
-2 4 0 µ A
9 3 .8 m s
carga
a.1) CircuitoResistencia
simplificado de
para
la generaciónde
dedescarga
pulsos de onda exponencial.
-1 8 0 µ A
-3 0 0 µ A
8 7 .5 m s
-3 0 0 µ A
8 7 .5 m s
8 8 .2 m s
8 8 .9 m s
-1 8 0 µ A
8 8 .2 m s
8 9 .6 m s
8 8 .9 m s
9 0 .3 m s
8 9 .6 m s
9 1 .0 m s
9 0 .3 m s
9 1 .0 m s
9 1 .7 m s
9 1 .7 m s
9 2 .4 m s
9 2 .4 m s
9 3 .1 m s
9 3 .1 m s
9 3 .8 m s
9 3 .8 m s
9 4 .5 m s
9 4 .5 m s
Tren deForma
pulsos.deForma
onda exponencial.
d) Tren ded)pulsos.
ondade
exponencial.
-2 4 0 µ A
d.1) Circuito
simplificado
la generación
pulsosbipolares.
bipolares.
d.1) Circuito
simplificado
parapara
la generación
dede
pulsos
-Amplitud
-3 0 0 µ A
8 7 .5 m s
8 8 .2 m s
8 8 .9 m s
8 9 .6 m s
9 0 .3 m s
9 1 .0 m s
9 1 .7 m s
9 2 .4 m s
9 3 .1 m s
9 3 .8 m s
9 4 .5 m s
d) Tren de pulsos. Forma de onda exponencial.
Figure 2.3.2:
simplicados.
d.1) Circuito simplificado para la generación de pulsos bipolares.
Formas de onda de los diferentes pulsos, y sus posibles circuitos generadores
Estos circuitos no son únicos, existen otras posibles soluciones para generar la
misma forma de onda.
t (µ s)
10T=10/f
-Amplitud
Conceptos teóricos sobre el uso de Pulsos Eléctricos de Alta Intensidad de
Campo.
20
V(kV)
Amplitud
t (µ s)
-Amplitud
5T=5/f
Figure 2.3.3: Tren de pulsos Bipolares.
Los pulsos bipolares son más letales que los pulsos monopolares, según demuestran
varios investigadores Barbosa-Cánovas et al. [10], Tekle et al. [68], Tadej et al. [69]. El
campo eléctrico, induce movimientos en las moléculas cargadas de la membrana celular
de los microorganismos, una inversión en la orientación o en la polaridad del campo
eléctrico, provoca un correspondiente cambio en la dirección de las moléculas cargadas. Y
esa variación en el movimiento de las moléculas, causa un estrés en la membrana celular,
que aumenta su susceptibilidad a un rompimiento eléctrico.
Los pulsos bipolares tienen la ventaja de requerir de menos energía, originando una
reducción signicativa en la deposición de sólidos en las supercies de los electrodos, así
como la disminución de la electrólisis de los alimentos, aunque ello se consigue utilizando
generadores de pulsos más complejos y costosos, Sensoy et al. [66], Barbosa-Cánovas et al.
[10], FDA [65].
Dentro de los posibles generadores bipolares, tenemos los generadores instant charge
reversal pulse , gura 2.3.4. Estos pulsos consisten en dejar un tiempo, conocido como
tiempo muerto ver (capítulo 4 sección 4.2), entre el pulso positivo y el negativo.
A diferencia de los pulsos bipolares, no el tren de pulsos cuadrados, en este tipo de
pulsos la reversión de la carga es instantánea, y se ha observado que son mucho más ecaces
para inactivar microorganismos que los de caída exponencial simple [53]. Además, según
Barbosa-Cánovas et al. [10], con instant-charge-reversal pulse, que es como se le conocen
a este tipo de pulsos, se puede ahorrar hasta un 20% del total de energía consumida, y
del coste del equipo para generar los pulsos. Por este motivo, nuestro diseño tiene como
objetivo la generación de este tipo de pulsos, ver capitulo 4 sección 4.1.
21
2.3 Inactivación bacteriana. Factores.
V(t)
Amplitud
t
- Amplitud
Figure 2.3.4: Forma de onda de los instant-charge-reversal pulse.
2.3.4 Temperatura de tratamiento.
La temperatura es uno de los factores que tiene un efecto signicativo en todos los procesos
biológicos, y la inactivación de microorganismos mediante la técnica PEF, no iba a ser
una excepción. Los investigadores Pothakamury et al. [70] observaron efectos sinérgicos,
entre la temperatura de tratamiento y los pulsos eléctricos, para conseguir mejores niveles
de inactivación. También Wouters et al. [71] observaron que cuando la temperatura inicial
del alimento era más elevada, se necesitaba menos energía en forma de pulsos eléctricos
para alcanzar determinados niveles de inactivación.
Sensoy et al. [66] desarrollaron un
modelo matemático, basado en la ecuación de Arrhenius para predecir el efecto de la
temperatura del medio, en el nivel de inactivación microbiana:
Ea
k = kE0 e(− RT )
Donde:
k:
kE0 :
Ea :
(2.3.6)
constante del nivel de microorganismos supervivientes
factor constante
µ
s−1
energía de activación
µ
s−1
J
Kg.mol
R:
constante universal de los gases
T:
temperatura del medio [K]
J
1, 9872 kg.mol.K
La inactivación aumenta cuando se incrementa la temperatura del medio.
En nue-
stro diseño este incremento de temperatura se pretende minimizar, porque en el caso
de los alimentos el calor destruye moléculas, en particular proteínas, que producen una
alteración de las propiedades organolépticas; además generar calor implica que se está desaprovechando la energía. La aplicación de pulsos eléctricos de alta intensidad de campo,
provoca un pequeño aumento de la temperatura del alimento; por ello, es necesaria una
refrigeración correcta durante el proceso, con el n de mantener la temperatura por debajo de las generadas por pasteurización térmica. Se considera aceptable un aumento de
5-10ºC, manteniendo siempre la temperatura por debajo de 30-40ºC [58]. Un aumento
elevado de la temperatura también provoca cambios en la permeabilidad de la membrana
celular, y la hace más susceptible a la lisis mecánica. Este cambio en las propiedades de la
pared celular, se origina porque, al incrementar la temperatura, origina un cambio en los
Conceptos teóricos sobre el uso de Pulsos Eléctricos de Alta Intensidad de
Campo.
22
fosfolípidos de la bicapa lipídica, que pasan de gel a líquido, y se produce una reducción
del grosor de esta capa, que se hace menos resistente [58].
Lebovka y Vorobiev (2004) [72], estudiaron el efecto que tenía la temperatura sobre las
propiedades de la textura del tejido de la manzana, cuando se le aplicaba la técnica PEF.
Demostraron, que un precalentamiento a 50 °C ocasionaba un mayor daño al tejido, y
era más efectivo que aplicar el tratamiento PEF solamente; además reportaron una mejor
extracción de zumo, cuando se exprimía después de haber aplicado esta técnica.
2.3.5 Otros factores.
Además de los factores mencionados anteriormente, la inactivación de microorganismos
por PEF se ve afectadas por otros factores como:
2.3.5.1 Características del medio.
La conductividad, la fuerza iónica, el pH y la presencia de sistemas antimicrobianos, son
factores propios del producto, que afectan a la inactivación microbiana.
La conductividad o habilidad de un líquido para conducir corriente eléctrica, es dependiente de la fuerza iónica del mismo, estando estrechamente relacionada. Un incremento
en la fuerza iónica del alimento aumenta la conductividad. En una solución de 0,028M de
KCL E. Coli sufrió una reducción de 2,5 ciclos logarítmicos, después de un tratamiento
de 8 pulsos a 40kV/cm.
Mientras que en una solución de 0,168 de KCL, no se obtuvo
inactivación después del mismo tratamiento [10].
Según Hülsheger et al. [64] y Martin et al. [73], al añadir al alimento cationes monovalentes (como Na+ o K+) no se encuentran diferencias en la inactivación microbiana,
mientras que si se añaden cationes bivalentes como Ca²+ y Mg²+, la inactivación es
menos efectiva; ejerciendo un efecto protector [46].
Vega-Mercado et al. [74], observaron que la velocidad de inactivación dependía de la
fuerza iónica del medio y del pH, tratando leche inoculada con E. coli con pulsos de 55 kV
demostraron que la efectividad del tratamiento era superior a valores más bajos de pH;
mientras que a medida que aumentaba la fuerza iónica, la inactivación era menor.
El pH del alimento o producto y la presencia de antimicrobianos, pueden actuar sinérgicamente con el tratamiento para la destrucción de microorganismos; el pH del medio
juega un papel importante en las cinéticas de inactivación. Se ha demostrado que a valores de pH bajos, el resultado es mejor en el tratamiento con PEF. El efecto sinérgico
entre el pH y los PEF, es atribuido a una posible disminución del pH citoplasmático; por
un incremento en la tasa de transferencia de protones, a través de la membrana cuando
ésta es electroporada.
La presencia de sistemas antimicrobianos adicionados o inherentes a los alimentos,
como nisina o lisozima, es de gran importancia en la inactivación, reduce la viabilidad
23
2.3 Inactivación bacteriana. Factores.
del microorganismo, lo que a su vez aumenta la efectividad del tratamiento con PEF. AI
conjuntar PEF con la bacteriocina nisina, se encontró, que la población de L. innocua
suspendida en leche descremada conteniendo 37 UI nisina/ml y sometida a 32 pulsos,
con una intensidad de campo eléctrico de 50 kV/cm se redujo a 3.7 ciclos logarítmicos.
Mientras que aquella sometida únicamente a un tratamiento con 37 UI de nisina, se redujo
1
ciclo; y aquella sometida sólo a 32 pulsos con una intensidad de campo eléctrico de 50
2
1
kV/cm, se redujo 2 ciclos logarítmicos Calderón-Miranda [9].
2
2.3.5.2 Factores dependientes del microorganismo.
• Tipo de microorganismo: En lo que al microorganismo se reere, la sensibilidad al
tratamiento PEF varía con cada tipo, por ejemplo las bacterias son menos sensibles que las levaduras. Por otro lado, las esporas de los microorganismos son más
resistentes a PEF Barbosa-Cánovas et al. [75].
El tamaño de las células también
es de importancia en la inactivación microbiana, puesto que el potencial generado
a través de la membrana, es proporcional al tamaño de la célula ecuación (2.2.1).
Por tanto, las células pequeñas son más resistentes a los PEF. Las bacterias Gram
positivas son más resistentes al tratamiento con PEF que las Gram negativas.
• Fase de crecimiento: Las características de las células, y en especial su membrana,
son diferentes en cada etapa de desarrollo del microorganismo.
Hülsheger et al.
[64], encontraron que células de levaduras en fase de crecimiento logarítmico, eran
más sensibles a los pulsos eléctricos, que las que se encontraban en fase estacionaria.
Estos resultados fueron corroborados por Pothakamury et al. [70], observaron que los
microorganismos que se encontraban en la fase logarítmica de crecimiento, resultaron
más sensibles a los pulsos, que los que se encontraban en la fase de latencia.
·
Wouters et al. [71], también estudiaron la inuencia del estado siológico de
los microorganismos, especialmente de Listeria innocua, en la cinética de inactivación, y observaron que a menor tiempo de incubación, la inactivación
después de aplicar PEF era mayor.
·
En la fase logarítmica las células son más sensibles a un factor externo como los
pulsos eléctricos, que en la fase estacionaria; ya que las células se encuentran
en división y por tanto la membrana celular es más susceptible a los externos
[76, 10, 77]. Gáskova et al. [78], reportaron que la inactivación con PEF, en la
fase logarítmica, es del 30 % mayor que en la fase estacionaria, Amiali et al.
[77].
• Tamaño del inóculo: Varios investigadores han observado que la concentración inicial
del inóculo puede afectar en la efectividad del tratamiento mediante PEF [79, 13].
Jeantet et al. [80], reportaron que cuando el tamaño del inóculo es grande, se reduce
Conceptos teóricos sobre el uso de Pulsos Eléctricos de Alta Intensidad de
Campo.
24
el efecto letal del tratamiento por PEF [77].
Sin embargo, se comprobó que el
aumento de población de E. Coli (10³ - 10 a la 8 UFC/mL) en leche ultraltrada,
no afectó a la efectividad del tratamiento [10]. En conclusión, todo indica que la
inuencia de este parámetro sobre la efectividad de los pulsos, se ve afectado por el
tipo de microorganismo y las condiciones de tratamiento [81].
2.4 Componentes de un sistema para aplicar PEF.
Los componentes de una cámara de tratamiento pueden variar dependiendo del diseño,
pero de forma general, un equipo de procesado de alimentos se compone de, ver gura
2.4.1:
Generador de
alta tensión
Cámara de
tratamiento
Enfriamiento
Producto
estéril
Envasado
aséptico
Producto
Final
Producto
líquido sin
procesar
Sala de Control
Tiempo de proceso.
Campo eléctrico.
Flujo producto.
Frecuencia de los pulsos.
Figure 2.4.1: Esquema simplicado de una planta de tratamiento de la técnica PEF.
• Un generador de pulsos, que a su vez estará compuesto por un generador de alta
tensión, condensadores y un interruptor. Esta es la denición que podemos encontrar en la biografía de manera standard , aunque nuestro diseño es ligeramente
diferente, ya que utilizamos la conguración de un puente en H para aplicar los
pulsos sobre la cámara de tratamiento, se explicará con más detalle en la sección
4.1. Esta parte del diseño tiene que cumplir una serie de requisitos, pues debe estar
aislada eléctricamente, para seguridad del operario.
25
2.4 Componentes de un sistema para aplicar PEF.
• El diseño de una cámara de tratamiento varía de un equipo a otro, es uno de los componentes más importantes y complicados del equipo. Su diseño tiene que permitir el
tratamiento uniforme del alimento, con el mínimo incremento de temperatura, y se
debe evitar el fenómeno de electrólisis, que provocaría un deterioro en el alimento.
Tenemos que procurar que el líquido uya, de manera que no tengamos remanentes
en ninguna parte de la cámara. Además tiene que ser resistente a las velocidades
del líquido y eléctricamente segura.
• Necesitamos también una bomba, o turbina, para generar una velocidad elevada con
el n de generar las ráfagas virtuales de los pulsos en el interior de la cámara, y
al mismo tiempo reducir el calentamiento por efecto Joule.
• Todo lo anteriormente expuesto debe ser monitorizado y controlado por una unidad
de control. Esta debe permitir la regulación y el registro de todos los parámetros del
proceso: la frecuencia, la forma y la tensión de los pulsos, el tiempo del tratamiento,
y la temperatura a la entrada y salida de la cámara. Además se debe controlar la
intensidad de la corriente, y en caso de un proceso continuo, el ujo y la presión.
26
Part II
Diseño y análisis de la cámara de
tratamiento
27
"Doubt is the father of invention"
3
Galileo Galilei
Diseño y evaluación numérica de la cámara
de tratamiento.
3.1 Características de las cámaras de tratamiento.
Al nalizar el capítulo anterior, nos referíamos a la cámara de tratamiento como uno de
los componentes más importantes, en el diseño de un sistema de tratamiento mediante
PEF. Por este motivo, a lo largo de este capítulo, desarrollaremos los principales conceptos
físicos que encontramos en su interior.
En general podemos clasicar las cámaras de tratamiento en dos grandes grupos. Las
cámaras de ujo continuo, donde el alimento está constantemente uyendo en su interior,
y las cámaras estáticas donde el alimento está connado dentro de la cámara, durante todo
el tiempo del tratamiento. Generalmente estas cámaras están compuestas, como mínimo,
1
por dos electrodos, un generador de pulsos de alta tensión , y un material dieléctrico
situado entre ambos electrodos.
Las principales características que deben cumplir las cámaras de tratamiento son:
• Facilidad de conexión de los electrodos, para aplicar los pulsos y la entrada del
alimento.
• Uniformidad del campo eléctrico.
• Facilidad de limpieza y posibilidad de esterilización.
• Eliminación de burbujas de aire antes de introducir el alimento en la cámara.
1 Normalmente este generador proporciona tanto la conexión de alta tensión como la de tierra.
29
Diseño y evaluación numérica de la cámara de tratamiento.
30
3.1.1 Antecedentes de cámaras estáticas.
Generalmente las cámaras estáticas se clasican según su conguración en abiertas o
cerradas.
• Las cámaras estáticas abiertas, constan de dos láminas paralelas separadas por un
material aislante. Dentro de sus ventajas podemos decir, que permiten una mejor
alimentación y vaciado del producto, evitan la formación de burbujas de aire, y el
espacio entre los electrodos se puede modicar fácilmente. En contraposición, no
son seguras eléctricamente, ya que puede aparecer el fenómeno conocido como arco
2
eléctrico ; originando una coagulación o evaporación del alimento, y depósitos de
sólidos sobre la supercie del acero inoxidable [82].
• Las cámaras estáticas cerradas, están diseñadas para evitar este fenómeno, generalmente constan de láminas circulares de acero inoxidable muy pulido, para minimizar
emisiones de electrones y evitar el arco eléctrico, separadas por un material aislante
que cierra la cámara herméticamente. La alimentación de esta cámara es más complicada, y generalmente se tiene que hacer el vacío para evitar que se formen burbujas
de aire.
Como bien mencionan Huang and Wang [83], las cámaras estáticas están destinadas al
uso en laboratorios, mientras que para operaciones a escala industrial, son más ecientes
las cámaras continuas.
De ahí que generalmente, los primeros pasos realizados en la
investigación, sean dados sobre cámaras estáticas [83].
2 Este fenómeno aparece cuando superamos la ruptura dieléctrica del aire
kV
EM AX = 30 cm
1967
1987
1991
Sale y Hamilton Dunn y Pearlman Matsumoto et al. 








Diámetro de los electrodos (Varillas) 4 mm, con la forma de semiesfera en la punta y una distancia entre ellos de 3 mm. La película de nylon estaba separada 15 mm del punto de descarga. El diámetro de entrada era de 15 mm. Varilla‐Varilla Diámetro de entrada del cilindro 20 mm. Diámetro del alambre 1 mm, en total presentaba una longitud de 110 mm. Presenta una capacidad de 38 cm3. Los electrodos estaban sujetos por Plexiglás, ver figura de la derecha. Alambre‐Cilindro Exclusivamente diseñada para alimentos líquidos. Los electrodos son de acero inoxidable y presenta un separador cilíndrico de nylon. Banco de seis condensadores (capacidad de 0,4 μF, cada condensador), dos resistencias de 400 kΩ, un conmutador, un relé de descarga, un monitor de corriente y una sonda de tensión. Alimentación a través del orificio de uno de los electrodos. 




