BR102014030554B1

BR102014030554B1 - Aparelho para extração de água pressurizada de baixa polaridade e métodos de uso

Info

Publication number: BR102014030554B1
Application number: BR102014030554-8A
Authority: BR
Inventors: Giuseppe Mazza; Carl PRONYK
Original assignee: Mazza Innovation, Ltd
Priority date: 2013-12-06
Filing date: 2014-12-05
Publication date: 2022-02-01
Also published as: SG10201408135PA; JP2016185542A; CN104689598B; AU2014203591A1; MX2014014917A; TW201524571A; CA2836200A1; US9084948B2; US20150157958A1; BR102014030554A2; EP2881155A1; IN2014DE02492A; KR102333725B1; IL233287A0; DK2881155T3; CN104689598A; CA2836200C; JP2018065869A; TWI644711B; AU2014203591B2

Abstract

APARELHO PARA EXTRAÇÃO DE ÁGUA PRESSURIZADA DE BAIXA POLARIDADE E MÉTODOS DE USO. Um aparelho para extração e recuperação de componentes de matérias-primas de biomassa com água de baixa polaridade pressurizada. O aparelho é configurado com duas ou mais colunas de reação, cada uma comunicando-se separadamente com fontes de água pressurizada, água aquecida pressurizada, e água de resfriamento pressurizada. Os componentes são extraídos a partir da biomassa inundando separadamente a coluna com água pressurizada, aquecendo a coluna e seus conteúdos para o ponto onde a água torna-se água de baixa polaridade pressurizada (PLP), recuperando a água PLP compreendendo os componentes extraídos, resfriando a coluna com água PLP, e removendo o material caro de biomassa a partir da coluna.

Description

CAMPO TÉCNICO

[0001] Várias modalidades divulgadas no presente documento referem-se geralmente a equipamento, aparelho e sistemas para extração de componentes de matérias-primas de biomassa. Mais especificamente, esta divulgação pertence a um equipamento, aparelho e sistemas para geração e uso de água de baixa polaridade como solvente para extração de componentes de matérias-primas de biomassa.

ANTECEDENTES

[0002] Fitoquímicos são compostos químicos que ocorrem naturalmente em plantas e, entre outras coisas, são responsáveis pela cor tal como exemplificado pelo pela púrpura profunda de mirtilos e propriedades organolépticas, tal como exemplificado pelo cheiro de alho. Alguns fitoquímicos são usados em produtos nutracêuticos que são vendidos geralmente em formas medicinais não usualmente associados com alimento.

[0003] Existem três classes de fitoquímicos que são de particular interesse, isto é, polifenóis, carboidratos especiais, e glicosídeos. Polifenóis, também referidos como fenólicos, são compostos que funcionam principalmente como antioxidantes e anti-inflamatórios quando ingeridos por humanos. Um antioxidante é uma molécula que inibe a oxidação de outras moléculas. Oxidação em células vivas pode causar dano ou morte à célula. Os antioxidantes impedem este dano sendo oxidados por si mesmos, em vez dos componentes de célula. Os antioxidantes são amplamente usados em suplementos dietéticos e têm sido investigados para prevenção de doenças exemplificadas por câncer, doença cardíaca coronariana, doença de altitude, entre outras. Eles também são usados como conservantes em alimentos e cosméticos. Como antioxidantes estão presentes em alimentos consumidos em dietas humanas e em plantas usadas na medicina tradicional de várias culturas, seus papéis na saúde e doença humana são objetos de mais pesquisa. Polifenóis podem ser sintetizados industrialmente, mas eles se tornam disponíveis principalmente a partir de plantas e micro-organismos.

[0004] Carboidratos são sacarídeos que realizam numerosas funções em organismos vivos. Os carboidratos servem como a fonte do corpo de energia (por exemplo, amido e glicogênio), e como componentes estruturais (por exemplo, celulose em plantas e quitina em fungos e artrópodes). Carboidratos de cadeia curta também são denominados açúcares, enquanto carboidratos complexos ou de cadeia longa são conhecidos como polissacarídeos ou oligossacarídeos. Carboidratos e outros compostos derivados dos mesmos podem desempenhar papéis chave no sistema imunológico de mamíferos, fertilização, prevenir doença ou infecção, coagulação do sangue entre outros.