Separador de polietileno en forma de U entre los electrodos Electrodos de carbón soportados con placas de latón Alimentación variable según la distancia entre separadores Control de temperatura por circulación de agua a través de placas de latón Campo eléctrico aplicado: máx. 30 kV/cm Pulsos cuadrados de amplitud de 2 y 20μs Velocidad de repetición de 1 pul/segundo 



Características Vista lateral de la cámara diseñada por Matsumoto et al. Vista lateral de la cámara diseñada por Matsumoto et al. Forma de U del espaciador y la conexión del refrigerante. Corte de una sección de la cámara estática diseñada por Dunn y Pearlman Corte de una vista lateral de la cámara Imagen Tabla 3.1.1: Resumen de los principales diseños de cámaras estáticas que podemos encontrar en la bibliografía.
Año Inventor Huang y Wang (2009) Huang y Wang (2009) FDA FDA Referencia 31
3.1 Características de las cámaras de tratamiento.
Año 

Imagen
Vista de lateral de la cámara diseñada por Zhang et al. Vista lateral de la cámara de tratamiento diseñada por Amiali et al. A la izquierda se puede ver la interconexión de la cámara con el generador de pulsos, mientras que a la derecha una vista frontal de la cámara de tratamiento. Tabla 3.1.2: Continuación
Volumen de la cámara 60x60x3 mm3. Presenta dos electrodos paralelos de acero inoxidable con un grosor de 1 mm. Se utilizó un material resistente a las altas temperaturas PTFE (Teflón). Era una cámara herméticamente cerrada, las muestras del alimento procesado solo se podían extraer con jeringuillas. 


Presenta dos electrodos de acero inoxidable y espaciadores de polipropileno. Una separación entre electrodos de 0.15 cm. Área de superficial de los electrodos 1.53 cm2. Presentaba sistema de enfriamiento para mantener la temperatura constante durante todo el tratamiento. 
Zhang et 
2005
al. Características
• Electrodos de placas paralelas, hechos de acero inoxidable en forma de discos pulidos y separados por un aislante de polisulfona. • Distancia entre electrodos de 0,51 o 0,91 cm, con un área efectiva de 27cm2 y volumen de tratamiento de 12,5 o 25 m3. • Sistema de enfriamiento por camisas internas en los electrodos por donde circula agua o refrigerante. • Alimentación por orificio en los electrodos. Amiali et 2004 
al. Qin et al. 1994
Inventor Santamaría (2005) Huang y Wang (2009) Qin et al (1994) Referencia Diseño y evaluación numérica de la cámara de tratamiento.
32
33
3.1 Características de las cámaras de tratamiento.
3.1.2 Antecedentes de cámaras continuas.
Existen diversas conguraciones que cumplen con la denición de cámaras de tratamiento
continuo, las más utilizadas son: placas paralelas, coaxial o cilindros co-lineales ver gura
3.1.1:
Cámara placas paralelas
Electrodo a masa
E
a) Configuración placas paralelas.
d
ra
nt
a
a
to
en
m
li
Electrodo positivo
Aislante
a.1) Vista isométrica de una configuración de placas paralelas.
Cámara coaxial
Electrodo a masa
En
tra
a
da
to
en
lim
tra
En
b) Configuración Coaxial.
a
da
to
en
lim
Electrodo positivo
b.1) Vista isométrica de una configuración coaxial.
Cámara co-linear
Electrodo a masa
-
Electrodo a masa
+
En
c) Configuración co-linear.
tra
a
da
to
en
lim
Electrodo positivo
c.1) Vista isométrica de una configuración co-linear
Figure 3.1.1: Las guras de la izquierda son simulaciones realizadas en Comsol Multiphysics,
la primera de ella corresponde a una simulación en 2D y el resto a simulaciones con simetría
axial. La escala de colores corresponde con la magnitud del campo eléctrico, mientras que las
echas corresponden a su dirección y sentido. A la derecha aparecen las vistas isométricas, de
las diferentes conguraciones realizadas en Solidworks.
1987
1991
1995
Dunn y
Pearlman
Matsumoto
et al.
Zhang et al.













Características
Presenta dos electrodos de placas paralelas, con un
espaciador dieléctrico
Los electrodos no están en contacto directo con el
alimento, sino que están recubiertos de membranas
permeables de conducción iónica.
Un electrolito produce la conducción iónica entre el
electrodo y la membrana, y permite eliminar los productos
originados por la electrólisis.
El equipo consta de un sistema de calentamiento y
enfriamiento del alimento, y un sistema de desgasificación
para eliminar burbujas de aire antes de entrar a la cámara.
Existe una variación de esta cámara, con diversas zonas de
depósitos entre electrodos aislados por espaciadores
dieléctricos que hacen reducir y aumentar el diámetro de
paso, de manera que en las zonas donde se reduce el
diámetro el campo aplicado es muy alto, mientras que
cuando estamos en las zonas de mayor diámetro el campo
aplicado es más bajo.
Este diseño que genera un campo eléctrico superior en un
volumen pequeño sin incrementar la tensión aplicada en
los electrodos.
Presenta una placa de teflón entre los dos electrodos de
grosor 10 mm, que tenía orificios. Diámetro interior del
recipiente de 20 mm.
Electrodos de acero inoxidable con una separación entre
ellos de 20 mm.
Tenía como inconveniente que presentaba zonas de
estancamiento, en las esquinas que formaban 90º, donde
podían desarrollarse microorganismos, y el líquido se podía
sobrecalentar innecesariamente, pudiendo causar la
ruptura del dieléctrico, según reporta Alkhafaji y Farid
(2006)
Es una modificación de la cámara estática de electrodos de
placas paralelas de la WSU con canales que permiten la
alimentación continua del fluido.
Electrodos de acero inoxidable en forma de discos
separados por polisulfuna.
3
Volumen de la cámara de 8 o 20 cm , distancia entre
electrodos de 0.51 o 0.91 cm, caudal volumétrico de
3
alimento de 600 o 2.000 cm /min.
El campo eléctrico tiene una intensidad de entre 35 y 70
kV/cm, ancho de pulso de 2-15 μs y una velocidad de
repetición de pulsos de 1 Hz.
Vista lateral de la cámara
Vista superior
Cámara diseñada por Matsumoto et al., en ella se puede apreciar como
intentaba generar gran campo eléctrico sin tener que aplicar alta tensión
En la gráfica se muestra la cámara diseñada por Dunn y Pearlman, en
ella podemos ver qué intensidad del campo va variando de un valor
máximo a uno mínimo, debido a la geometría que presenta.
Imagen
FDA
Huang y Wang
(2009)
FDA
Referencia
Tabla 3.1.3: Resumen de los principales diseños de cámaras continuas que podemos encontrar en la bibliografía.
Año
Inventor
Diseño y evaluación numérica de la cámara de tratamiento.
34
Año
1997
2000
2000
Inventor
Sensoy et
al.
Mcdonald
et al.
Qin et al.
Se utilizó una optimización de la forma de los electrodos respecto al
campo eléctrico.
En la zona de tratamiento la caída de potencial fue casi uniforme por
lo que se pudo generar un gran campo eléctrico, según reporta Huang
y Wang (2009). Se pudo generar hasta 70 kV/m sin que se apreciara la
ruptura del dieléctrico.



Entrada del
alimento
Salida del la
refrigeración
Tabla 3.1.4: Continuación.
El sistema se llamó Cool-PureTM system.
El sistema consistía en calentar el líquido a 30 grados antes de ser
bombeado a la cámara. Después del tratamiento su temperatura se
enfriaba reduciendo la temperatura entre 4 y 7ºC.
Este calentamiento resultó, según reporta Qin et al. (2000), en un
daño del sabor, color y otras propiedades del líquido a tratar.




La zona de tratamiento se encontraba en la intersección de los dos
volúmenes cónicos. Por lo que era más pequeño en comparación a
los anteriores diseños.
Estaba diseñado para poder aplicar 25-40 kV/cm
La forma cónica que presentaba fue pensada para eliminar las
burbujas en la zona de tratamiento.

Características
Entrada del la
refrigeración
Salida enfriamiento
por agua
Electrodo
Aislamiento
Salida enfriamiento
por agua
Salida del la
refrigeración
Salida del alimento
Entrada alimento
Salida alimento
Imagen
Entrada del
alimento
Entrada enfriamiento
por agua
Entrada enfriamiento
por agua
Entrada del
alimento
Electrodos
FDA
Huang y Wang
(2009)
FDA
Referencia
35
3.1 Características de las cámaras de tratamiento.
Año
2002
2007
2007
Inventor
Morshuis et al.
Alkhafaji and
Farid
Pizzichemi and
Occhialini










Electrodos
Entrada del
líquido
Tornillos
Salida de
enfriamiento
Zona de
tratamiento
Entrada
alimento
Tabla 3.1.5: Continuación.
Se dio gran importancia al sistema de enfriamiento.
Su enfriamiento se llevaba a cabo mediante agua fría.
Los electrodos se encontraban equiespaciados y aislados
entre ellos, ver figura.
El alimento fluía, por el medio de la tubería, haciendo que
el campo fuera bastante uniforme.
No presentaba el riesgo de las otras cámaras conocidas
pero podía acumular bacterias.
Presentaba dos mallas de acero inoxidable, aisladas entre
ellas.
Fue diseñada para un flujo de 2.5 cm3/s
Con tiempo de estancia del líquido en la zona de
tratamiento de 26 ms
Con este diseño se resolvió el problema de estancamiento
donde los microbios podían crecer.
Se dio solución al sobrecalentamiento del líquido en la
zona de tratamiento.
Características
Entrada de
enfriamiento
Salida del
líquido
Entrada de
enfriamiento
Entrada
alimento
Salida
alimento
Imagen
Huang y Wang
(2009)
Huang y Wang
(2009)
Huang y Wang
(2009)
Referencias
Diseño y evaluación numérica de la cámara de tratamiento.
36
37
3.2 Dinámica de uidos en el interior de la cámara.
3.2 Dinámica de uidos en el interior de la cámara.
3.2.1 Conceptos básicos.
Los uidos por denición son sustancias que cambian su forma continuamente, siempre
que estén sometidas a un esfuerzo cortante, sin importar qué tan pequeño sea [84]. Otra
posible denición es que son sustancias capaces de uir y que se adaptan a la forma de
los recipientes que los contienen [85].
Los uidos pueden ser clasicados en dos grandes grupos: líquidos o gases. Los uidos
líquidos son prácticamente incompresibles [86], ocupan un lugar denido y tienen supercies libres; mientras que los gases son compresibles, y se expanden hasta ocupar todas
las partes del recipiente que los contenga. En este capítulo, nos referiremos a los uidos
líquidos, realizaremos la aproximación que son incompresibles puesto que su densidad no
varía para las presiones en el interior de la cámara (1.87 Bar) [87].
Los uidos incompresibles, al circular por una tubería, pueden manifestar dos tipos
de comportamiento, laminar (sección 3.2.3) y turbulento (sección 3.2.4) en función de
diferentes parámetros como su velocidad, densidad y viscosidad.
Para ambos tipos de comportamientos existen ecuaciones, empíricas o basadas en
aproximaciones de las ecuaciones Navier-Stokes u otras, que describen el perl de velocidades en la sección del conducto. En la siguiente sección mostraremos las ecuaciones de
Navier-Stokes para el caso de un uido newtoniano.
3.2.2 Número de Reynolds.
Determinar el tipo de ujo que tenemos en nuestro diseño es clave, porque el resto de
magnitudes físicas como la temperatura y el tiempo de exposición del microorganismo
al campo eléctrico, dependen de ello. Una forma de determinar en qué tipo de ujo nos
encontramos es calculando el número de Reynolds, la ecuación que nos permite calcularlo
es la que se presenta a continuación; y como se deduce de sus unidades el número resultante
es adimensional.
Diseño y evaluación numérica de la cámara de tratamiento.
38
U·D
m
kg m · s
= ·m· 3 ·
= adimencional
µ
s
m
kg
(3.2.1)
Re = ρ
Donde
U:
Velocidad media del uido
D:
Diámetro de la tubería
µ:
ρ:
Viscosidad dinámica del uido
Densidad del uido
En aplicaciones prácticas, se dene el ujo laminar cuando tenemos
tras que si
Re > 4000
el ujo es turbulento.
Re < 2000,
mien-
En el rango intermedio de valores nos
encontramos en una zona de incertidumbre, es decir puede que el ujo sea laminar o turbulento, siendo incapaz de predecirlo. Si el cálculo a realizar se encuentra en la región
crítica, es recomendable variar el valor del diámetro o la tasa de ujo, para que este se
encuentre en laminar o turbulento [85, 84].
En nuestro estudio, donde trabajaremos con agua del grifo, el número de Reynolds en
función de la temperatura lo podemos ver en la gura 3.2.1, para su simulación se han
utilizado los valores viscosidad y densidad del agua, que se pueden encontrar en la base
de datos de Comsol Multiphysics 4.2.
Re [x103]
Número de Reynolds
42
40
38
36
34
32
30
28
26
24
22
20
18
16
14
12
10
8
300 320 340 360 380 400 420 440 460 480 500
T [K]
Figure 3.2.1: Número de Reynolds en función de la temperatura
39
3.2 Dinámica de uidos en el interior de la cámara.
3.2.3 Flujo laminar en tuberías.
El ujo laminar se puede denir como una serie de capas concéntricas que se deslizan una
junta a la otra [85].
De acuerdo con Holland y Bragg [88], este ujo suave da como resultado un perl de
velocidad parabólica, cuando consideramos un ujo newtoniano dentro de una tubería.
La ecuación que dene la velocidad en función de la posición referenciada al radio es:
r2
→
−
| u | = 2uave 1 − 2
ri
uave =
Donde:
uave :
Q:
ri :
Q
(πri2 )
Velocidad media volumétrica
Caudal
(3.2.2)
m3
s
Radio interno
(3.2.3)
m
s
(m)
Esta ecuación no considera las propiedades termo-físicas, que se ven afectadas por el
cambio de temperatura por ello no es válida en uidos viscosos; aunque se considera una
buena aproximación del perl de velocidad [89].
Diseño y evaluación numérica de la cámara de tratamiento.
40
Velocity magnitude [m/s]
Line Graph: Velocity magnitude [m/s]
r-coordinate [m]
Perfil parabólico de la velocidad de un flujo laminar en el interior de una tubería de
diámetro 5[cm].
Vista en 3D de la tubería, en la escala de Vista de un corte de la tubería. En ella se
colores se representa el valor de la observa el perfil parabólico de la velocidad.
velocidad.
Como es característico de este flujo, la
velocidad es máxima en el centro, mientras
que a medida que nos acercamos a las
paredes del tubo la velocidad tiende a cero.
Figure 3.2.2: Simulaciones realizadas en Comsol Multiphysics 4.2, para demostrar que el perl
de velocidad del ujo laminar es parabólico. Se ha utilizado un mallado de
unos
769623
grados de libertad en la solución.
507584
elementos y
41
3.2 Dinámica de uidos en el interior de la cámara.
En el estudio anterior hemos supuesto que a la entrada de la tubería teníamos un
ujo laminar desarrollado (Re<2300) [84], una condición que se cumple cuando la acción
viscosa prevalece en toda la sección transversal del ujo. Dando como resultado un perl
de velocidad no variable, en la dirección del ujo, con líneas de corrientes rectas y paralelas.
Estas condiciones no están presentes inmediatamente a la entrada de la tubería, por
lo que al principio el ujo es casi uniforme. Más adelante, esta región de perl uniforme
que se conoce como núcleo, tiende a la forma que se muestra en la gura 3.2.2.
La ecuación que nos permite encontrar la distancia que tiene que recorrer el líquido,
para presentar un ujo laminar desarrollado es, según Shames [84]:
L0 = 0.058Re D
(3.2.4)
Si se desea profundizar en el comportamiento del ujo laminar a la entrada de una
tubería, se puede consultar el artículo publicado por Hornbeck [90], donde hace un estudio
del perl de la velocidad en estas condiciones.
3.2.4 Flujo turbulento en tuberías.
El ujo turbulento se dene como el movimiento irregular e indeterminado de las partículas
del uido en direcciones transversales a la dirección principal del ujo [91]. Como se puede
ver en la gura 3.2.3, la velocidad del uido cerca de la pared cambia con rapidez, de casi
uniforme en la sección transversal, a tender a cero en la pared.
La forma real del perl de velocidad varía con el factor de fricción, que a su vez varía
con el número de Reynolds y la rugosidad de la tubería.
Una posible aproximación de este perl de ujo es el que se muestra en la ecuación
3.2.5:
u = 2uave
r
1−
ri
17
(3.2.5)
La ecuación 3.2.5 nos sirve como una primera aproximación, pero es insuciente en
muchos casos, por lo que tenemos que volver a las ecuaciones de Navier-Stokes. Cuando el
ujo se vuelve turbulento todos los parámetros uctúan en el tiempo y en el espacio [92];
y resolver estas ecuaciones generan un cálculo computacional extremo que conllevaría un
gasto innecesario en nuestro caso. En general se suelen utilizar las ecuaciones promedio de
Navier-Stokes (Reynolds-Averaged Navier-Stokes Equation), siendo estas sucientes para
obtener casi toda la información acerca del ujo.
Diseño y evaluación numérica de la cámara de tratamiento.
42
Line Graph: Velocity magnitude (m/s)
Velocity magnitude (m/s)
Line Graph: Velocity magnitude (m/s)
R-coordinate (m)
(a) Perl del ujo turbulento después de
(b) Perl del ujo turbulento. Se puede ob-
haber recorrido 0.5m respecto a la entrada
servar como el líquido presenta una mayor
del ujo, el tubo presenta un radio de 5 [cm],
uniformidad, como se demuestra en varios es-
se han utilizado las mismas conguraciones
tudios [93, 94, 95, 96, 97]. Este perl es mu-
de la malla del apartado anterior.
cho más deseado para la aplicación de la técnica PEF, ya que disminuye los puntos que
se calientan localmente.
Figure 3.2.3: Perl del ujo turbulento después de haber recorrido 0.5m respecto a la entrada
del ujo, el tubo presenta un radio de 5 [cm], se han utilizado las mismas conguraciones de
la malla del apartado anterior.
Se ha utilizado el modelo
k − (es uno de los modelos más
k representa Turbulence kinetic
utilizados en la industria, para simular las turbulencias, donde
energy y
representa Disipation rate of turbulence energy ).
3.3 Diseño propuesto.
Como pudimos apreciar en la sección 3.1.2, la cantidad de uido que podíamos tratar
dependía de la separación existente entre los electrodos.
Por lo que si aumentamos
3
el diámetro de la cámara , disminuye la intensidad del campo eléctrico, y necesitamos
aumentar la tensión aplicada para obtener el campo eléctrico deseado.