[0005] Uma ligação de açúcar a outra molécula funcional (por exemplo, um açúcar ligado a um fenólico) é conhecida como um glicosídeo. Os glicosídeos desempenham numerosos papéis importantes em organismos vivos. Muitas plantas armazenam produtos químicos na forma de glicosídeos inativos. Estes podem ser ativados por uma reação de hidrólise, que faz com que parte do açúcar seja quebrada, tornando o produto químico disponível para uso. Muitos destes glicosídeos de planta são usados como medicamentos.

[0006] A presente abordagem à extração de componentes de planta é através do uso de solventes tanto orgânicos ou água quente despressurizada para solubilizar e remover estes componentes de biomassa de planta. Os sistemas de solvente orgânico usam comumente um ou mais de etanol, metanol, acetato de etila e acetona. No entanto, os solventes orgânicos são geralmente tóxicos e seu uso comercial requer instalações à prova de explosão provida com equipamento de armazenamento e manipulação certificado para armazenamento e uso com produtos químicos tóxicos e inflamáveis. Além disso, os solventes podem permanecer nos produtos finais como compostos de traço não saudável e suas propriedades tóxicas suscitam preocupações de para o consumo humano.

[0007] É bem sabido que sistemas de água quente tendem a ser menos eficazes do que sistemas baseados em solventes orgânicos e são capazes de extrair somente uma porção dos fitoquímicos potencialmente disponíveis a partir de biomassa de planta.

[0008] Além dos nutracêuticos, a biomassa pode ser uma fonte valiosa de produtos químicos. Biomassa lignocelulósica é um dos materiais mais abundantes no mundo e atenção considerável tem que dada a seu uso como uma matéria-prima para a produção de energia e produtos químicos. O fracionamento da biomassa lignocelulósica para melhorar a utilização de seus componentes constituintes de celulose, hemicelulose, e lignina pode ser realizado usando vários métodos físicos, biológicos, térmicos ou químicos. Tratamentos hidrotérmicos (também conhecidos como auto- hidrólise, hidrotermólise) incluem explosão de vapor, água de baixa polaridade pressurizada (PLPW; também referido comumente como água superaquecida, água subcrítica, água quente pressurizada, água quente comprimida), que usa a ação catalítica de íons de hidrônio de ionização de água devido às condições de processamento, e à produção de ácidos in situ (tal como ácido acético gerado de grupos acetila), para hidrolisar os carboidratos dentro da biomassa. Aquecer a água sob pressão a temperaturas acima de seu ponto de ebulição resulta na alteração de suas propriedades chaves tais como pH e polaridade e diminui sua constante dielétrica para valores que se aproximam daqueles dos solventes tais como os exemplificados por etanol e metanol.

[0009] Processamento em batelada e sistemas de fluxo de passagem contínuos usando tratamentos de água hidrotérmica são usados para processar, em sistemas de volume muito pequeno, um ampla faixa de matérias-primas lignocelulósicas incluindo aparas de madeira de lei de eucalipto, álamo, Luecaena sp., bordo, âmbar material vegetativo e palhas de plantas anuais incluindo palha de trigo, palha de cevada, palha de centeio, palha de aveia, palhas de Brassica sp., canas de linho, sorgo, grama, cana- de-açúcar entre outras. Sabe-se que os rendimentos de produto de tratamentos hidrotérmicos de fluxo de passagem são amplamente diferentes dos produzidos com sistemas de batelada. Reatores de fluxo de passagem são mostrados para remover mais hemicelulose e lignina, com menos formação de produtos de degradação do que em um sistema de batelada. Remoção de hemicelulose quase completa é possível com sistemas de fluxo de passagem, enquanto somente 60% de remoção foram obtidos em sistemas de batelada (Lui et al., 2002, The Effect of flow rate of Compressed Hot Water on Xylan, Lignin, and Total Mass Removal from Corn Stover. Ind. Eng. Chem. Res. 2003(42):5409-5416). Além disso, a remoção de lignina é menos do que 30% em reatores de batelada, mas até 75% de remoção de lignina é possível em sistemas de fluxo de passagem em taxas de fluxo altas (Lui et al., 2003). Além disso, hemiceluloses em reatores de fluxo de passagem são recuperadas na maior parte como oligossacarídeos (Lui et al., 2003).