Según reporta
Morales-de la Peña et. al [98], este es uno de los inconvenientes más importantes, ya que
se necesitan generadores que puedan proporcionar tensiones elevadas, y esto hace que el
diseño se encarezca.
Para tener una idea pondremos varios ejemplos, según Hoogland y Haan [99], la inversión inicial para montar una planta que aplique el tratamiento con un caudal de 5000
L
h
es de aproximadamente 1 millón de euros; mientras que en estudios anteriores, Braakman
ton
se requería una inversión de 2 millones de euros, y de
h
ton
.
4 millones de euros para tratar 10
h
[100] exponía que para tratar 5
3 tubo en el caso de conguraciones cilíndricas
3.3 Diseño propuesto.
3.3.1 La idea.
Cátodo
En lugar de realizar una cámara larga donde las partículas permanezcan un tiempo prolongado en su interior, planteamos la idea de una hacer una cámara muy corta por la que
viajen las partículas a alta velocidad. Con ello tenemos dos ventajas:
• Las tensiones que se necesitan aplicar son más bajas para un mismo campo eléctrico.
Cátodo
Dieléctrico
Ánodo
Ánodo
• No es necesario generar los pulsos electrónicamente, puesto que estos se generan
Dieléctrico
virtualmente sobre las partículas, al pasar por la cámara en la que continuamente
está aplicado el campo eléctrico, gura (3.3.2).
Cátodo
Salida del
líquido
Ánodo
Ánodo
Dieléctrico
(a)
(b)
Figure 3.3.1: Diferentes vista de un diseño de la cámara. Se pueden ver el ánodo, cátodo y el
dieléctrico.
Electrodo positivo
Electrodo a masa
Electrodo positivo
Electrodo a masa
Fluido
Electrodo positivo
Electrodo a masa
|EMAX|
Electrodo positivo
Electrodo a masa
ico
43
Cámara 1
Cámara 2
Cámara 3
Cámara 3
Figure 3.3.2: Procedimiento para generar las ráfagas, consiste en la conexión en serie de varias
cámaras.
Cátodo
Dieléctrico
Ánodo
Este diseño sigue siendo compatible con las señales bipolares o sinusoidales, con las
que se minimizan las reacciones electroquímicas. Sin embargo, este concepto planteaba
una pregunta, como se menciona en los objetivos.
Diseño y evaluación numérica de la cámara de tratamiento.
44
¾Es posible hacer que las ráfagas virtuales que ve el uido en el interior de la cámara,
sean sucientemente cortas como para no provocar excesivo calentamiento, en dimensiones
y velocidades de uido razonables?, como se puede ver en la sección (3.4.4.3) la respuesta
es positiva.
Otra ventaja que presenta nuestro diseño es que con la cámara correctamente aislada
y con el generador de pulsos adecuado, se pueden aplicar grandes campos eléctricos. Por
ejemplo nuestro primer prototipo está pensado para aplicar campos eléctricos superiores a
4kV/cm en la región central, que sería el peor de los casos; y superiores a 60 kV/cm cerca
de la pared, en el mejor de los casos. Tenemos que aclarar que en nuestro prototipo esta
pieza se encuentra al nal, es decir, antes de que el líquido sea depositado en un recipiente.
Si este diseño lo extrapolamos a la industria, vemos que presenta varias ventajas, una de
ellas es que esta pieza va conectada entre dos tubos, quedando esterilizado el líquido
que uye por este, sin tener que hacer grandes cambios en la infraestructura existente.
Además este diseño se puede conectar en cascada con facilidad, pudiendo así, generar las
ráfagas virtuales que se deseen, y obtener así una mejor esterilización del producto.
3.4 Análisis de la cámara mediante FEM.
El análisis de la cámara de tratamiento lo realizaremos mediante el software Comsol
Multiphysics 4.2. Para ello utilizaremos varios módulos presentes en este software, AC/DC
( ) para modelar los pulsos eléctricos provenientes del generador de pulsos de alta tensión,
Fluid Flow (
) para analizar el movimiento del uido en el interior de la cámara, así
como Heat Transfer ( ) para calcular el calentamiento asociado al efecto Joule. En el caso
de agua del grifo hemos utilizado como referencia Herrera-Herrera et al. [101] y la base
de datos de Comsol Multiphysics 4.2.
3.4.1 Geometría del dominio a simular.
El diseño de nuestra cámara presenta una simetría evidente, esta simetría nos ayudará a
reducir el tiempo de cálculo; porque al analizar un modelo con tres físicas
4
el tiempo de
cálculo se hace mucho más largo, y requiere de varios ordenadores potentes para realizar
el cálculo completo.
Si observamos en la gura 3.3.1, podemos simplicar el análisis
realizando las simulaciones de uno de los oricios. Este análisis se puede simplicar a su
vez, utilizando una simetría axial, ver gura 3.4.2a, pues se obtienen los mismos resultados
que en una simulación en 3D, pero con un tiempo de cálculo mucho menor.
Haremos el estudio de dos geometrías, en la zona de conexión de los electrodos y el
dieléctrico, en una consideraremos que el dieléctrico se intersecta ligeramente con el uido;
mientras que en la otra solo se limita a separar a los dos electrodos, 3.4.2.
4 Así se le conoce a los módulos de Comsol.
Estas dos
45
3.4 Análisis de la cámara mediante FEM.
Ri
Figure 3.4.1: Cámara de tratamiento y zona de tratamiento para una conguración co-linear.
Ri
representa en radio del aislante,
Di es
el radio de la zona de tratamiento y
De es
el radio del
(electrodo conectado a masa y al potencial positivo).
conguraciones traen consigo campos eléctricos diferentes, así como diferentes perles de
velocidad en el uido. Toep et al. [102] demostró, que la conguración donde el dieléctrico
intersecta al uido, presenta un campo más homegéneo, si hacemos una reducción de los
bordes del dieléctrico, gura 3.4.1.
Si bien es cierto lo que arma Toep et al. [102], el diseño de nuestro prototipo está
5
pensado para generar grandes campos eléctricos a partir de tensiones relativamente bajas .
El problema que nos aparece al intentar generar un gran campo eléctrico, a partir de
estas tensiones, es que tenemos que trabajar con dimensiones pequeñas; lo que diculta
el suavizado en los bordes, entonces el campo no es todo lo homogéneo que quisiéramos
que fuera.
5 Este concepto se puede utilizar con generadores más potentes, pero la novedad que se pretende
presentar es que no son necesarios, ya que son caros, por lo que no tendremos en cuenta su análisis.
Diseño y evaluación numérica de la cámara de tratamiento.
46
Simetría axial
Fluido
Electrodo
Dieléctrico
Electrodo
(a) Representación de un conducto de la cámara en un plano con simetría axial respecto al eje y.
A la derecha aparece una ampliación de la parte correspondiente a los electrodos y el dieléctrico,
este último solo se limita a separar los electrodos.
Electrodo
Electrodo
Electrodo
Fluido
Fluido
Fluido
Dieléctrico
Dieléctrico
Electrodo
Electrodo
Simetría axial
Electrodo
Electrodo
Fluido
Fluido
Dieléctrico
Dieléctrico
Dieléctrico
Electrodo
Electrodo
(b) Vista en lateral en 3D, con una ligera inclina-
(c) Vista en superior en 3D, con una ligera incli-
ción y un con un corte de sección, donde se mues-
nación y un corte de sección, donde se muestra la
tra la conguración de los electrodos y el dieléc-
conguración de los electrodos y el dieléctrico.
trico.
Electrodo
Figure 3.4.2: Dominio a simular en Comsol Multiphysics 4.2 en simetría axial. En el que se
muestra los electrodos, la tubería y el dieléctrico, donde este solo se limita a separar ambos
electrodos.
47
3.4 Análisis de la cámara mediante FEM.
3.4.2 Denición de la malla y de las condiciones de contorno.
Esta parte previa al cálculo es muy importante, porque dependiendo de la denición
de la malla, nuestros resultados puedes ser más o menos exactos.
Para evitar errores
debido a la malla, utilizaremos la mayor resolución que ofrece Comsol (Extremely ne )
con varios renamientos en la zonas críticas, como son las intersecciones de los electrodos
con el dieléctrico, ver gura 3.4.3, haciendo un total de 845494 elementos dentro de la
malla. Hemos seleccionado para los elementos, Lagrange-quadratic elements, una forma
triangular.
Figure 3.4.3: Mallado de uno de los dominios a simular, en el que el dieléctrico solo se limita
a separar los electrodos. Podemos apreciar los diferentes renamientos realizado en la denición
de la malla, en total tenemos, 398400 elementos dentro de la malla, y 1831084 grados de libertad
en la solución.
3.4.3 Ecuaciones y condiciones de contorno.
3.4.3.1 Módulo AC/DC.
Las ecuaciones que rigen el comportamiento del campo eléctrico, dentro de la cámara son
las que se muestran a continuación:
→
−
∇ · J =Qj
(3.4.1)
→
−
→
− →
−
J =σ E + Je
(3.4.2)
→
−
E = −∇V
(3.4.3)
Diseño y evaluación numérica de la cámara de tratamiento.
Donde:
→
−
J
→
−
Je
→
−
E
σ
V
A
m2
Densidad de corriente
Densidad de corriente externa
V
m
Campo eléctrico
A
m2
Conductividad eléctrica
Potencial eléctrico
48
S
m
(V)
Si queremos hacer una estimación rápida y sencilla podemos usar la fórmula de placas
paralelas (2.3.2), como recomienda Buckow et al. [93].
Por otro lado, resolveremos estas ecuaciones mediante el estudio, steady-state solver,
de Comsol Multiphysics. El uso de este, nos reducirá considerablemente el tiempo de simulación. Con la suposición realizada anteriormente, aplicaremos en el electrodo positivo
el valor RMS
6
de la tensión aplicada, con el n de calcular el calor generador por efecto
Joule. Para el caso de nuestra señal es:
El valor RMS de una función continua se calcula mediante:
FRM S
v
u
ZT
u
u1
= limT→∞ t ·
(f (t))2 dt
T
(3.4.4)
0
Para el pulso de la gura 2.3.4 el valor RMS se calcula como sigue:
P ulseRM S
v 
u
Tp
u
u 1 Z
2
= limT→∞ u
t T  A dt + 0 +
o
r
= limT→∞
p
= A 2Dx
Donde
Dx
2TZp +Td


(−A)2 dt + 0
Tp +Td
2A2 · Tp
= limT→∞
T
r
2A2 · Dx · T
T
(3.4.5)
(3.4.6)
representa la duración de un pulso respecto al periodo.
Nos gustaría aclarar, que el valor de la tensión que aplicaremos, la obtuvimos de las
simulaciones realizadas en el capítulo 4. El valor de la conductividad eléctrica del agua
utilizado fue 0.1
S
, un valor superior al que se encuentra en la bibliografía, porque así
m
jamos una cota
7
del agua que podemos esterilizar, algo que repercute en el diseño del
generador de pulsos y de la fuente de alimentación. Como queríamos generar un campo
eléctrico del orden de 7kV/cm, teníamos que aplicar una tensión de 350 V, esto nos generó
una corriente de 36 mA, así la cámara tendrá una resistencia de aproximadamente 10kΩ .
Para optimizar nuestro diseño, realizamos varias simulaciones en LTspice y Comsol, para
encontrar los valores más exactos que cumplieran con nuestros requisitos, ver gura 3.4.4.
6 Del ingles, Root Mean Square
7 Estamos considerando un caso peor al que nos encontraremos.
49
3.4 Análisis de la cámara mediante FEM.
Resistencia de carga
Tensión aplicada en
el electrodo
Figure 3.4.4: Representación de dependencia entre los dos software utilizado para calcular el
campo eléctrico óptimo, con la restricción de no sobrepasar la ruptura del dieléctrico del aire.
Después de dichas simulaciones obtuvimos que, la tensión que aplicaríamos en el electrodo sería de
556V
√ , utilizando la ecuación 3.4.6. Estos nos genera una corriente de 41
2
mA, este cálculo se realizó haciendo la integral de la densidad de corriente en el interior
de nuestro dominio. Esta corriente nos genera una resistencia de carga de 9.6
kΩ
cuyo
valor lo podemos aproximar a 10kΩ ya que hemos sobredimensionado la conductividad
eléctrica del agua.
V1 =
V = 0V ;
Como condiciones de frontera impusimos que
electrodos, y en el otro lo jamos a tierra,
556V
√ , correspondiente a uno de los
2
3.4.3.2 Módulo de Turbulent Flow/ Laminar Flow.
Cuando el uido es newtoniano e incompresible, y además se considera régimen estacionario, las ecuaciones de Navier Stokes para el ujo laminar, son las que se muestran a
continuación [92]:
−
ρ∇ · →
u =0
(3.4.7)
−
T −
−
−
ρ →
u ·∇ →
u = ∇ · −pI+µ ∇→
u + →
u
+F
(3.4.8)
Donde
kg
m3
Vector velocidad
ρ:
→
−
u:
Densidad
p:
Presión
F:
m
s
(Pa)
Vector de volumen de fuerzas
En el caso del ujo turbulento utilizaremos el modelo
k − ,
N
m3
que se caracteriza porque
es necesario integrar dos ecuaciones diferenciales más, una para la energía cinética turbu-
Diseño y evaluación numérica de la cámara de tratamiento.
lenta,
k
(3.4.11), y otra para la disipación,
(3.4.12) [103].
50
Las ecuaciones que conforman
este modelo son:
ρ∇ · u = 0
ρ(u · ∇)u = ∇ ·
2
k2 T
∇u+ (∇u) − ρkI + F
−pI + µ + ρCµ
3
(3.4.10)
k2
ρ (u · ∇) k = ∇ ·
µ + ρCµ
∇k + pk − ρ
σk
(3.4.11)
k2
2
ρ (u · ∇) = ∇ ·
µ + ρCµ
∇ + Ce1 pk − Ce2 ρ
σe
k
k
(3.4.12)
i
h
pk = µT ∇u : ∇u + (∇u)T
(3.4.13)
ρ:
→
−
u:
Donde
(3.4.9)
p:
µ:
k:
F:
µt :
Cµ ,C1 , C2 ,σk , σ :
kg
m3
Vector velocidad
Densidad
Presión
m
s
(Pa)
Viscosidad dinámica
(kg/m/s)
Energía cinética de las uctuaciones turbulentas
(m2 /s2 )
Disipación de la energía cinética de las uctuaciones
2 2
turbulentas (m /s )
N
Vector de volumen de fuerzas
m3
Capacidad de calor especíca a presión constante
J
kg · K
Constantes del modelo (0.09, 1.44, 1.92, 1.0, 1.3)
respectivamente
Nota: En la ecuación 3.4.13 la operación : puede inducir a confusión, en este caso
se reere:
PP→
→
−
→
−
→
−
−
a : b =
a nm b nm
n m
En las condiciones de contorno, impusimos una velocidad de entrada de 10 m/s, y
una salida de 1 Bar de presión (presión atmosférica). Esta es la conguración típica, pues
ayuda a la convergencia de las soluciones; y es común al ujo laminar y al ujo turbulento.
En el caso del ujo turbulento denimos los parámetros del modelo del ujo turbulento
k − ,
donde
2
k = 0.05 ms2
y
2
= 0.05 ms3
respectivamente.
51
3.4 Análisis de la cámara mediante FEM.
3.4.3.3 Modulo Heat Transfer.
La temperatura en el interior de la cámara está directamente relacionada con la energía
eléctrica entregada, como habíamos denido anteriormente, este fenómeno se conoce como
efecto Joule.
La ecuación que rige el comportamiento de la temperatura dentro de la cámara es la
que se muestra a continuación:
ρcp utrans ∇T = ∇ · (k∇T ) + Q
Donde
4T:
Q:
tt :
cp :
utrans :
k:
(3.4.14)
Incremento de temperatura [ºC o K]
Fuente de calor
W
m3
Tiempo de tratamiento [s]
2 2
Capacidad especíca de calor [m /s /K]
Vector velocidad [m/s]
Conductividad térmica del uido
W
m · ºC
Según consta en el capítulo 2, una posible estimación del valor del incremento de
temperatura puede calcularse a partir de las siguientes ecuaciones:
4T =
Qs · tt
ρ · cp
(3.4.15)
Qs = σ · E 2
(3.4.16)
Li · τ · f
u
(3.4.17)
tt =
En cuanto a las condiciones de frontera, introdujimos una fuente de calor en todo el dominio a simular, que coincidía con el total de la potencia disipada, jamos la temperatura
exterior a 24ºC, e impusimos que el coeciente de disipación térmica fuera de
5 m2W· K .
Además utilizamos la velocidad proveniente del modulo Turbulent Flow o Laminar Flow
dependiendo del caso, para introducirla al uido.
Diseño y evaluación numérica de la cámara de tratamiento.
52
3.4.4 Análisis de las simulaciones.
3.4.4.1 Campo eléctrico.
Como se puede apreciar en la gura 3.4.5, el campo eléctrico cerca de la pared es mucho
más intenso, debido al conocido efecto bordes.
Este campo elevado, es positivo en la
inactivación bacteriana, sin embargo es negativo debido a que trae consigo un incremento
considerablemente de la temperatura.
Si analizamos al microorganismo que viaja por el centro del tubo, que sería la parte
menos tratada, y suponemos que la velocidad media dentro de la cámara es de 10 m/s,
aplicando la ecuación 3.4.18 obtenemos un tiempo de tratamiento de 26µs, ya que los
pulsos que aplicamos son de 2µs. Por lo tanto, dicho microorganismo recibirá un total de
13 pulsos en media, donde la amplitud de los pulsos varía entre 4.5 kV/cm y 6 kV/cm,
Electric field norm (V/m)
tal como se puede observar en la gura 3.4.5.
Z-coordinate (m)
Figure 3.4.5: Representación del campo eléctrico en diferentes puntos paralelos a la pared del
tubo.
b) Representación del campo eléctrico en los diferentes puntos del dominio Figure 3.4.6: Vistas en 3D de la distribución del potencial a lo largo de toda la cámara así como del campo eléctrico.
a) Distribución del potencial a lo largo de la tubería.
53
3.4 Análisis de la cámara mediante FEM.
Diseño y evaluación numérica de la cámara de tratamiento.
54
3.4.4.2 Fluido.
Como observamos en la gura 3.4.10, el perl del ujo laminar no está desarrollado completamente, ya que si utilizamos la ecuación 3.2.4 el valor que obtenemos es muy superior
a la longitud de la cámara. Esto tiene una repercusión positiva, porque a pesar que en
las paredes la velocidad es cero, esta aumenta rapídamente a medida que nos alejamos
de ella. Aún así, esta velocidad nula en la pared, que coincide con los puntos de mayor
campo eléctrico en el centro de la cámara, trae consigo que esta muestra se recaliente,
según [82]. Esto hace que el ujo laminar se intente evitar, por lo que diseñaremos nuestro
prototipo en base a que tenemos un ujo turbulento.
Esta turbulencia se puede conseguir aumentando la velocidad del uido, en el caso de
la industria esto no es un problema, según Buckow et al. [93]; también se puede conseguir
introduciendo una malla, según reporta Jaeger et al. [96], en el caso de nuestro prototipo
la conexión entre la aguja y la jeringa genera esta turbulencia.
En el ujo turbulento que se observa en la gura 3.4.10, vemos que la velocidad
cerca de la pared no es cero, algo que repercutirá positivamente en el incremento de la
temperatura. Si el líquido circula más rápido y se mezcla más debido a la turbulencia, se
reduce el efecto de los puntos calientes dentro de la cámara, algo que podremos observar
en las simulaciones correspondientes a la temperatura.
r-coordinate (m)
r-coordinate (m)
b) Perfil de velocidad, flujo turbulento.
r-coordinate (m)
Figure 3.4.7: Perles de velocidad para los diferentes tipos de ujo.
a) Perfil de velocidad, flujo laminar.
r-coordinate (m)
Velocity magnitude (m/s)
Velocity magnitude (m/s)
55
3.4 Análisis de la cámara mediante FEM.
Electric field norm (V/m)
b) Velocidad en el centro de la cámara, flujo turbulento.
Figure 3.4.8: Velocidad de cada uno de los uidos en el centro de la cámara.
a) Velocidad en el centro de la cámara, flujo laminar.
Diseño y evaluación numérica de la cámara de tratamiento.
56
57
3.4 Análisis de la cámara mediante FEM.
3.4.4.3 Temperatura.
Como era de esperar, y contrastando lo que varios investigadores demostraron [94, 95,
96, 97], el ujo con una mezcla pobre o débil, característica del ujo laminar, genera
un aumento de la temperatura.
En este caso, si comparamos los resultado entre los
diferentes ujos, laminar y turbulento, vemos que existe un aumento de
9.41
· 100
1.49
= 632%,
este aumento es considerable pero no es para alarmarnos, ya que el incremento de la
temperatura en caso del ujo laminar no excede de los 10 ºC, condición que imponía
Santamaría [58], para considerarlo no térmico.
8
Si aplicamos los valores teóricos aproximados , vemos que:
tt =
=
Li · τ · f
u
4µs
0.52 · 10−3 m · 8µs
10m/s
= 26µs
∆T =
=
=
=
=
(3.4.18)
Qs · tt
ρ · cp
σ · E 2 · tt
ρ · cp
0.1S/m · (1.31 · 106 V /m)2 · 26µs
0.997 · 106 g/m3 · 4.184J/(g · K)
A
2
·V ·s·K
S ·V 2·s·K
A·V ·s·K
10.71
= 10.71 V
= 10.71
J
J
J
W ·s·K
= 10.71K
10.71
W ·s
Observamos que el valor teórico estimado es mayor que el obtenido en ambos casos,
ya que como comentábamos antes no considera todos los factores.
8 Decimos aproximado porque, en realidad la temperatura depende de varios factores que esta aproximación no tiene en cuenta, como por ejemplo la dependencia de los parámetros con la temperatura o el
coeciente de disipación térmica.
Temperature [K]
b) Distribución de temperatura para el flujo turbulento.
z-coordinate (m)
Figure 3.4.9: Distribuciones de la temperatura en el centro de la cámara.
a) Distribución de temperatura para el flujo laminar.
z-coordinate (m)
Diseño y evaluación numérica de la cámara de tratamiento.
58
Temperature [K]
Temperature [K]
b) Distribución de temperatura para el flujo turbulento.
z-coordinate (m)
Figure 3.4.10: Distribuciones de la temperatura en el centro de la cámara.
a) Distribución de temperatura para el flujo laminar.
z-coordinate (m)
59
3.4 Análisis de la cámara mediante FEM.
Temperature [K]
60
Part III
Diseño y construcción de la
plataforma experimental
61
"Anyone who has never made a
mistake has never tried anything
new"
4
Albert Einstein
Diseño del Generador de Pulsos.
4.1 Generador de pulsos.
Como se explicó en el capítulo 2, existen
varias conguraciones que nos permiten
generar los pulsos, que serán aplicados al
uido dentro de la cámara. Dentro de todas las posibles conguraciones, nos decidimos por utilizar un puente en H, porque
por un precio relativamente bajo tenemos
Z
un generador de pulsos con doble polari-
1
2
dad , ajustable en frecuencia , y con una
duración mínima de los pulsos de (2µs ).
Estas son las funciones principales del generador de pulsos, con ellas podemos ajustar
la cantidad de pulsos que serán aplicados al
líquido que circula por la cámara.
A lo largo de este capítulo explicaremos
Figura 4.1.1: Conguración esquemática de un
puente en H.
los conceptos teóricos asociados al puente
en H, y el de los componentes que lo integran; simularemos el circuito completo en LTspice,
utilizando los modelos reales (spice) proporcionados por los fabricantes.
Para nalizar
haremos una simulación conjunta del puente en H con la fuente que diseñaremos en el
capítulo siguiente.
1 Estos pulsos, como se explicó en el capítulo 2 sección 2.3.3, presentan un menor efecto de electrólisis.
2 Como se verá más adelante en este capítulo, podremos alcanzar con este diseño frecuencias superiores
a los 100kHz
63
Diseño del Generador de Pulsos.
64
4.2 Conceptos teóricos. El puente en H.
Esta conguración, conocida generalmente por su término en inglés H Bridge o Full Bridge,
lleva este nombre debido a la similitud que su topología presenta con la letra `H`.
En la gura 4.1.1, podemos observar como el puente en H está compuesto por 4
3
elementos interruptores , y una zona horizontal intermedia donde está conectada la carga.
Los interruptores siempre se accionan en parejas [Superior izquierdo, inferior derecho]
(gura 4.2.1a) y [Superior derecho, inferior izquierdo] (gura 4.2.1b). Nunca se conectan
al mismo tiempo dos interruptores del mismo lado, pues estaríamos cortocircuitando las
fuentes de alimentación. Cuando la carga que se encuentra conectada al puente en H es
un motor, se suelen usar dos conexiones más, la conexión de la parte alta del puente o
de la parte baja, cortocircuitando los dos terminales del motor. Estas conguraciones se
4
usan con el n de acelerar el proceso de frenado del motor (Brake ),
V+
V+
Ron
Ron
Z
Z
Ron
V-
Ron
V-
(a) Sentido de la corriente cuando es-
(b) Sentido de la corriente cuando está
tán activados los interruptores [supe-
activado los interruptores [superior de-
rior izquierdo, inferior derecho].
recho, inferior izquierdo].
Figure 4.2.1:
Sentido de las corrientes para las diferentes combinaciones de activación de
los interruptores. Los interruptores cerrados fueron modelados como resistencias, para hacer el
modelo más realista.
3 Del inglés, interruptores
4 Del inglés, frenado. Si se desea se puede mirar más información en Herman [104]
65
4.2 Conceptos teóricos. El puente en H.
(a) Si tomamos como positivo el sentido
(b) Forma de onda que ve la carga cuan-
de circulación de la corriente, denido en
do circula la corriente en el sentido que se
la gura 4.2.1a, la forma tensión que verá
muestra en la gura 4.2.1b.
la carga es la que se muestra.
Figure 4.2.2: Formas de onda para los diferentes sentidos de la corriente en la carga.
Ahora bien, si hacemos que el tiempo en el que están conectados los diferentes pares
de transistores sea el mismo, como se muestran en las guras 4.2.1a y 4.2.1b, y hacemos
periódicamente esta conexión y desconexión, obtenemos un tren de pulsos como el que se
muestra en la gura 4.2.3, con un duty cicle
5
del 50%.
+
-
-
+
Figure 4.2.3:
Forma de onda resultante, que ve la carga como resultado de la conexión y
desconexión de los interruptores.
El tiempo que permanece activada cada rama lo podemos ajustar, permitiéndonos
generar diferentes ciclos de trabajo. Un detalle a tener en cuenta, es que entre la conexión
y la desconexión de las ramas debe dejarse un tiempo, este tiempo se conoce como dead
time 6
A continuación nos introduciremos un poco más en el estudio del puente en H, y
de los componentes que lo integran.
5 Del inglés, ciclo de trabajo.
6 Del inglés, tiempo muerto; hace referencia al tiempo entre la conexión y desconexión de las ramas,
ya que si no las fuentes podrían cortocircuitarse.
Diseño del Generador de Pulsos.
66
4.2.1 Componentes del puente en H.
Transistores.
Anteriormente hemos hablado todo el tiempo de interruptores, pero no de cómo implementarlos.
Este tipo de interruptores se suelen realizar con transistores MOSFET
7
8
o IGBT ,
dependiendo del tipo de aplicación. Generalmente, se sigue la regla de que si se quiere
trabajar con grandes corrientes, y no tan alta frecuencia se utilicen los IGBT, mientras
que si queremos trabajar a alta frecuencia y corrientes no tan elevadas, se recomienda el
uso de MOSFETs [105].
Como queremos trabajar a alta frecuencia para reducir el efecto de la electrólisis, y
la corriente que circulará por nuestro prototipo es pequeña, nos decantamos por utilizar
MOSFET.
Existen dos tipos fundamentales de transistores MOSFET: los NMOS (canal N, sustrato P) y los PMOS (canal P, sustrato N). Nuestro estudio teórico se centrará en el
transistor NMOS, porque fue el elegido para la implementación del prototipo nal.
4.2.1.1 NMOS.
Como podemos ver en la gura 4.2.4 la
estructura que presenta es simétrica, así
D
que es imposible, en ausencia de polarización, saber cuál es el surtidor y cuál es el
drenador; estos quedarán denidos después
de polarizar. En el caso del NMOS, el terminal más negativo es el surtidor, mientras
que el más positivo es el drenador.
2
Si no existe ninguna polarización en la
puerta del transistor, la conducción entre S
y D es imposible ya que se comportan como
Figura 4.2.4: Vista de un corte vertical de un
transistor NMOS, sin canal formado.
dos diodos en oposición, el diodo drenadorsustrato y el diodo sustrato surtidor, salvo que existan rupturas.
Dependiendo de la tensión que apliquemos en la puerta del transistor, tendremos tres
posibles zonas de trabajo:
Corte:
En esta conguración el transistor se comporta como un circuito abierto (CA),
todos sus terminales están en CA, menos el sustrato.
Ecuaciones que rigen el comportamiento del transistor en esta zona:
7 Del inglés, Metal Oxide Semiconductor Field Eect Transistor
8 Insulated Gate Bipolar Transistor
67
4.2 Conceptos teóricos. El puente en H.
Saturación:
la tensión
VGS ,
VGS < VTN
(4.2.1)
ID = 0
(4.2.2)
El transistor se comporta como una fuente de corriente controlada por
si despreciamos el efecto de canal corto,.λ
9
= 0.
Las ecuaciones que rigen el comportamiento del transistor en esta zona son:
VGS > VTN; VDS > VGS − VTN
ID =
Donde:
(4.2.4)
0 W
OX W
KN = K 0 · W
= µCox
= µ tOX
L
L
L
KN
W
L
µn
0
Cox
ox
tox
KN
(VGS − VTN )2 (1 + λ · VDS )
2
(4.2.3)
Anchura del canal
Longitud del canal
Movilidad de los electrones en el silicio
Capacidad de puerta por unidad de área
Constante dieléctrica del óxido de puerta
Espesor del óxido de puerta.
Según las ecuaciones anteriores, existe una relación cuadrática de la corriente de
(VGS − VT ), así como una pequeña dependencia con la tensión de
parámetro λ. Si λ=0, hablamos de un MOS ideal.
drenador en función de
drenador a través del
Óhmica:
En esta zona el transistor se comporta aproximadamente como una resistencia variable,
controlada por la tensión que apliquemos en la puerta. Esta armación es menos cierta
a medida que nos aproximamos al valor de
VDSat ,
ya que la linealidad se va perdiendo
debido al estrechamiento del canal.
VGS > VTN ; VDS < VGS − VTN
(4.2.5)
2
VDS
ID = KN (VGS − VTN ) VDS −
2
(4.2.6)
9 Este parámetro modela el efecto de canal corto.
Diseño del Generador de Pulsos.
68
V1
En la gura 4.2.6 representamos una
10
simulación en LTspice, un barrido en DC
M1
NMOS
en diferentes valores de
V2
VGS , del circuito de
la gura 4.2.5. Para ilustrar las diferentes
.dc V1 0 10 0.1 V2 0 5 1
11
zonas de funcionamiento del NMOS, se rep-
Figura 4.2.5: Circuito a simular en LTspice,
resenta la
ID (VGS ).
Observamos como la
se ha realizado un barrido en DC para ilus-
zona óhmica, en el principio, presenta un
trar las diferentes zonas de funcionamiento de
comportamiento lineal, pero a medida que
un NMOS.
VDS
se acerca a
VDSsat
esta linealidad se
pierde.
I d (M 1 )
00 µµ A
Zona Óhmica
00 µµ A
Zona Saturación
00 µµ A
00 µµ A
00 µµ A
00 µµ A
00 µµ A
00 µµ A
00 µµ A
00 µµ A
0V
1V
2V
3V
4V
5V
V (n 0 0 1 )
6V
7V
8V
9V
10V
Zona de Corte
Figure 4.2.6: Barrido en DC, sobre el circuito de la gura, observamos las diferentes zonas de
trabajo del transistor NMOS.
Conmutación del MOSFET.
Para una buena aproximación del comportamiento del MOSFET mientras conmuta,
haremos la consideración de que el dispositivo se encuentra aislado, y sin ninguna inuencia externa de otros componentes. Si tenemos en cuenta estas consideraciones, el circuito
equivalente del transistor MOS es el que se muestra en la gura 4.2.7, donde la puerta del
transistor se modela como una resistencia de entrada (Rg ) y dos capacidades de entrada
(Cgs y
Cgd ).
Con este simple circuito es posible obtener la respuesta del transistor a un
escalón de tensión Baliga [106].
69
4.2 Conceptos teóricos. El puente en H.
Figure 4.2.7: Circuito equivalente simple de un MOSFET, donde se muestran las capacidades
presentes en el transistor.
VIN − VGS
RG
(4.2.7)
IG = IGS + IGD
(4.2.8)
IGS = CGS
∂VGS
∂t
(4.2.9)
IGD = CGD
∂VGS
∂t
(4.2.10)
IG =
Y como
VDS
se ja, resulta que:
Si resolvemos el sistema de ecuaciones, obtenemos que:
−t
VGS = VIN (1 − e (CGS +CGD )RG )
(4.2.11)
VGS (t)
V (n 0 0 3 )
5.0V
4.5V
4.0V
3.5V
3.0V
2.5V
2.0V
1.5V
1.0V
0.5V
0.0V
V
0ns
50ns
100ns
150ns
200ns
250ns
300ns
350ns
400ns
450ns
500ns
Figure 4.2.8: Simulación realizada en LTspice donde se puede observar el valor de la tensión
VGS
en función del tiempo.
Diseño del Generador de Pulsos.
70
DS
DS
DS
GS
GP
th
DS
GS
(a) Formas de onda de la tensión y corriente cuan-
(b) Formas de onda de la tensión y corriente cuan-
do el transistor pasa de OFF=⇒ON.
do el transistor pasa de ON=⇒OFF.
(c) Distribución de la carga en la puerta. Imagen
adaptada de [107].
Figure 4.2.9: En las guras a y b, se observan las formas de onda de la tensión y la corriente
en las diferentes transiciones OFF=⇒ON y ON=⇒OFF, en un modelo más realista, según
demuestra Baliga [106]. En la gura c vemos la distribución de carga en la puerta.
Si consideramos un caso más realista, por lo tanto más complejo desde el punto de
vista del cálculo analítico, las formas de onda que obtenemos son las que se muestran en
la gura 4.2.9. Si se desea profundizar más en cómo obtener las ecuaciones para el caso
complejo se puede consultar Brown [107], Baliga [106], aunque en un caso práctico, es
más aconsejable la simulación del circuito mediante software, por ejemplo en LTspice.
Las características principales del modelo utilizado, así como el modelo en spice, se
pueden consultar en los anexos. Este código spice proporcionado por el fabricante, es el
que se usará para realizar las simulaciones en la sección 4.3.
4.2.1.2 Driver.
El driver lo podemos ver como un amplicador de potencia, porque a su entrada tenemos
baja potencia que proviene de los controladores
10
, y genera la corriente necesaria para
10 Generalmente se usa microcontroladores, por ejemplo los PICs, que son microcontroladores propiedad
de Microchip Technology Inc.
71
4.2 Conceptos teóricos. El puente en H.
atacar al transistor. Cuando el controlador, que es el encargado de generar los pulsos,
no es capaz de generar la corriente necesaria para descargar/cargar la capacidad de la
puerta del MOSFET, es decir, la función del driver es suministrar la corriente necesaria
para pasar lo más rápido posible, por la zona de Miller Plateau, gura 4.2.9.
R5
1k
V2
V5
TBL(-1u -10m 1u 10m)
I1
15
10
M2
IRFP2907
R1
1k
Q2
BC846B
V4
TBL(-1u -10m 1u 10m)
15
I2
PULSE(0 8 0 0 0 400u 800u 20000)
M1
IRFP2907
V1
PULSE(0 8 0 0 0 400u 800u 20000)
V3
Q1
BC856B
;tran 2m
(a) Circuito donde se ataca al NMOS sin ningún
driver
conectado a la puerta.
(b) Circuito donde se ataca al NMOS con una
simple conguración de un
driver
[108], conectado
a la puerta.
Figure 4.2.10: Representación de las dos conguraciones para atacar la puerta del transistor,
utilizando un driver, y sin utilizarlo. Para poder realizar las simulaciones de la gura 4.2.11, se
ha utilizado una fuente de tensión limitada en corriente.
En la gura 4.2.11 se observa las diferentes formas de ondas obtenidas, cuando atacamos el transistor con un driver (Vn007) y cuando no (Vn001). Si realizamos un zoom en la zona de la descarga de la puerta del transistor, observamos como la caída del transistor, cuando presenta un driver en la puerta, es más abrupta. También hay que destacar
que aparece un retardo asociado al driver, aunque en la actualidad este valor se reduce
en algunos casos hasta 100 ns, el dispositivo elegido para implementar nuestro diseño
presenta un retardo de 500 ns.
Diseño del Generador de Pulsos.