[00010] No entanto, a escalação bem-sucedida dos sistemas de laboratório para sistemas de volume comercial de grande produtividade ainda não foi obtida devido aos problemas associados com a obtenção e manutenção de altas pressões em vasos de extração grandes para prover pressões e temperaturas constantes enquanto mantendo uma produtividade constante de materiais de matérias-primas. Problemas comumente encontrados nas tentativas de escala incluem aglomeração de material, desenvolvimento de canalização de fluido, bloqueios nas produtividades de material de matéria-prima, e retro mistura resultando em extrações heterogêneas e eficácias de extração significativamente reduzidas quando comparado aos resultados obtidos com equipamento em escala de laboratório pequeno.

SUMÁRIO

[00011] A presente divulgação pertence a um aparelho para gerar água de baixa polaridade pressurizada (PLP) e uso do mesmo para extração e recuperação de componentes de matérias-primas de biomassa. Aparelho de extração (PLPW) de água de baixa polaridade pressurizada exemplar é configurado com duas ou mais colunas de reação, com cada coluna comunicando-se separadamente com fontes de água pressurizada, água aquecida pressurizada, e água de resfriamento pressurizada. Após carregar uma matéria-prima de biomassa nas colunas de reação, componentes compreendendo os materiais de biomassa são extraídos e recuperados a partir do material de biomassa em cada coluna com um processo de cinco etapas compreendendo fluir sequencialmente quatro circuitos separados de água através de cada coluna. Inicialmente, a primeira coluna é carregada com matéria-prima de biomassa novo e o aparelho é energizado. Após a energização estar concluída, o processo compreende uma primeira etapa de inundar a coluna com água pressurizada, uma segunda etapa de aquecer a coluna e seus conteúdos, uma terceira etapa de processar os materiais de biomassa dentro da coluna com água, uma quarta etapa de resfriar a coluna com água fria pressurizada, e uma quinta etapa de drenar a coluna e remover o material gasto de biomassa. A coluna pode então ser cheia novamente com matéria-prima de biomassa novo. A água compreendendo os componentes extraídos, isto é, um fluxo de produto líquido, é coletada a partir da coluna durante a terceira etapa em uma ou mais alíquotas.

BREVE DESCRIÇÃO DOS DESENHOS

[00012] A presente invenção será descrita em conjunto com referência aos seguintes desenhos em que:

[00013] a figura 1 é um fluxograma esquemático mostrando a operação de um sistema de extração (PLPW) de água de baixa polaridade pressurizada exemplar da presente divulgação usando circuitos de processo independentes;

[00014] a figura 2 é um diagrama esquemático do sistema PLPW de cinco colunas exemplar da figura 1;

[00015] a figura 2A é uma aproximação da vista da seção 2A da figura 2;

[00016] a figura 3 é um diagrama esquemático de um circuito de inundação exemplar para o sistema PLPW de cinco colunas mostrado na figura 2;

[00017] a figura 4 é um diagrama esquemático de um circuito de aquecimento exemplar para o sistema PLPW de cinco colunas mostrado na figura 2;

[00018] A figura 5 é um diagrama esquemático de um circuito de processamento exemplar para o sistema PLPW de cinco colunas mostrado na figura 2;

[00019] a figura 6 é um diagrama esquemático de um circuito de resfriamento exemplar para o sistema PLPW de cinco colunas mostrado na figura 2;

[00020] a figura 7 é um fluxograma esquemático para outro processo PLPW exemplar da presente divulgação usando um sistema de cinco colunas com três circuitos de processo independentes;

[00021] a figura 8 é um diagrama esquemático de um sistema PLPW de escala piloto de duas colunas;

[00022] a figura 9 é um diagrama esquemático de um sistema PLPW em escala de bancada exemplar;

[00023] a figura 10 é um diagrama esquemático de um sistema PLPW em escala exemplar;

[00024] as figuras 11(A)-11(C) são gráficos mostrando a distribuição de celulose (11(A)), hemiceluloses (11(B)), e lignina (11(C)) na coluna de reação após processamento PLPW de palha de trigo no sistema PLPW em escala de planta piloto mostrado na figura 10;