72
V (n 0 0 1 )
16V
V (n 0 0 7 )
14V
12V
10V
8V
6V
4V
2V
0V
0 .0 m s
0 .2 m s
0 .4 m s
0 .6 m s
0 .8 m s
1 .0 m s
1 .2 m s
1 .4 m s
1 .6 m s
1 .8 m s
2 .0 m s
Figure 4.2.11: Se pueden observar las conmutaciones del transistor, a una frecuencia de 1.25
kHz, para los circuitos presentados en la gura 4.2.10.
Optoacoplador.
En ocasiones, la señal y los datos necesitan ser transferidos de un subsistema a otro
dentro de un equipo eléctrico, sin realizar una conexión óhmica entre ambos subsistemas
[109]. Se suelen utilizar cuando entre la fuente y la carga existe una diferencia de potencial
elevado, como por ejemplo en nuestro diseño.
Las señales que generan el ataque al
optoacoplador son microcontroladores que se encuentran alimentados a 5V DC, mientras
que el puente en H se encuentra alimentado a unos 300V DC aproximadamente
, en tales
casos debe existir un aislamiento entre ambos, para proteger al microcontrolador de un
daño por sobretensión.
Por otro lado, para hacer conmutar el transistor entre la zona de corte (VGS
) y la de saturación (
VGS > VT N ; VDS > VGS − VT N ),
< VT N
la tensión en la puerta debe ser
entre 10 V y 15 V superior a la que está presente en el surtidor [110]. Si observamos el
diseño propuesto, gura 4.2.12, en ausencia del optoacoplador en el surtidor tendríamos
una tensión próxima a los 300V de la alimentación, mientras que en la puerta tendríamos
solamente 15V, por lo que el transistor estaría en corte. Ahora bien, si quisiéramos hacer
conducir al NMOS, habría que aplicar 315 V en la puerta lo que haría el diseño muy
engorroso, poco eciente y nada práctico.
Este problema se solventa si utilizamos un optoacoplador, la tensión en la puerta ya no
estaría referenciada a la masa global, sino que tendría como masa, la tensión presente en el
surtidor por lo que no estamos condicionados a la tensión de alimentación, si observamos
la gura 4.2.12 vemos que la tensión en la puerta está referenciada a ground1 , que es la
tensión que se puede encontrar en el surtidor del transistor.
73
4.3 Diseño propuesto y sus simulaciones.
V (v d d )
360 VV
V (v g a t e )
V (g r o u n d 1 )
300 VV
240 V
180 V
120 V
60 VV
0 VV
V
-60 V
-120VV
- 180 V
-240 V
-300 V
-360 V
V
0µs
100µs
120µs
140µs
160µs
180µs
200µs
220µs
240µs
260µs
Figure 4.2.12: Representación de las formas de ondas presentes en la puerta del transistor, su
fuente y su drenador.
Es necesario comentar que existen chips comerciales, que incorporan tanto el optoacoplador como el driver, que es el que utilizamos en nuestro proyecto.
Hemos decidido no presentar aquí las características de este componente, para evitar
perder el hilo de lo que aquí se intenta explicar. Estas características se pueden encontrar
en el anexo V, así como su correspondiente código Spice, el cual se utilizará para realizar
las simulaciones en la sección 4.3.
4.3 Diseño propuesto y sus simulaciones.
4.3.1 Diseño propuesto.
El diseño que proponemos presenta 4 optoacopladores-drivers y cuatro transistores NMOS,
en la gura 4.3.5 podemos observar el nombre del fabricante de cada componente y su
11
código en Farnell
; cabe destacar que todos los modelos presentes en dicha gura, han
sido realizados por nosotros, utilizando el código Spice proporcionado por cada fabricante.
4.3.2 Simulaciones del diseño propuesto con fuentes ideales.
Hemos modelado la cámara como una resistencia para poder simularla en LTspice, el valor
de dicha resistencia fue obtenido en la sección 3.4.3.1 del capítulo 3; y como se explicó
ahí, se decidió diseñar el prototipo para que soportara
10kΩ
máximo la conductividad del agua que podremos tratar es de
de carga, ya que como
0.1 mS
.
cm
A continuación
presentamos diferentes simulaciones representando la tensión que verá la cámara. Para
hacer una simulación más realista, hemos introducido diferentes dead time para evitar
11
electrónicos
Farnell, fundada en 1939, es uno de los principales distribuidores mundiales de productos
Diseño del Generador de Pulsos.
74
un "cortocircuito" en el puente en H a altas frecuencias.
del pulso de
2µs,
Hemos elegido una duración
para evitar la ruptura del dieléctrico dentro de la cámara, si el líquido
presenta burbujas de aire [82].
V (g r o u n d 1 )-V (g r o u n d 2 )
600 V
500 V
400 V
300 V
200 V
100 V
0V
-100 V
-200 V
-300 V
-400 V
-500 V
-600 V
µs
8µs
16µs
24µs
32µs
40µs
48µs
56µs
64µs
72µs
80µs
88µs
Figure 4.3.1: Mínimo dead time 500ns. Esta restricción viene impuesta por el optoacoplador,
ya que su retardo mínimo es de 500 ns.
V (g r o u n d 1 )-V (g r o u n d 2 )
600 V
500 V
400 V
300 V
200 V
100 V
0V
-100 V
-200 V
-300 V
-400 V
-500 V
-600 V
µs
4µs
Figure 4.3.2:
8µs
12µs
16µs
20µs
Dead time de
24µs
1µs.
28µs
32µs
36µs
40µs
44µs
48µs
52µs
56µs
60µs
64µs
Como bien menciona [10] mientras más pequeño es este
tiempo, más se reduce el efecto de electrólisis.
75
4.3 Diseño propuesto y sus simulaciones.
V (g r o u n d 1 )-V (g r o u n d 2 )
600 V
500 V
400 V
300 V
200 V
100 V
0V
-100 V
-200 V
-300 V
-400 V
-500 V
-600 V
µs
14µs
21µs
28µs
35µs
42µs
Figure 4.3.3: Dead time de
49µs
2µs.
56µs
63µs
70µs
77µs
84µs
Es igual a la duración del pulso.
También mostramos la forma de onda de la corriente que circula por la cámara.
I (R 5 )
70mA
60mA
50mA
40mA
30mA
20mA
10mA
0 mA
-10mA
-20mA
-30mA
-40mA
-50mA
-60mA
-70mA
6m s
6 6 .8 8 m s
6 6 .9 0 m s
6 6 .9 2 m s
6 6 .9 4 m s
6 6 .9 6 m s
6 6 .9 8 m s
6 7 .0 0 m s
6 7 .0 2 m s
6 7 .0 4 m s
6 7 .0 6 m s
6 7 .0 8 m s
Figure 4.3.4: Forma de onda de la corriente que circula por la cámara cuando el dead time
es de 2µs.
4.3.3 Simulación del diseño con fuentes reales.
Antes de nalizar este capítulo, me gustaría hacer una anotación, las fuentes que hemos
utilizado para generar estas simulaciones no presentan limitación en corriente, a diferencia
de la que sí utilizaremos.
Hemos decidido presentar estas simulaciones en esta sección a pesar de que el desarrollo
de estas fuentes se llevará a cabo en el siguiente capítulo, con el n, de mantener una línea
más clara y lógica en el documento. A continuación, simularemos el diseño del puente en
H, utilizando las fuentes de alimentación diseñadas en el capítulo 5.
El circuito que se simuló se representa en la gura 4.3.5 , en ella se puede observar
el puente en H con una carga conectada de
10kΩ,
las fuentes de alimentación, y los
generadores encargados de crear los pulsos para atacar al driver.
N/C
CATHODE
ANODE
N/C
N/C
CATHODE
ANODE
duración de
Vee
N/C
Vo
Vcc
100µ
C2
R10
1
G
R5
Ground2
S
G
R2
1e9
R12
1
1e9
R3
15
V2
S
D
V-
Ground_down
10k
S
D
con un tiempo muerto de
2µs
y un período de
Vee
N/C
100µ
Vo
Vcc
SHIELD
HCNW3120
SHIELD
HCNW3120
N/C
CATHODE
ANODE
N/C
N/C
CATHODE
ANODE
N/C
T = 8µs.
La carga que se conecta es de
1e9
R6
15
V4
C3
100µ
C1
Vo
Vee
Ground1
S
G
Vcc
Vee
R4
1e9
G
D
R14
1
N/C
100µ
Fabricante: NICHICON
CódigoFarnell: 8822883
C11
D
Fabricante: ON SEMICONDUCTOR
CódigoFarnell: 1847402
N/C
Vo
Vcc
R9
1
15
Diseño completo, el cual será simulado en LTspice.
SHIELD
HCNW3120
SHIELD
2µs,
Figure 4.3.5:
gen_2
gen_1
N/C
HCNW3120
Fabricante: AVAGO TECHNOLOGIES
CódigoFarnell: 9995056
V3
Fabricante: TRACOPOWER
CódigoFarnell: 1635250
15
V+
V8
10kΩ ,
In
D2
470 V6
R13
100µ
C8
MUR460
D4
Gen_2
C9
R7
100k
0.1µ
C7
V+
D6
100k
R8
0.1µ
C10
V-
.lib Xndf08n50z .lib
.tran 1s
NETLIST
PULSE(0 5 4us 0 0 2us 8us 200000)
MUR460
MUR460
100µ
Gen_1
MUR460
D3
PULSE(0 5 0 0 0 2us 8us 200000)
470 V1
R1
100µ
C6
D5
MUR460
SINE(0 162 50 0 0 0 200000)
V9
C4
100µ
los pulsos que se generan son de una
gen_1
gen_2
In
D1
MUR460
Diseño del Generador de Pulsos.
76
77
4.3 Diseño propuesto y sus simulaciones.
La forma de onda que ve la cámara es la que se muestra en la gura 4.3.6.
Como
se puede observar, en los primeros 70 ms que la fuente necesita para alcanzar su tensión
nal, los pulsos no son como deseamos, pero pasado este tiempo nos encontramos con
los pulsos que realmente queremos aplicar. Por lo que en la aplicación práctica se debe
inyectar el líquido una vez pasado estos 100 ms, para garantizar que el líquido recibe la
intensidad de campo eléctrico deseada.
Figure 4.3.6: Forma de onda de la tensión que ve la cámara. La amplitud de los pulsos es
de 556 V.
Figure 4.3.7: Forma de los pulsos, junto con los rizados de las tensiones de salida.
Como observamos en la gura 4.3.7, el rizado de la tensión de salida no afecta signicativamente, ya que cuando la fuente positiva se encuentra en el mínimo de su rizado,
la negativa se encuentra en el máximo y viceversa; esto nos permite asumir que estamos
aplicando un tren de pulso de
556V ∗ 2 = 1112Vpp .
Este último valor, ha sido utilizado
para realizar las simulaciones en Comsol Multiphysics 4.2, y poder obtener un valor más
preciso del campo eléctrico que encontraremos en nuestro prototipo.
78
"What we know is a drop,
what we don't know is an
ocean"
5
Isaac Newton
Diseño de la fuente de alimentación.
5.1 Alimentación del circuito.
En el capítulo anterior, utilizamos una alimentación simétrica, pero no detallamos como
la generábamos.
La tensión que necesitamos para alimentar el puente en H se puede
considerar elevada, si la comparamos con las tensiones que proporcionan las mayoría de
las fuentes de alimentación de gama media, y además la corriente que circula por la cámara
del prototipo no supera los 70 mA, teniendo en cuenta esto decidimos utilizar el diseño
de Cockcroft-Walton para generar ambas tensiones.
A lo largo de este capítulo explicaremos los conceptos teóricos de este generador, y
presentaremos los resultados obtenidos después de su construcción física.
5.2 Introducción al generador de Cockcroft-Walton.
El generador de Cockcroft-Walton es uno de los circuitos más baratos y populares para
generar alta tensión, con una corriente no muy elevada. Esta fue la razón principal que
nos llevó a implementar este diseño.
El nombre viene dado por los dos investigadores,
que usaron el diseño del circuito, para crear la primera desintegración nuclear en 1932.
Con este multiplicador de tensión, ganaron años más tarde el Nóbel en Física por Trans-
mutation of atomic nuclei by articially accelerated atomic particles . Un hecho menos
conocido, es que el circuito fue descubierto mucho antes, en 1919, por un físico de origen suizo Heinrich Greinacher, por eso este diseño también es conocido como Greinacher
multiplier.
79
Diseño de la fuente de alimentación.
80
Figure 5.2.1: Generador Cockcroft-Walton utilizado en 1932. Actualmente se encuentra en el
Museo Nacional de las Ciencias de Londres, Inglaterra. Imagen obtenida de [111].
El diseño de los multiplicadores de tensión permite incrementar, desde unas relativas
bajas tensiones, hasta una tensión extremadamente elevada;usando solo condensadores y
diodos.
Aunque pensemos que sólo se puede encontrar en aceleradores de partículas,
y en grandes laboratorios, no podemos estar más lejos de la verdad pues este diseño
está presente en muchos equipos de nuestra vida cotidiana que necesiten alta tensión en
continua, tales como: fotocopiadoras, sistemas que utilicen la tecnología láser, tubos CRT,
etc.
81
5.3 Conceptos teóricos.
5.3 Conceptos teóricos.
5.3.1 Half-wave rectier.
Para entender el funcionamiento del generador de alta tensión Cockcroft-Walton Gener-
ator , comenzaremos analizando el recticador de media onda con suavizado de tensión.
iL(t)
D
V~(t)
Transformador
de aislamiento
+
RL
C
i(t)
V
-
Figure 5.3.1: Circuito de un single-phase half-wave rectier .
Si observamos en el circuito de la gura 5.3.1, cuando el diodo conduce es decir V<V
∼
(t), el condensador se cargará hasta la máxima tensión suministrada por el transformador.
Si asumimos que las pérdidas en el transformador, la resistencia de conducción, y que la
caída de tensión en el condensador debido a las conmutaciones son despreciables, podemos
armar que la tensión del condensador llegará a un máximo de VM AX [112].
Si por ejemplo asumimos, que la corriente iL (t) = 0A, lo cual implicaría que la
resistencia de la carga es innita (RL =∞), veríamos que la tensión en el condensador se
∼
mantendría constante e igual a +VM AX , independientemente de que V (t) varíe entre
+VM AX y -VM AX . Esto condiciona la elección del diodo, porque tiene que ser capaz de
soportar una diferencia de potencial de
+2V M AX .
La tensión de salida no se mantiene constante si le añadimos una carga. Durante ese
periodo (T
=
1
), la tensión alterna de la carga del condensador (Q) es transferida hacia
f
la carga, que podemos representar matemáticamente como:
Z
Q=
1
i(t)dt = ( ) ·
RL
T
Z
V (t)dt = I · T =
T
I
f
(5.3.1)
Por lo tanto I es el valor medio de la corriente de salida continua iL , y V(t) la tensión
que incluye el rizado cómo podemos observar en la gura 5.3.2.
El cálculo del rizado se puede realizar de manera exacta, utilizando el decaimiento de
la exponencial V(t) durante el periodo de descarga
T (1 − α) .
1
En la realidad, la hipótesis
1 Habíamos supuesto que las pérdidas en el transformador, la resistencia de conducción y que la caída
de tensión en el condensador, debido a las conmutaciones, eran despreciables.
Diseño de la fuente de alimentación.
82
V(t)
VMAX
2·δV
VMIN
V(t)
V~(t)
αT
t
T=1/f
Figure 5.3.2: Simulación en LTspice del circuito de la gura 5.3.1
formulada al inicio de la deducción no tiene validez, y debe ser considerada ambas caídas
de tensión, en el transformador y en los diodos. Hay estudios que tienen en cuenta estas
pérdidas y obtienen soluciones analíticas más exactas, si se desea se puede consultar
[113, 114], nosotros obtendremos esta exactitud mediante la simulación en LTspice del
circuito diseñado.
Manteniendo la hipótesis anteriormente mencionada es fácil calcular la carga (Q) que
es entregada a la resistencia:
Q = 2δV · C = I · T =⇒ δV =
I
IT
=
2C
2f C
(5.3.2)
La ecuación anterior muestra la relación entre el rizado, la corriente que circula por la
carga y los parámetros de diseño del circuito
f
y
C.
Si observamos en la ecuación 5.3.2,
la media de la tensión de salida puede ser también inuenciada por
De ahí que el producto
f ·C
δV .
sea un factor importante en el diseño.
5.3.2 Conexión en cascada.
Comenzaremos analizando el circuito de la gura 5.3.3 en circuito abierto, es decir I=0.
De lo primero que debemos percatarnos en este circuito, es que consiste en la concatenación de recticadores de media onda (circuito analizado con anterioridad).
83
5.3 Conceptos teóricos.
2VMAX
4VMAX
6VMAX
Transformador
de aislamiento
C’1
V~ (t); VMAX
V~(t)
D’1 A
D1
C1
***
C’3
C’2
D’2 B
D’3 C
D2
C2
D3
C3
C’N
***
***
VOUT=2nVMAX
D’N N D’N
CN
Figure 5.3.3: Circuito de Cockcroft-Walton de n etapas, [115, 116, 112]
Analizando con LTspice, comprobamos que las formas de ondas son como esperábamos
en los puntos de mayor interés.
V(t)
N
2· nVMAX
*
*
*
6VMAX
C
B
4VMAX
A
2VMAX
VMAX
V~ (t)
0V
t
-VMAX
D1 … D N
Conducen
D’1 … D’N
Conducen
Figure 5.3.4: Simulación en LTspice del circuito de la gura 5.3.3 . Comprobación de las formas
de onda en los nodos A, B, C, N respectivamente.
Diseño de la fuente de alimentación.
84
V(t)
En el caso n-ésimo, la tensión será de 2·n·VMAX
*
*
*
6 VMAX
C’
B’
4 VMAX
A’
2 VMAX
t
Figure 5.3.5: Simulación en LTspice del circuito de la gura 5.3.3. Comprobación de las formas
de ondas en los nodos intermedios A', B' y C' respectivamente.
De las simulaciones obtenidas anteriormente podemos sacar varias conclusiones:
• La tensión en los nodos A', B', C'. . . N' presenta una oscilación debido a la tensión
de entrada.
• La tensión en los nodos A, B, C. . .
N después de un tiempo de estabilización
permanece constante.
• La tensión en DC a la que están sometidos los condensadores es de
2VM AX ,
ex-
cepto el condensador que está conectado entre el nodo A y el potencial positivo del
transformador, que está expuesto a
VM AX
solamente.
• Todos los diodos están soportando una tensión en alterna, de la señal de entrada,
que es de 2 veces la tensión de pico.