[00025] a figura 12(A) é um gráfico comparando a recuperação de extrativo de carboidrato de palha de trigo com processamento PLPW em uma coluna de reação em escala de bancada, uma coluna de reação em escala e uma coluna de reação em escala piloto, enquanto a figura 12(B) é um gráfico comparando a recuperação de extrativo não carboidrato durante o mesmo processamento funciona através de três colunas;

[00026] as figuras 13(A)-13(C) mostram rendimentos de celulose (13(A)), hemiceluloses (13(B)), e lignina (13(C)) de processamento PLPW usando uma coluna de reação em escala e uma coluna de reação em escala piloto;

[00027] as figuras 14(A) e 14(B) são cromatogramas de processamento de bagaço de uva Concord com o sistema PLPW em escala de bancada, a 280 nm (14(A)) e 520 nm (14(B));

[00028] a figura 15 mostra cromatogramas exemplares selecionados a 280 e 520 nm a partir do processamento “Feb 1st C2 long run” de bagaço de uva Concord (refere-se à Tabela 12) com o sistema PLPW em escala piloto;

[00029] as figuras 16(A) e 16(B) são cromatogramas de processamento de bagaço de oxicoco com o sistema PLPW em escala de bancada, a 280 nm (16(A)) e 520 nm (16(B));

[00030] as figuras 17(A) e 17(B) são cromatogramas de processamento de bagaço de oxicoco com o sistema PLPW em escala piloto a 280 nm (16(A)) e 520 nm (16(B));

[00031] as figuras 18(A) e 18(B) são cromatogramas a 270 nm de um padrão de apiin (composto químico isolado a partir de salsa e aipo) comercial (18(A)) e de salsa do solo extraída com MeOH-água (18(B));

[00032] as figuras 19(A)-19(C) são cromatogramas de análise de HPLC de extratos de PLPW de salsa a 110°C (figura 19A)), 120°C (figura 19(C)), e 130°C (figura 19(C));

[00033] a figura 20 é um gráfico mostrando o rendimento de matéria seca cumulativa extraída da biomassa de raiz de Rhodiola rosea (1,.49 g material de partida seco) em um sistema PLPW usando uma relação de solvente:sólido de 30 ml/g;

[00034] as figuras 21(A)-21(C) são cromatogramas representativos de 100 μg/ml de padrões de rosarina, rosavina, rosina, e salidrosida a 250 nm figura. 21(A)), 276 nm (figura 21(B)), e espectroscopia de massa de eletropulverização de modo positivo SIM (figura 21(C));

[00035] as figuras 22(A)-22(C) são cromatogramas representativos de soluções de 10 mg/ml (70% metanol) de extratos de Rhodiola rosea LPW secos, temperatura 110°C Fração 1 a 250 nm (figura 22(A)), 276 nm (figura 22(B)), e espectroscopia de massa de eletropulverização de modo positivo SIM (figura 22(C)); e

[00036] as figuras 23(A)-23(C) são cromatogramas representativos de 10 mg/ml (70% metanol) de extrato de biomassa de raiz de Rhodiola rosea de referência a 250 nm (figura 23(A), 276 nm (figura 23(B)), e espectroscopia de massa de eletropulverização de modo positivo SIM (figura 23(C)).

DESCRIÇÃO DETALHADA

[00037] As modalidades exemplares da presente divulgação pertencem a aparelho para gerar água de baixa polaridade pressurizada (PLP) e usar a mesma para extração e recuperação de componentes de matérias-primas de biomassa.

[00038] Um processo semicontínuo exemplar para extração de água de baixa polaridade pressurizada (PLPW) e recuperação de componentes de matérias-primas de biomassa é mostrado na figura 1 usando o aparelho PLPW exemplar mostrado nas figuras 2, 2A, 3-6 em que o aparelho PLPW compreende cinco colunas de extração/reação colocadas em paralelo. Geralmente, o processo PLPW pressuriza água pré- condicionada em aproximadamente 5,17 MPa (750 psi), e então eleva a temperatura da água pressurizada para aproximadamente 180°C antes de passar a água aquecida e pressurizada através de uma coluna de reação selecionada para extrair os componentes de uma matéria-prima. A capacidade do aparelho PLPW é em termos de um fluxo a partir da faixa de cerca de 2 L/min a cerca de 30 L/min, exemplar é em termos de cerca de 4 L/min a cerca de 20 L/min, cerca de 6 L/min a cerca de 15 L/min, cerca de 8 L/min a cerca de 12 L/min, cerca de 10 L/min. Para facilitar a operação econômica, o aparelho PLPW exemplar pode ser operado como um processo semicontínuo em que uma coluna de reação está sendo sempre processada e existe um fluxo contínuo de extrato de PLPW a partir do sistema.

[00039] O esquema de controle para o processo PLPW mostrado na figura 1 e o aparelho PLPW mostrado nas figuras 2, 2A, 3-6 pode ser parcialmente automatizado, e pode incluir o controle manual da sequência de processamento. Em uma modalidade, o operador deve usar um botão de impulso manual para ativar cada estágio de processo. Uma vez ativado, o sistema pode habilitar/desabilitar automaticamente o equipamento, as atuações de válvula concluídas e instrumentos críticos de monitor como requerido para o estágio selecionado. O esquema de controle pode ser automatizado baseado no sequenciamento de duração específica de cada etapa de processamento e verificação de erro da instrumentação de medição para assegurar a operação segura do aparelho.

Descrição do Processo e Aparelho:

[00040] O aparelho PLPW 5 mostrado nas figuras 2, 2A compreende quatro circuitos de processo independentes 100 (figuras 2A,3), 200 (Figuras 2A, 4), 300 (Figuras 2A, 5), 400 (Figuras 2A, 6) que controlam o fluxo de PLPW através de cada coluna de reator 10, 20, 30, 40, 50. O circuito de fluxo para cada coluna de reator 10, 20, 30, 40, 50 é selecionado por um sistema de controle automatizado que controla o sequenciamento de operação de válvula dentro de cada circuito de coluna de reator. O termo “aquecedor” é usado para identificar o equipamento usado para aquecer a água de processo e englobar um “aquecedor de imersão” ou um “trocador de calor de envoltório e tubo” que pode ser conectado a um sistema de vapor da planta.

Modo de desvio de Circuito:

[00041] O aparelho PLPW 5 é provido com um modo de desvio de circuito (Figs 2, 2A) que permite isolamento de um ou mais dos circuitos de colunas de reação individuais do resto do PLPW. Qualquer uma das bombas do circuito 120, 220, 320, 420 escoam água a partir de um reservatório 110, 210 por meio de: (i) o lado de entrada de um trocador de calor 130, 230, 330, 430, (ii) aquecedor 140, 240, 340, (iii) o lado de saída do trocador de calor 130, 230, 330, 430, (iv) o regulador de contrapressão 150, 250, 350, 450, (v) um trocador de calor secundário 260, 360, e então para (vi) o reservatório 110 ou para um dreno de águas residuais. Cada uma das linhas de água ingressando das bombas do circuito 120, 220, 320, 420 é provida com uma válvula de alivio de pressão 170, 270, 370, 470. A finalidade do modo de desvio do circuito é pressurizar e manter a pressão do sistema, e ajustar a temperatura da água de baixa polaridade pressurizada (PLP) antes da água PLP ser introduzida nos outros circuitos.

Circuito de Inundação 100:

[00042] Uma coluna de reator selecionada preenchida com uma matéria-prima de biomassa a ser extraída, é inundada com água quente abaixo de 100°C e então pressurizada. Esta tarefa pode ser realizada em um de pelo menos dois modos. Um primeiro método utiliza um circuito de inundação independente 100 (fig. 3) em que uma bomba 120 impulsiona a água a partir de um primeiro reservatório 110 de água através do lado de entrada do trocador de calor 130, então através de um aquecedor 140 através de uma das colunas 10, 20, 30, 40, 50 através do lado de saída do trocador de calor 130, um regulador de contrapressão 150 e para fora do sistema para um dreno de águas residuais. Esta opção permite maior controle da temperatura da água de inundação. O circuito de inundação 100 adicionalmente compreende uma válvula de desvio 145 para isolar as colunas 10, 20, 30, 40, 50, do circuito de inundação.