2nVM AX , si despreciamos las pérdidas
sería VOU T < 2nVM AX
• La tensión de salida alcanzará un máximo de
en los componentes, de no ser así el valor
El análisis que hemos realizado hasta ahora, correspondía a un circuito sin ninguna carga
conectada. Al igual que vimos en el recticador de media onda, la tensión a la salida no
se mantiene constante, y nunca alcanzará el valor de
2nVM AX
En este caso aparecerá un rizado en la tensión de salida
si le conectamos una carga.
δV ,
como ya nos sucedía en
el recticador de media onda. Aquí tenemos un nuevo efecto, que es la caída de tensión,
respecto a la que habría, si no hubiera conectado una carga, la cual deniremos como
4V0 .
85
5.3 Conceptos teóricos.
V(t)
ΔV0
V0(t) sin carga
V0(t) con carga
2· δV
t
V(t)
V(t)
+VMAX
t1
t2
t
T=1/f
Figure 5.3.6: Gráca superior: Simulación en LTspice de la respuesta del circuito cuando tiene
una carga conectada. Representación de los parámetros
4V0
y
δV .
Gráca inferior: Simulación
en LTspice de la señal V(t) proveniente del transformador.
Como pudimos observar en la gura 5.3.6 los parámetros más importantes son,
V0M AX , δV
y
nopt ,
∆V0 ,
este último corresponde con el número óptimo de etapas. Si consider-
amos el mismo valor para todas las capacidades, según recomiendan [112]:
∆V0 =
I n
·
2n2 + 1
fC 3
I 2n3
V0M AX ∼
= 2nVM AX −
fC 3
δV =
I N
· (N + 1)
fC 2
r
nopt =
VM AX f C
I
(5.3.3)
(5.3.4)
(5.3.5)
(5.3.6)
Al ser un generador que está muy bien caracterizado en varios estudios, podemos
encontrar el desarrollo de estas fórmulas en la literatura, para mayor información pueden
consultarse estas fuentes [112, 117, 113, 114].
Diseño de la fuente de alimentación.
86
5.4 Diseño propuesto y su implementación.
Utilizando el marco teórico anterior, diseñamos nuestra fuente de alimentación simétrica.
Nuestro diseño estará compuesto por una sola etapa, ya que es suciente para obtener el
valor de tensión deseado.
El diseño está compuesto por un transformador de aislamiento, que proporciona según
Vrms a su
500VP P , y
las especicaciones del fabricante unos 115
salida (reales 123 V, medido con el
multímetro), condensadores que soportan
diodos que soportan
600VP P ,
estos
dos últimos valores superiores a los mínimos teóricos.
Fuente de alimentación
simétrica
Transformador
de aislamiento
Figure 5.4.1: Fuente de alimentación donde se muestran todos los componentes, el transfor-
mador de aislamiento, los diodos, los condensadores, las resistencias de descarga y los pines
tanto de entrada como de salida.
Si simulamos el circuito que se observa en la gura 5.4.2, las formas de ondas que
obtenemos son las que se muestran en la gura 5.4.3.
87
5.4 Diseño propuesto y su implementación.
Fuente Negativa
D4
MUR460
Fuente Negativa
C8
In
100µ
D6
D5
MUR460
MUR460
C9
V-
100µ
R8
100k
Fuente Positiva
Fuente Positiva
D1
MUR460
C4
In
100µ
D2
D3
V9
MUR460
MUR460
SINE(0 174 50 0 0 0 2000)
C6
V+
100µ
R7
100k
Figure 5.4.2: A la izquierda se puede observar el circuito simulado en LTspice, mientras que a
la derecha tenemos su implementación física.
V (v + )
350 V
V (v -)
280 V
210 V
140 V
70 V
0V
-70 V
-140 V
-210 V
-280 V
-350 V
.0 s
0 .2 s
0 .4 s
0 .6 s
0 .8 s
1 .0 s
1 .2 s
1 .4 s
1 .6 s
1 .8 s
2 .0 s
Figure 5.4.3: Tensión a la salida de cada una de las fuentes. Su valor es estable a partir de los
100ms, además se puede observar como la salida de la fuente es simétrica.
Para el análisis de cada uno de los parámetros enunciados en las ecuaciones 5.3.3, 5.3.4,
5.3.5 nos centraremos en la fuente que genera una tensión positiva; porque el análisis
para la fuente negativa es dual.
Diseño de la fuente de alimentación.
88
Parámetro Valor teórico estimado
(
δV
(
Valor simulado
)
1.95 V
)
0.67 V
343.62 V
Tabla 5.4.1: Tabla comparativa entre valores teóricos aproximados y los valores obtenidos de
la simulación.
Figure 5.4.4: Rizado de la tensión positiva de la alimentación, cuando tiene una carga conec-
tada de
100kΩ ,
resistencia que garantiza que los condensadores sean descargados.
Condensadores
y
4V0
es inmediato. En la tabla 5.4.1,
V+
δV
Fuente Positiva
Co
ne
xió
n
Si observamos la gura 5.4.4, el cálculo de
Resistencias para
asegurar descarga
condensador
hacemos un resumen comparativo de la diferencia de valores entre las simulaciones y el
-
Entrada proveniente
Como se puede apreciar
son valores razonablemente iguales,
del transformador
-
tie
Fuente Negativa
rra
valor teórico estimado.
na
xió
ne
Co
teniendo en cuenta que hemos despreciado las pérdidas en los diodos, los condensadores
y el transformador.
Diodos rectificadores
Condensadores
V+
Resistencias para
asegurar descarga
condensador
Fuente Positiva
Co
ne
xió
n
Fuente Positiva
Co
ne
x ió
nV
+
Resistencias para
asegurar descarga
condensador
Condensadores
Entrada proveniente
del transformador
-
Entrada proveniente
del transformador
Fuente Negativa
V-
rra
-
na
xi ó
ne
Co
-
Diodos rectificadores
xió
ne
Co
na
tie
Fuente Negativa
Diodos rectificadores
(a) Se puede ver el valor de la tensión de salida
(b) Se puede observar la diferencia de potencial
de la fuente positiva.
entre la fuente positiva y la negativa.
Condensadores
Figure 5.4.5:
Resistencias para
asegurar descarga
condensador
Como se observa en ambas guras, el valor a la salida de ambas fuentes es
Fuente Positiva
Co
ne
x ió
nV
+
bastante simétrica, y además coincide con los valores estimados y simulados.
Entrada proveniente
del transformador
V-
Fuente Negativa
-
"I have no special talent. I
am only passionately curious"
6
Albert Einstein
Diseño y montaje de la bomba y del
prototipo de conducto.
La bomba es otra de las piezas claves a la hora de aplicar la técnica PEF, es necesaria
para reducir el excesivo calentamiento en el interior de la cámara producido por el efecto
Joule, y generar las ráfagas para la inactivación bacteriana.
Este elemento genera la
velocidad necesaria para que el líquido circule lo sucientemente rápido, y así poder evitar
el calentamiento.
Como se comentaba en capítulos anteriores, las bombas peristálticas fueron descartadas porque no cumplían con las especicaciones que necesitábamos.
Descartamos
también la utilización de una turbina, porque proporcionaba una presión muy elevada,
obligándonos a utilizar válvulas para controlar la presión, haciendo el diseño del prototipo
engorroso y caro.
La idea principal era fabricar un prototipo que fuera fácil de maniobrar, y que generara
la presión y velocidades adecuadas, por eso optamos por implementar un inyector. En
él sería relativamente fácil, realizar el conducto de la cámara, parte de la cámara que
simulamos, y generar la velocidad deseada.
Antes de realizar los cálculos, teníamos que conocer las especicaciones que regirían el
diseño de nuestra bomba. Una de ellas ya la habíamos impuesto, y era que la velocidad
en la cámara debería ser en media 10m/s; evitando así un calentamiento excesivo, como
se demostró en el capítulo 3 sección 3.4.4.3.
El inyector está compuesto por varias piezas, una guía lineal, un tornillo sin n, un
motor, una pieza diseñada para empujar el émbolo y la estructura de soporte de la jeringa.
A continuación haremos los cálculos necesarios para obtener el prototipo nal del inyector,
ver gura (6.3.2).
89
Diseño y montaje de la bomba y del prototipo de conducto.
90
6.1 Cálculos previos.
6.1.1 Caída de presión.
La caída de presión dentro de una tubería aparece cuando el líquido está en movimiento,
esto se debe al factor de fricción hidráulico.
Para calcular la pérdida de presión que
tenemos, el primero paso a realizar es calcular la velocidad a la que se debe mover el
émbolo de la jeringa, para generar una velocidad de 10m/s en la aguja.
Q = V ·S
(6.1.1)
F?
12 cm
12 cm
Vémbolo
Presión 1 Bar
4cm
Vaguja
1cm Water
Vconexión
4cm
1cm
Vaguja
Figure 6.1.1:
Vconexión
Esquema de las conexiones.
Se puede observar nuestro prototipo de cámara
correspondiente a lo explicado en la sección a6.4.1. Se muestran las dimensiones, así como el
principal parámetro a calcular, la fuerza.
Si imponemos que el caudal ha de ser el mismo en la aguja, el embolo y en la conexión,
podemos saber cuál es la velocidad en cada uno de ellos:
Q1 = Q2 = Q3
V1 S1 = V2 S2 = V3 S3
Si sustituimos los valores y operamos obtenemos los siguientes resultados:
Émbolo Conexión jeringa‐aguja
Aguja Radio [m] 1.00E‐02 1.00E‐03 2.60E‐04
Velocidad [m/s] 6.76E‐03 6.76E‐01 10 Tabla 6.1.1: Resumen de las velocidades.
91
6.1 Cálculos previos.
Otro de los valores que tenemos que calcular es la fuerza a ejercer sobre el émbolo.
1
Aplicando la tercera ley de Newton
y aplicamos la fórmula de la presión obtenemos que:
Faplicar = (pémbolo − patmósf era ) Aémbolo
(6.1.2)
Ahora bien, unas de las ecuaciones más completas que rige la caída de presión en una
tubería circular, la podemos encontrar en [119]. Estas caídas de presión tienen en cuenta
las pérdidas de entrada, de salida y a lo largo de la tubería, y son las que se muestran a
continuación:
1
4p = ρV 2 kc + 4L+ fapp Re − 2 (β − 1) + ke
2
fapp · Re =
3.44
(L+ )
1
2
+
L+ =
Donde:
V
ρ
kc ,ke ,β
Velocidad
Densidad
1.25
4 · L+
+ 16 −
(6.1.3)
3.44
1
(L+ ) 2
+ −2
(6.1.4)
1 + 0.0002 (L )
L
D · Re
(6.1.5)
m
s
kg
m3
Coecientes de pérdidas.
kc = ke = 1 β = 1.1.
Estos
[120]
valores fueron obtenidos de tablas, dependen del
valor de
fapp
L+ .
Factor de fricción aparente.
[119]
Como podemos observar en la ecuación 6.1.3, las pérdidas dependen de la velocidad
de forma cuadrática.
Si comparamos las velocidades, en cada una de las partes por
donde uye el líquido, observamos que las velocidades en el émbolo y en la conexión son
despreciables, frente a la que tenemos en la aguja. Si aplicamos las formulas 6.1.3, 6.1.4,
6.1.5 obtenemos los resultados que se muestran en la siguiente tabla:
1 Para cada acción existe siempre una reacción igual, pero de sentido opuesto [118].
y del prototipo de conducto.
Diseño y montaje de la bomba
92
Parámetro Diámetro [m] Longitud [m] µ [Pa.s] ࣋ [kg/m3] Valor 5.20E‐04 4.00E‐02 1.00E‐03 9.97E+02 Velocidad [m/s] 1.00E+01 Re 5.18E+03 L+ 1.48E‐02 fapp·Re ΔP [Bar] 3.29E+01 1.87E+00 Tabla 6.1.2: Tabla resumen de los cálculos realizados con las ecuaciones 6.1.3, 6.1.4, 6.1.5.
Con el cálculo de la pérdida de presión, podemos conocer la fuerza que tenemos que
aplicar en el émbolo para obtener una velocidad de 10 m/s en la aguja.
Faplicarlı́quido = (pémbolo − patmósf era ) Aémbolo
2
= 1.87 · 105 − 1 · 105 π 10−2
= 27.33N
Anteriormente hemos dicho que la fuerza que tendríamos que aplicar, vendría condicionada por la presión, y no es estrictamente cierto, porque hay que tener en cuenta el
factor de fricción que presenta el émbolo con las paredes de la jeringa. Este rozamiento
se puede calcular utilizando la ecuación 6.1.6:
Ff ricción = µf ricción mg
(6.1.6)
Si suponemos que el peso del émbolo es de 100 g, y utilizamos los valores del coeciente
de fricción de las patentes [121, 122, 123], 0.2, el valor que obtenemos es de:
Faplicarf ricción = 0.2 · 100 · 10−3 · 9.8 = 0.2N
(6.1.7)
La fuerza total que se debe ejercer sobre el émbolo es de:
FtotalÉmbolo = Faplicarf ricción + Faplicarlı́quido = 27.33N + 0.2N = 27.53N
(6.1.8)
93
6.1 Cálculos previos.
Fricción
Tornillo sujeto a la pieza cilíndrica.
Evita el movimiento circular de esta.
Figure 6.1.2: Fricciones adicionales en el émbolo.
Si observamos la gura 6.1.2, vemos que tenemos rozamientos adicionales; los tendremos en cuenta también. El cálculo de todas estas fuerzas de rozamiento, se resumen
en la tabla 6.1.3, para su cálculo se ha utilizado la ecuación 6.1.6.
Diámetro externo [cm] Émbolo Émbolo Tornillo 2 Tornillo 0.75 Pieza cilíndrica Pieza cilíndrica 2 Diámetro interno Coeficiente rozamiento con Coeficiente rozamiento con Diámetro Diámetro interno [cm] superficie de contacto externo [cm] superficie de contacto correspondiente [cm] correspondiente 2 ‐ 0.2 ‐ 0.2 0.75 ‐ ‐ ‐ ‐ 2 1 0.6 1 0.6 Fuerza hasta el eje del motor Fuerza hasta el motor Tabla
6.1.3: Características
Fuerza debido a: Presión del líquido Fuerza debido a: Fricción émbolo‐pared jeringa (Cota) Presión del líquido Fricción pieza cilíndrica‐pared guía (Cota) Fricción émbolo‐pared jeringa (Cota) Fricción tornillo‐pared guía (Cota) Fricción pieza cilíndrica‐pared guía (Cota) Pretensado tuerca‐tornillo (Cota) Total Fricción tornillo‐pared guía (Cota) Pretensado tuerca‐tornillo (Cota) Total Masa Masa [kg] [kg] Longitud Longitud [cm] [cm] Peso específico Peso específico [kg/cm^3] 0.1 0.1 0.5 0.5 0.5 12 12 14 14 12 ‐ ‐ 7.85E‐03 7.85E‐03 ‐ 0.5 12 ‐ [kg/cm^3] Fuerza [N] 27.33 Fuerza [N] 0.196 27.33 2.94 0.196 2.94 2.94 15 48.41 2.94 15 48.41 mecánicas de las piezas y resumen del cálculo de fuerzas.
En la tabla anterior, muchos de los valores de las fuerzas pone entre paréntesis cota.
Esto signica, que de las referencias consultadas sobre el coeciente de fricción, hemos
utilizado el peor caso.
Diseño y montaje de la bomba y del prototipo de conducto.
94
6.1.2 Momento de inercia externo.
Acoplamiento. Adapta el eje del
motor al husillo
L=12cm
R=1.1 cm
L=14 cm
R=0.375 cm
Motor
1:11
L=3cm
R=0.9 cm
Pieza maciza de PVC, presenta un
agujero cuyo diámetro es ligeramente
superior al del husillo. Además
presenta una tuerca fijada en el
extremo de la derecha.
Figure 6.1.3: Conexión motor-acoplamiento-husillo.
En la gura 6.1.3 podemos observar las conexiones del motor con el husillo. Para conocer
el par necesario, calculamos el momento de inercia
JTOTAL
que tendremos en el eje del
motor, según [124], corresponde a la suma de momentos de inercias de todas las masas
en el movimiento de translación y rotación. En el caso de un husillo, se puede calcular
utilizando las siguientes fórmulas:
Jext = (Jrot + Jtrans )
1
i2
1
Jrot = πr4 Lγ
2
Jtras = m
Donde
h
2π
m:
i:
Relación reducción motor
L:
γ:
(6.1.10)
2
[cm]
Longitud del husillo [cm]
2
Peso especíco [kgcm ]
Masa del husillo [kg]
r:
(6.1.9)
(6.1.11)
Radio del husillo
Si utilizamos las ecuaciones 6.1.9, 6.1.10, 6.1.11 y la tabla 6.1.3; el valor de inercia
externo que obtenemos, antes y después de pasar la caja reductora, se pueden observar
en la tabla 6.1.4.
95
Fricción émbolo‐pared jeringa (Cota) Fricción pieza cilíndrica‐pared guía (Cota) Fricción tornillo‐pared guía (Cota) Pretensado tuerca‐tornillo (Cota) Total 0.196 2.94 2.94 15 48.41 6.1 Cálculos previos.
Momento de inercia Momento de inercia debido a: Momento inercia J[kgcm2] Relación i
Rotación‐Tornillo 3.41E‐03
11 Traslación‐Tornillo 1.27E‐04
Externo (Total externo antes del reductor) 3.54E‐03
Externo (Total externo después del reductor)
3.22E‐04
Tabla 6.1.4: Resumen del cálculo del los momentos de inercia.
6.1.3 Par.
Según [124], el par necesario que debe aplicar el motor para realizar el movimiento, se
compone de la suma del par referido a la carga, y el par necesario para la aceleración.
Mmotor = Mcarga + Macel
Mload = F
h
+ r B µB
2πη
Macel = JTOT
Donde
h:
rB :
µB :
N:
f:
η:
tA :
rB µB
(6.1.12)
1
i
(6.1.13)
f
tA
(6.1.14)
Distancia que recorre con una revolución del motor
Radio del husillo
[cm]
[cm]
Coeciente de fricción tuerca-husillo
Fuerza total que se aplica sobre la tuerca
Frecuencia
[N]
[Hz]
Eciencia del husillo
η = 0.3
para tuerca de bronce y husillo de acero
[124]
tA =0.5s
[124]
Tiempo que tarda en acelerar. Comúnmente
En el caso del acero/bronce
rB ¯B = 0.15cm
[124]
Utilizando las ecuaciones 6.1.12, 6.1.13, 6.1.14, obtenemos el valor del par, que debería
tener nuestro motor a la entrada y a la salida de la caja reductora; dichos valores están
resumidos en la tabla 6.1.5.
Una vez que tenemos calculado el par necesario, es inmediato el cálculo de la potencia
[125]:
P= 0.1047M!
Donde
M:
ω:
Par
(6.1.15)
[Nm]
Velocidad angular
[rev/min]
Aceleración 2.74E‐01
Carga 7.29
M antes del reductor 7.56E+00
Diseño
y montaje de la bomba6.87E‐01
y del prototipo
M después del reductor total
de conducto.
Velocidad Paso de rosca M6 [m] ω [rev/min] ω [rev/s]
f [Hz] Eficiencia 6.76E‐03 1.00E‐03 405.6 24336 3873.308929
0.3 Par Par debido a: Par [Ncm]
Aceleración 2.74E‐01
Carga 7.29
M antes del reductor 7.56E+00
M después del reductor total 6.87E‐01
Tabla 6.1.5:
96
⋅ [cm]
0.15 Resumen cálculo del par motor. La referencia de antes o después esta tomada
desde el husillo.
Figure 6.2.1: Motor utilizado en el diseño. Se puede observar el acoplamiento y el husillo.
P = 0.1047 · 405.6 · 7.56 · 10−2
= 3.21W
6.2 El motor.
Teniendo en cuenta los cálculos realizados, nos dimos a la tarea de buscar con los proveedores, motores que cumplieran las especicaciones; nos decidimos por el de mejor precio,
que sobrepasaba con creces los valores de potencia y par que necesitábamos. El motor
seleccionado es fabricado por COMO DRILLS, y formaba parte de la serie Single Ratio Metal Gearbox . Presenta un par nominal de 29.4 Ncm, y una potencia nominal de
21.2W, sus principales características se pueden ver en el anexo V.
Si consultamos las especicaciones del motor, vemos que presenta una eciencia del
59.4%. Esto signica que de la potencia desarrollada por el motor se pierde 40.6% en el
97
6.3 Implementación.
reductor. El método más simple para contabilizar las pérdidas del reductor, es aumentar
el par requerido por la cantidad apropiada y hacer los cálculos como si el reductor fuera
100% eciente [126].
MTotal = 7.56Ncm · 1.406 = 10.63Ncm
El par que debe generar el motor, es simplemente el valor total del par divido por la
relación del reductor.
MMotor = 10.63Ncm/11 = 0.97Ncm
Existe una constante de proporcionalidad entre el par motor en el eje, y la corriente
en los bobinados del motor, en nuestro caso
α = 0.55 Ncm
.
A
Es decir, por cada amperio
en los bobinados del motor, el motor produce un torque de 0.55Ncm.
la constante del motor en este caso es
ζ =
El recíproco de
A
. Utilizando esta constante podemos
1,81 Ncm
saber la corriente del motor debido a la carga externa.
I = ζMMotor
A
= 1.81
· 0.97Ncm
Ncm
= 1.76A
El motor presenta una pequeña cantidad de fricción interna, para superarla, se requiere
una cantidad proporcional de corriente. Esta corriente es igual a la que obtenemos, cuando
el motor no tiene conectada ninguna carga. En nuestro caso es de 0.45A, como el motor
necesita una corriente para generar el par externo, y otra para impulsar su propia fricción
interna, la corriente requerida es la suma, es decir 2.21 A.
6.3 Implementación.
Como hemos ido introduciendo en los cálculos realizados con anterioridad, el diseño global
está compuesto por un tubo de metacrilato de 22 cm de diámetro, un pieza maciza de
PVC a la cual se la realizó un oricio horizontal de 1 cm de diámetro, y se le jó una
tuerca en uno de sus extremos.
Además, esta pieza presenta un oricio vertical en su
centro de masa, con el objetivo de introducir un tornillo para evitar que la pieza cilíndrica
gire.
Diseño y montaje de la bomba y del prototipo de conducto.
98
(a) Vista superior del prototipo.
(b) Vista lateral del prototipo
Figure 6.3.1:
Diferentes vistas del prototipo, para poder apreciar con más detalle todos los
componentes del diseño.
El diseño presenta además una pieza para jar el tubo de metacrilato con la base del
motor, un acoplador para adaptar el husillo con el eje del motor, un tornillo sin n de 14
cm, y una base plástica donde se apoya todo el diseño. Esta base se reforzó con barras de
aluminio, para evitar que el plástico se doblara; el total de la fuerza horizontal se ejercía
sobre la pieza delantera y como el plástico no era lo sucientemente grueso y rígido podría
doblarse.
En las siguientes imágenes exponemos el diseño global en diferentes vistas, así como
la indicación de cada uno de los componentes.
Figure 6.3.2: Vista frontal del prototipo.
99
6.3 Implementación.
Diseño y montaje de la bomba y del prototipo de conducto.
100
6.4 Montaje físico de un prototipo de conducto.
Para demostrar el concepto que se propone y validar las simulaciones numéricas, desarrollamos un modelo físico de uno de los oricios que formarían parte de una cámara
comercial. Después de barajar varias opciones, nos decidimos por utilizar agujas, porque
tenían las dimensiones que habíamos usado en la simulaciones, y facilitaban la conexión
con nuestra bomba o inyector.
Figure 6.4.1: Generación de los electrodos mediante una aguja.
La bomba que usamos para proporcionar la velocidad necesaria al uido, fue un inyector diseñado por nosotros; ya que las otras alternativas para generar dichas velocidades
eran caras y no cumplían con los requisitos para nuestro objetivo nal. Por ejemplo las
bombas peristálticas tenían un precio elevado y el ujo que generaban era pulsante y
con baja presión, la máxima presión que generaban era de 0.1 Bar; cuando en realidad
necesitábamos como mínimo 1.7 Bar. Por estos motivos fue descartada la idea del uso de
estas bombas.
En cuanto al diseño del conducto de la cámara, se requería que tuviera dos electrodos
separados por un dieléctrico. Una de las restricciones más importantes era que el dieléctrico no debía entorpecer el ujo del líquido, por lo que después de realizar varios intentos
y búsquedas, solucionamos este problema usando un hilo de teón.
101
6.4 Montaje físico de un prototipo de conducto.
El alambre de teón tendría un grosor igual al diámetro interno de la aguja. Cortamos
la aguja por la mitad, le pasamos el alambre a cada una de las partes de la aguja, y
utilizando un pie de rey digital realizamos la separación de 0.5mm. Las conexiones a masa
y al generador de pulsos, fueron pensadas para realizarse mediante dos conectores jados
a la aguja mediante epoxi de plata porque era imposible realizar una buena soldadura
sobre el acero inoxidable. Y para nalizar el diseño, pusimos una gota de epoxi y fueron
jados ambos extremos de la aguja, tal como se observa en la gura 6.4.1.
102
"Stay hungry, stay foolish"
7
Steve Jobs
Conclusiones y líneas de investigación
futuras.
A lo largo de este proyecto se pudo comprobar la idea planteada inicialmente como objetivo, armando que es posible hacer que las ráfagas virtuales que ve el uido en el interior
de la cámara, sean lo sucientemente cortas como para no provocar un calentamiento excesivo, en dimensiones y velocidades de uido razonables. Con esta armación se abre
una nueva puerta para profundizar más en la aplicación de esta técnica; se pueden crear
nuevos modelos de cámaras continuas que implementen esta idea, es decir realizar cámaras
cortas donde el líquido uya con rapidez logrando dos objetivos:
• Generar una ráfaga virtual más corta, disminuyendo así el calentamiento por efecto
Joule y disminuyendo el cambio en las propiedades organolépticas.
• El potencial eléctrico aplicado para generar un mismo campo eléctrico es menor, lo
que repercute en un diseño más barato del generador de pulsos.
Este proyecto también ha sentado las bases para nuevos experimentos, porque diseñó por
completo una plataforma experimental para comprobar lo que mediante simulaciones se
demostró. Llegamos a la conclusión que para el caso de las cámaras co-lineales el ujo
turbulento genera un menor calentamiento; un dato a tener en cuenta a la hora de generar
un prototipo a escala comercial. En futuras investigaciones se podría realizar un estudio
para el perfeccionamiento de la cámara mediante simulaciones numéricas, y optimizar
parámetros como el número de etapa, la frecuencia de los pulsos y la tensión aplicada en
cada una de las etapas.
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Part IV
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Motor,
URL
http://www.me.mtu.edu/~wjendres/
ProductRealization1Course/DC_Motor_Calculations.pdf,
2011.
[125] F.
95
[126] Micromo, Brushless Motor and Gearheads, URL
frequently-asked-questions.aspx,
114
http://www.micromo.com/
2011. 97
Parte V
Anexos
115
Anexo I.
Transistor NDF08N50Z. Datos de interés.
1
Resumen extraído de la hoja de datos del transistor NDF08N50Z , para más información
consultar el link del pie de página.
NDF08N50Z
N-Channel Power MOSFET
500 V, 0.85 W
Features
•
•
•
•
•
Low ON Resistance
Low Gate Charge
ESD Diode−Protected Gate
100% Avalanche Tested
These Devices are Pb−Free, Halogen Free/BFR Free and are RoHS
Compliant
http://onsemi.com
VDSS
RDS(ON) (MAX) @ 3.6 A
500 V
0.85 W
ABSOLUTE MAXIMUM RATINGS (TC = 25°C unless otherwise noted)
Symbol
NDF08N50Z
Unit
VDSS
500
V
Continuous Drain Current RqJC (Note 1)
ID
8.5
A
Continuous Drain Current RqJC
TA = 100°C (Note 1)
ID
5.4
A
IDM
34
A
Power Dissipation
PD
35
W
Gate−to−Source Voltage
VGS
30
V
Single Pulse Avalanche Energy, ID =
7.5 A
EAS
190
mJ
ESD (HBM)
(JESD 22−A114)
Vesd
3500
V
RMS Isolation Voltage
(t = 0.3 sec., R.H. ≤ 30%,
TA = 25°C) (Figure 14)
VISO
4500
V
Peak Diode Recovery (Note 2)
dv/dt
4.5
V/ns
Continuous Source Current (Body
Diode)
IS
7.5
A
Maximum Temperature for Soldering
Leads
TL
260
°C
TJ, Tstg
−55 to 150
°C
Rating
Drain−to−Source Voltage
Pulsed Drain Current,
VGS @ 10 V
Operating Junction and
Storage Temperature Range
N−Channel
D (2)
G (1)
S (3)
NDF08N50ZG
TO−220FP
CASE 221D
MARKING
DIAGRAM
NDF08N50ZG
or
NDF08N50ZH
AYWW
Gate
Stresses exceeding Maximum Ratings may damage the device. Maximum
Ratings are stress ratings only. Functional operation above the Recommended
Operating Conditions is not implied. Extended exposure to stresses above the
Recommended Operating Conditions may affect device reliability.
1. Limited by maximum junction temperature
2. ISD = 7.5 A, di/dt ≤ 100 A/ms, VDD ≤ BVDSS, TJ = +150°C
NDF08N50ZH
TO−220FP
CASE 221AH
A
Y
WW
G, H
Source
Drain
= Location Code
= Year
= Work Week
= Pb−Free, Halogen−Free Package
ORDERING INFORMATION
Device
Package
Shipping
NDF08N50ZG
TO−220FP
(Pb−Free,
Halogen−Free)
50 Units / Rail
NDF08N50ZH
© Semiconductor Components Industries, LLC, 2011
1 http://www.onsemi.com/PowerSolutions/product.do?id=NDF08N50Z
1
September, 2011 − Rev. 2
117
TO−220FP
(Pb−Free,
Halogen−Free)
50 Units / Rail
Publication Order Number:
NDF08N50Z/D
118
NDF08N50Z
THERMAL RESISTANCE
Parameter
Symbol
NDF08N50Z
Unit
Junction−to−Case (Drain)
RqJC
3.6
°C/W
Junction−to−Ambient Steady State (Note 3)
RqJA
50
3. Insertion mounted
ELECTRICAL CHARACTERISTICS (TJ = 25°C unless otherwise noted)
Characteristic
Test Conditions
Symbol
Min
VGS = 0 V, ID = 1 mA
BVDSS
500
Reference to 25°C,
ID = 1 mA
DBVDSS/
DTJ
Typ
Max
Unit
OFF CHARACTERISTICS
Drain−to−Source Breakdown Voltage
Breakdown Voltage Temperature
Coefficient
Drain−to−Source Leakage Current
Gate−to−Source Forward Leakage
IDSS
25°C
VDS = 500 V, VGS = 0 V
V
0.6
V/°C
1
150°C
mA
50
VGS = ±20 V
IGSS
Static Drain−to−Source
On−Resistance
VGS = 10 V, ID = 3.6 A
RDS(on)
Gate Threshold Voltage
VDS = VGS, ID = 100 mA
VGS(th)
Forward Transconductance
VDS = 15 V, ID = 3.75 A
gFS
Input Capacitance (Note 5)
Ciss
730
912
1095
Output Capacitance (Note 5)
VDS = 25 V, VGS = 0 V,
f = 1.0 MHz
Coss
95
120
140
Crss
15
27
35
Qg
16
31
46
Qgs
3
6.2
9
Qgd
8
17
25
±10
mA
0.69
0.85
W
3.9
4.5
V
ON CHARACTERISTICS (Note 4)
3.0
6.0
S
DYNAMIC CHARACTERISTICS
Reverse Transfer Capacitance
(Note 5)
Total Gate Charge (Note 5)
Gate−to−Source Charge (Note 5)
VDD = 250 V, ID = 7.5 A,
VGS = 10 V
Gate−to−Drain (“Miller”) Charge
(Note 5)
pF
nC
Plateau Voltage
VGP
6.3
V
Gate Resistance
Rg
3.0
W
td(on)
13
ns
tr
23
td(off)
31
tf
29
RESISTIVE SWITCHING CHARACTERISTICS
Turn−On Delay Time
Rise Time
Turn−Off Delay Time
VDD = 250 V, ID = 7.5 A,
VGS = 10 V, RG = 5 W
Fall Time
SOURCE−DRAIN DIODE CHARACTERISTICS (TC = 25°C unless otherwise noted)
Diode Forward Voltage
IS = 7.5 A, VGS = 0 V
VSD
Reverse Recovery Time
VGS = 0 V, VDD = 30 V
IS = 7.5 A, di/dt = 100 A/ms
trr
295
ns
Qrr
1.85
mC
Reverse Recovery Charge
4. Pulse Width ≤ 380 ms, Duty Cycle ≤ 2%.
5. Guaranteed by design.
http://onsemi.com
2
1.6
V
119
Símbolo del transistor NDF08N50Z realizado en LTspice y su código spice asociado.
D
G
S
Figura 7.0.1: Símbolo del transistor diseñado en LTspice.
1
.SUBCKT Xndf08n50z 1 2 3
2
* Model generated on Feb 11, 10
3
* MODEL FORMAT: SPICE2
4
* Symmetry POWER MOS Model (Version 1.0)
5
* External Node Designations
6
* Node 1 -> Drain * Node 2 -> Gate
7
* Node 3 -> Source M1 9 7 8 8 MM L=100u W=100u
8
* Default values used in MM: The voltage-dependent capacitances
9
* are not included. Other default values are:
10
* RS=0 RD=0 LD=0 CBD=0 CBS=0 CGBO=0
11
.MODEL MM NMOS LEVEL=1 IS=1e-32 +VTO=5.12761 LAMBDA=0.496237
KP=17.7217 +CGSO=9.21183e-06 CGDO=1e-11 RS 8 3 0.0904986 D1 3 1 MD .MODEL MD D
IS=8.35211e-09 RS=0.0102812 N=1.49999 BV=560
12
+IBV=0.00025 EG=1.15235 XTI=1 TT=2.5e-09
13
+CJO=1.83126e-09 VJ=0.5 M=0.9 FC=0.5
14
RDS 3 1 1e+06
15
RD 9 1 0.708741
16
RG 2 7 3
17
D2 4 5 MD1
18
* Default values used in MD1:
19
* RS=0 EG=1.11 XTI=3.0 TT=0
20
* BV=innite IBV=1mA
21
.MODEL MD1 D IS=1e-32 N=50
22
+CJO=1.72712e-09 VJ=0.5 M=0.9 FC=1e-08
23
D3 0 5 MD2
24
* Default values used in MD2:
25
* EG=1.11 XTI=3.0 TT=0 CJO=0
26
* BV=innite IBV=1mA
27
.MODEL MD2 D IS=1e-10 N=0.4 RS=3e-06
28
RL 5 10 1
29
FI2 7 9 VFI2 -1 VFI2 4 0 0
120
30
EV16 10 0 9 7 1
31
CAP 11 10 1.72712e-09
32
FI1 7 9 VFI1 -1
33
VFI1 11 6 0
34
RCAP 6 10 1
35
D4 0 6 MD3
36
* Default values used in MD3:
37
* EG=1.11 XTI=3.0 TT=0 CJO=0
38
* RS=0 BV=innite IBV=1mA
39
.MODEL MD3 D IS=1e-10 N=0.4 .
40
ENDS ndf08n50z
121
Driver optoacoplador HCPL 3120. Datos de interés.
2
Resumen extraído de la hoja de datos del driver optoacoplador HCPL-3120 , para más
información consultar el link del pie de página.
HCPL-3120/J312, HCNW3120
2.5 Amp Output Current IGBT Gate Drive Optocoupler
Data Sheet
Lead (Pb) Free
RoHS 6 fully
compliant
RoHS 6 fully compliant options available;
-xxxE denotes a lead-free product
Description
Features
The HCPL-3120 contains a GaAsP LED while the HCPL­­­J312 and the HCNW3120 contain an AlGaAs LED. The LED
is optically coupled to an integrated circuit with a power
output stage. These optocouplers are ideally suited for
driving power IGBTs and MOSFETs used in motor control
inverter applications. The high operating voltage range
of the output stage provides the drive voltages required
by gate controlled devices. The voltage and current
supplied by these optocouplers make them ideally
suited for directly driving IGBTs with ratings up to 1200
V/100 A. For IGBTs with higher ratings, the HCPL-3120
series can be used to drive a discrete power stage which
drives the IGBT gate. The HCNW3120 has the highest insulation voltage of VIORM = 1414 Vpeak in the IEC/EN/DIN
EN 60747-5-2. The HCPL-J312 has an insulation voltage
of VIORM = 891 Vpeak and the VIORM = 630 Vpeak is also
available with the HCPL-3120 (Option 060).
• 2.5 A maximum peak output current
Functional Diagram
3750 Vrms for 1 min. for HCPL‑3120/J312
HCNW3120
HCPL-3120/J312
N/C 1
CATHODE 3
N/C 4
SHIELD
• 0.5 V maximum low level output voltage (VOL)
Eliminates need for negative gate drive
• ICC = 5 mA maximum supply current
• Under Voltage Lock-Out protection (UVLO) with
hysteresis
• Wide operating VCC range: 15 to 30 Volts
• 500 ns maximum switching speeds
• Industrial temperature range: ‑40°C to 100°C
• SafetyApproval:
UL Recognized
5000 Vrms for 1 min. for HCNW3120
CSA Approval
7 VO
IEC/EN/DIN EN 60747-5-2 Approved
6 VO CATHODE 3
6 N/C
VIORM = 630 Vpeak for HCPL‑3120 (Option 060)
N/C 4
5 VEE
VIORM = 891 Vpeak for HCPL‑J312
7 VO
ANODE 2
• 25 kV/µs minimum Common Mode Rejection (CMR) at
VCM = 1500 V
8 VCC
8 VCC
5 VEE
N/C 1
• 2.0 A minimum peak output current
ANODE 2
SHIELD
VIORM = 1414 Vpeak for HCNW3120
TRUTH TABLE
Applications
LED
VCC - VEE
“POSITIVE GOING”
(i.e., TURN-ON)
VCC - VEE
“NEGATIVE GOING”
(i.e., TURN-OFF)
VO
OFF
0 - 30 V
0 - 30 V
LOW
ON
0 - 11 V
0 - 9.5 V
LOW
ON
11 - 13.5 V
9.5 - 12 V
TRANSITION
ON
13.5 - 30 V
12 - 30 V
HIGH
• IGBT/MOSFET gate drive
• AC/Brushless DC motor drives
• Industrial inverters
• Switch mode power supplies
A 0.1 µF bypass capacitor must be connected between pins 5 and 8.
2 http://www.avagotech.com/pages/en/optocouplers_plastic/plastic_integrated_gate_drive_optocoupler/hcpl3120/
CAUTION: It is advised that normal static precautions be taken in handling and assembly
of this component to prevent damage and/or degradation which may be induced by ESD.
122
Selection Guide
Part Number
HCPL-3120
HCPL-J312
HCNW3120
HCPL-3150*
Output Peak Current ( IO)
2.5 A
2.5 A
2.5 A
0.6 A
IEC/EN/DIN EN 60747-5-2 Approval
VIORM = 630 Vpeak
VIORM = 891 Vpeak
VIORM = 1414 Vpeak
(Option 060)
VIORM = 630 Vpeak (Option 060)
*The HCPL-3150 Data sheet available. Contact Avago sales representative or authorized distributor.
Ordering Information
HCPL-3120 and HCPL-J312 are UL recognized with 3750 Vrms for 1 minute per UL1577. HCNW3120 is UL Recognized
with 5000 Vrms for 1 minute per UL1577.
Option
Part
Number
RoHS
Compliant
Non RoHS
Compliant Package
Surface
Mount
Gull
Wing
Tape
& Reel
IEC/EN/DIN
EN 60747-5-2
Quantity
-000E
No option
50 per tube
-300E
#300 50 per tube
HCPL-3120
-500E
-060E
#500 300mil
X
X
X
DIP-8
#060
X
50 per tube
-360E
#360
X
X
X
50 per tube
-560E
#560
X
X
X
1000 per tube
-000E
50 per tube
-300E
No option
300mil
#300 DIP-8
X
X
X
HCPL-J312
X
50 per tube
-500E
#500
X
X
1000 per reel
-000E
42 per tube
-300E
X
42 per tube
-500E
No option
400mil
#300 DIP-8
X
X
#500
X
X
X
X
HCNW3120
X
750 per reel
X
X
X
X
X
1000 per reel
To order, choose a part number from the part number column and combine with the desired option from the option
column to form an order entry.
Example 1:
HCPL-3120-560E to order product of 300 mil DIP Gull Wing Surface Mount package in Tape and Reel packaging with
IEC/EN/DIN EN 60747-5-2 Safety Approval in RoHS compliant.
Example 2:
HCPL-3120 to order product of 300 mil DIP package in tube packaging and non RoHS compliant.
Option datasheets are available. Contact your Avago sales representative or authorized distributor for information.
Remarks: The notation ‘#XXX’ is used for existing products, while (new) products launched since 15th July 2001 and
RoHS compliant option will use ‘-XXXE’.
123
Símbolo del transistor driver optoacoplador HCPL 3120
realizado en LTspice y su código spice asociado.
HCNW3120
Vcc
N/C
Vo
ANODE
N/C
CATHODE
N/C
Vee
SHIELD
Figura 7.0.2: Símbolo del driver optoacoplador HCPL 3120 diseñado en LTspice.
PIN1
1
1
.subckt HCPL_3120
2
q2icc 163 84 8 pnpmod
3
q1icc 84 84 8 pnpmod
4
xled 5 10 3 2 led
5
xlimitl 5 10 50 limitl
6
ehdrive 42 7 40 5 1
7
eldrive 51 5 50 5 -1
8
xhlimit 5 10 40 limit
9
vuvlo 20 5 DC 12
PIN8
2 3 4 5 6 7
8
10
vccinside 22 5 DC 30
11
dmosl 5 7 dmod
12
ddrive3 47 46 dmod
13
ddrive2 49 47 dmod
14
ddrive1 7 49 dmod
15
q4icc 122 124 5 npnmod
16
q3icc 84 122 124 npnmod
17
qdrive3 8 46 47 NPNMOD
18
qdrive2 8 47 49 NPNMOD
19
qdrive1 8 49 48 NPNMOD
20
xuvlo 5 22 8 21 23 comparator
21
muvlo 10 24 5 5 nmosswitch L=1e-6 W=100e-6
22
mdrive 7 52 5 5 nmosmod L=1e-6 W=10e-3
23
cuvlo 24 5 20e-12
24
chigh 8 7 1e-12
25
clgate 52 5 1e-12 clow 7 5 1e-12
26
chgate 46 7 300e-12
27
rshort67 6 7 0.0001
28
ruvlo2 23 21 40e3
124
29
r2icc 124 5 600
30
ruvlo3 23 24 1e3
31
r1icc 163 122 1e3
32
rhgate 42 46 1e3
33
rlgate 51 52 1e3
34
ruvlo 21 20 1e3
35
rehdrive 48 7 1.4
36
.MODEL nmosswitch nmos (vto=+0.7)
37
.MODEL nmosmod nmos (vto=+0.5 RS=0.9 LAMBDA=0)
38
.MODEL npnmod npn bf=16
39
.MODEL pnpmod pnp bf=100
40
.MODEL dmod D IS=2.22P CJO=1P VJ=.376 M=.139 N=1.07
41
.ends HCPL_3120
42
.subckt led 1 3 4 5
43
gband 1 3 9 1 1
44
fphoto 1 9 vsense 1
45
egain 7 4 6 4 1
46
cband 3 1 140e-12
47
ithre 3 1 DC 500e-6
48
vsense 8 4 DC 0
49
dled 6 4 lednor
50
doptic 7 8 lednorc
51
rband 3 1 1e3 TC1=2e-3
52
rthermo 9 1 1 TC1=-1.5e-3
53
rled 5 6 1
54
.MODEL LEDNOR D IS=5E-16 N=2 XTI=3 EG=2.1 BV=5 IBV=10u
55
+ CJO=60p VJ=.75 M=.3333 FC=.5 TT=20n
56
.MODEL LEDNORC D IS=5E-16 N=2 XTI=3 EG=2.1 BV=5 IBV=10u
57
+ VJ=.75 M=.3333 FC=.5
58
.ends led
59
.subckt limitl 1 2 3
60
elimit 4 1 2 7 10
61
vnegativ 6 1 DC -12
62
vthreshold 7 1 DC 2
63
vpositive 5 1 DC 12
64
dnega 6 3 dmod
65
dposi 3 5 dmod
66
r2 4 3 1e3
67
r1 2 7 10e6
68
.MODEL nmosswitch nmos (vto=+0.7)
69
.MODEL nmosmod nmos (vto=+0.5 RS=0.9 LAMBDA=0)
70
.MODEL npnmod npn bf=16
71
.MODEL pnpmod pnp bf=100
72
.MODEL dmod D IS=2.22P CJO=1P VJ=.376 M=.139 N=1.07
125
73
.ends limitl
74
.subckt limit 1 2 3
75
elimit 4 1 2 7 10
76
vnegativ 6 1 DC -10
77
vthreshold 7 1 DC 2
78
vpositive 5 1 DC 10
79
dnega 6 3 dmod
80
dposi 3 5 dmod
81
r2 4 3 1e3
82
r1 2 7 1e6
83
.MODEL nmosswitch nmos (vto=+0.7)
84
.MODEL nmosmod nmos (vto=+0.5 RS=0.9 LAMBDA=0)
85
.MODEL npnmod npn bf=16
86
.MODEL pnpmod pnp bf=100
87
.MODEL dmod D IS=2.22P CJO=1P VJ=.376 M=.139 N=1.07
88
.ends limit
89
.subckt comparator 1 2 3 4 5
90
mcopa 5 6 1 1 nmosswitch L=1e-6 W=100e-6
91
egain 6 1 3 4 1e3
92
ro 5 2 10e3
93
rgate 6 1 10e3 r1n 3 4 1e6
94
.MODEL nmosswitch nmos (vto=+0.7)
95
.MODEL nmosmod nmos (vto=+0.5 RS=0.9 LAMBDA=0)
96
.MODEL npnmod npn bf=16
97
.MODEL pnpmod pnp bf=100
98
.MODEL dmod D IS=2.22P CJO=1P VJ=.376 M=.139 N=1.07
99
.ends comparator
126
Anexo II.
(RE 540/1 MOTOR)
919D SERIES 35mm SINGLE RATIO METAL GEARBOX
IMPORTANT NOTICE
Due to the wide range of
applications for this
product it is the users
responsibility to establish the products suitability for their individual purpose(s).
RATIOS NOW AVAILABLE AS EX-STOCK ITEMS.
919D2.51 (4.5v - 15v)
919D61 (4.5v - 15v)
919D111 (4.5v - 15v)
919D501 (4.5v - 15v)
919D1001(4.5v - 15v)
919D1481(4.5v - 15v)
919D5001(4.5v - 15v)
919D8101(4.5v - 15v)
919D30001(4.5v - 15v)
WITH RE 540/1 MOTOR.
WITH RE 540/1 MOTOR.
WITH RE 540/1 MOTOR.
WITH RE 540/1 MOTOR.
WITH RE 540/1 MOTOR.
WITH RE 540/1 MOTOR.
WITH RE 540/1 MOTOR.
WITH RE 540/1 MOTOR.
WITH RE 540/1 MOTOR.
RATIO 2.5:1
RATIO 6:1
RATIO 11:1
RATIO 50:1
RATIO 100:1
RATIO 148:1
RATIO 500:1
RATIO 810:1
RATIO 3000:1
Designed for heavy-duty industrial and model applications this robust unit boasts a powerful high quality, three pole motor with
sintered bronze bearings. The metal gearbox incorporates sleeved bearings, enabling the high torque transfer from the motor to
be transmitted through the gearbox. The unit is mounted on a 1mm thick plated steel bracket.
MOTOR DATA. (RE-540/1)
VOLTAGE
MODEL
OPERATING
RANGE
RE - 540/1
4.5 - 15.0
CURRENT
CURRENT SPEED
TORQUE
OUTPUT
EFF
STALL
TORQUE
NOMINAL
R.P.M.
g - cm
W
%
oz - in
g - cm
6.0v CONSTANT
7500
0.45
6180
2.1
1.64
118.2
7.49
59.4
9.31
670
12.0v CONSTANT
15800
0.52
13360
2.85
2.14
154.4
21.2
61.9
13.9
1000
REDUCTION TABLE. R.P.M.
SUPPLY VOLTAGE
AT MAXIMUM EFFICIENCY
NO LOAD
SPEED
R.P.M.
A
A
oz - in
Stall Current RE540/1 at 6v = 8.24Stall
Current RE540/1 at 1.5v = 2.41AA
12.0v
WEIGHT
4.5v
6.0v
9.0v
2250
3000
4500
6300
7900
919D2.51
240g
919D61
990
1316
1975
2633
3295
919D61
234g
919D111
540
718
1077
1436
1800
919D111
238g
919D501
120
158
237
316
395
919D501
246g
919D2.51
15.0v
919D1001
59
79
119
158
198
919D1481
255g
919D1481
40
53
80
106
132
919D5001
260g
919D5001
9.75
14
21.5
30
37.5
919D8101
255g
25
919D30001
262g
919D8101
8
10
919D30001
1.5
2
2.5:1
6:1
11:1
50:1
100:1
148:1
500:1
810:1
3000:1
1000
3000
3000
3000
6000
6000
6000
6000
6000
20
3
5
6
Note: Motor speeds may vary by (+) or (-) 12.5%
GEARBOX RATINGS
RATED TOLERANCE
TORQUE (g.cm)
15
MAX. MOMENTARY
TOLERANCE TORQUE
6000
9000
9000
9000
18000
18000
18000
18000
18000
IMPORTANT NOTICE
At very low ratios the torque produced by this geared motor
combination may exceed the maximum permissible torque of
the gearbox. In this situation the unit must not be allowed to
stall as this may damage the gears. Please refer to the table of
the gearbox ratings to ascertain the appropriate geared motor
combination.
24 volt versions are available for this
range of motor-gearboxes. Performance
data is similar to 12 volt versions. This
version also has an extended 10mm rear
shaft to accommodate motor encoders.
When ordering please use 12v version
part number suffixed with 24V.
I.E. 919D111 will be 919D11124V
NOTE: To establish Torque Rating in nM, divide g.cm by 10,197.0
FELDERLAND LANE. WORTH. DEAL. KENT. CT14 OBT
TEL: 01304 612132.
E-MAIL: [email protected]
THE ABOVE FIGURES ARE A GUIDE ONLY AND DO NOT FORM ANY CONTRACTUAL OBLIGATION ON THE PART OF MFA/COMO DRILLS.
127
FAX: 01304 614696
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128
(RE 540/1 MOTOR)
919D SERIES 35mm SINGLE RATIO METAL GEARBOX
GEARBOX REF.
GEARBOX DIMENSIONS
35.0
5
A
B
C
919D2.5:1
97
72
21
919D61 (6:1)
96
71
20
919D111 (11:1)
96
71
20
919D501 (50:1)
101
76
25
919D1001(100:1)
101
76
25
919D1481(148:1)
104
79
919D5001(500:1)
106
81
30
919D8101(810:1)
106
81
30
919D3000:1
109
84
33
28
Part No. 1071.
M3 Anti vibration mount.
Part No. 1072
M4 Anti vibration mount.
3.4
12
4.5
TIMING PULLEYS
Part No. 919D30
Bearing Blocks. 5mm I.D.
(19.06 x 19.0mm x 10mm)
Part No. 919D30/1
Bearing Blocks. 6mm I.D.
(15.87 x 19.0mm x 12.5mm)
Part No. 919D30/2
Bearing Blocks. 8mm I.D.
(19.0 x 19.0mm x 13.0mm)
TIMING BELTS
FOR FURTHER DETAILS SEE PAGE. 2
Part No. 919D29
Part No. 919D15 - 23. Timing Belts. Double ended motor mount.
Part No. 919D7 - 14. Timing Pulleys.
Pt. No. No. of teeth
919D7/10 10
919D7/12 12
919D7
14
919D8
16
919D9
20
919D10
25
919D11
30
919D12
35
919D13
40
919D14
44
d
3
3
4
4
4
4
4
4
4
4
dk
15.05
18.25
21.45
24.60
31.00
39.00
46.95
54.85
62.85
69.20
F
12
12
12
12
12
12
12
12
12
12
C
21.0
21.0
21.0
21.0
21.0
21.0
21.0
21.0
21.0
21.0
D
10
12
12
15
15
15
15
15
15
15
Please note.
Dimension ‘d’
is an industry
standard 4mm
pilot hole. You
will need to enlarge this to the
size you require.
Pt. No. Length
(Circum)
165
185
200
305
390
455
545
630
840
919D15
919D16
919D17
919D18
919D19
919D20
919D21
919D22
919D23
Width
9.8
9.8
9.8
9.8
9.8
9.8
9.8
9.8
9.8
Part No. 919D26
Stainless Steel shaft 5mmOD x 150mm
Part No. 919D26/1
Stainless Steel Shaft 6mmOD x 150mm
Part No. 919D26/2
Stainless Steel Shaft 8mmOD x 150mm
Pt No. 919D2. Voltage Regula- Pt No. 919D1/2. In-line
Pt No. 919D1. In-Line
Coupling. 6mm - 6mm.(Dia. tor.(6-15v DC Input. 4v-12v out- Coupling.6mm-8sw (Meccano)
put). 26mm x 31mm x 15.5mm Dia. 12.67mm x 24.8mm
12.67mm x 24.8mm)
Pt No. 919D5. Pulley 16mm
dia. (Aluminium)
Universal Couplings. 12.5mm dia. 44mm
length.Pt No. 1105/60. 6mm - 6mm.Pt.No.
1105/56 (6mm-5mm) Pt. No. 1105/53 (6mm4mm)
Pt No. 917D2515. "O" Ring
70mm x 5mm Dia.
Pt No. 919D4. Pulley
25mm
dia.
(Aluminium)
Pt.No.919D24. Bevel
Gearbox. (Right Angle)
Pt No. 919D27. Gear Adapter.Pt No. 919D25. Nylon Bevel
Gears 1:1. OD30.7mm ID 6mm
6mm bore. M10 thread.
Subject to minimum order quantities of 250 units, the following ratios are also available with a six week lead-time. The physical dimensions of these other gearboxes may vary from the data as illustrated
above. Details of individual gearboxes are available upon request.
GEARBOX 10:1 WITH 540/1 MOTOR
GEARBOX 18:1 WITH 540/1 MOTOR.
GEARBOX 30:1 WITH 540/1 MOTOR.
GEARBOX 60:1 WITH 540/1 MOTOR
GEARBOX 70:1 WITH 540/1 MOTOR.
GEARBOX 75:1 WITH 540/1 MOTOR.
GEARBOX 90:1 WITH 540/1 MOTOR.
GEARBOX 100:1 WITH 540/1 MOTOR
GEARBOX 120:1 WITH 540/1 MOTOR
GEARBOX 180:1 WITH 540/1 MOTOR
GEARBOX 200:1 WITH 540/1 MOTOR
GEARBOX 250:1 WITH 540/1 MOTOR
GEARBOX 300:1 WITH 540/1 MOTOR
GEARBOX 350:1 WITH 540/1 MOTOR
GEARBOX 400:1 WITH 540/1 MOTOR
GEARBOX 450:1 WITH 540/1 MOTOR
GEARBOX 500:1 WITH 540/1 MOTOR
GEARBOX 600:1 WITH 540/1 MOTOR
GEARBOX 700:1 WITH 540/1 MOTOR
GEARBOX 750:1 WITH 540/1 MOTOR
GEARBOX 900:1 WITH 540/1 MOTOR
GEARBOX 1000:1 WITH 540/1 MOTOR
GEARBOX 1500:1 WITH 540/1 MOTOR
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