[00043] Um segundo método utiliza o circuito de resfriamento (figura 6) que é descrito em mais detalhe abaixo. O segundo método compreende o desvio da água PLP a partir do regulador de contrapressão para dentro da coluna de reação a ser inundada. Um segundo regulador de contrapressão permite que a coluna seja pressurizada. O benefício do segundo método de inundação é a redução no equipamento necessário para realizar a tarefa de pressurização de coluna (bomba e aquecedor adicionais), deste modo permitindo que: (i) mais água seja reciclada, e (ii) recuperação de extratos de produtos adicionais. O inconveniente é que a temperatura da água de inundação pode ser mais baixa do que um circuito independente (60°C ou menos potencialmente) e múltiplas colunas podem ter que ser preenchidas com matéria-prima de biomassa no início do dia do processamento antes do processamento.

Circuito de Aquecimento:

[00044] Durante o circuito de aquecimento 200 (figura 4), a bomba 220 empurra a água a partir de um segundo reservatório de água 210 através do lado interior do trocador de calor 230, então através de um aquecedor 240, as camisas das colunas 10, 20, 30, 40, 50 através do lado de saída do trocador de calor, um regulador de contrapressão, um trocador de calor secundário 260, e fora do sistema para o primeiro reservatório de água 110. O circuito de aquecimento 200 ainda compreende uma válvula de desvio 245 para isolar as colunas 10, 20, 30, 40, 50 a partir do circuito de aquecimento.

[00045] A finalidade do circuito de aquecimento é aquecer a coluna para uma temperatura de processamento desejada selecionada para minimizar a perde de calor a partir da água PLP para o equipamento durante extração. É opcional separar o circuito de aquecimento dos outros circuitos de modo que ele possa funcionar independentemente, adicionando uma bomba, um trocador de calor e um aquecedor dedicados ao circuito de aquecimento. Alternativamente, as camisas da coluna de reação podem ser configuradas para usar vapor de uma instalação de processamento tanto com vapor como o meio de aquecimento dentro da camisa ou através do uso de um trocador de calor e bomba d’água para usar o vapor para aquecer a água indiretamente para as camisas de coluna.

Circuito de Processamento:

[00046] Durante o circuito de processamento 300 (figura 5), uma bomba 300 empurra a água do segundo reservatório de água 210 através do lado de entrada de um trocador de calor 330, então através de um aquecedor 340, após o qual a água PLP flui (sob pressão a partir da bomba 320) através das colunas 10, 20, 30, 40, 50 que é empacotada com matéria-prima de biomassa a ser extraída. A água PLP escoa da coluna através do lado de saída do trocador de calor 330 através de um regulador de contrapressão 350, um segundo trocador de calor 360 e fora do sistema para o vaso de coleta 380. O circuito de processamento 330 ainda compreende uma válvula de desvio 345 para isolar as colunas 10, 20, 30, 40, 50 do circuito de processamento.

[00047] A Finalidade do circuito de processamento (figura 5) é solubilizar e extrair os compostos de interesse a partir do material de matéria-prima. A água PLP percorre através da coluna de reação do fundo para o topo em uma passagem única. A água menos concentrada passa através do material de matéria-prima mais extraído, assim maximizando a quantidade de produto extraído. Além disso, devido à natureza de fluxo de passagem contínuo do sistema de extração, o produto é constantemente removido do sistema com baixos tempos de residência enquanto exposto às condições de operação, assim reduzindo a quantidade de degradação de produto potencial.

Circuito de Resfriamento:

[00048] O último circuito de processamento 400 (fig. 6), o circuito de resfriamento (figura 6) resfria as colunas de reação após o material de matéria-prima ter sido totalmente extraído em dois estágios.

[00049] No circuito de resfriamento 400, a água PLP flui através da coluna de reação empacotada com o material de matéria-prima extraída em que a bomba 420 empurra água através do lado de entrada do trocador de calor 430, através das colunas 10, 20, 30, 40, 50 então para fora da coluna do lado do produto do trocador de calor 430, através do regulador de contrapressão 450, e para fora do sistema para um dreno. A finalidade do circuito de resfriamento é abaixar a temperatura do material de matéria-prima extraída e da coluna de reação para um nível abaixo da temperatura para possibilitar a remoção segura da matéria-prima extraída. Uma vez que a temperatura é baixa o suficiente, o sistema comutado de volta ao primeiro circuito de resfriamento e a coluna pode ser drenada de água, a matéria-prima extraída e material novo adicionado para a próxima função de extração.

Esvaziar/Recarregar:

[00050] Após o processo de extração ser concluído, a coluna de reação pressurizada deve ser despressurizada e a água evacuada antes da coluna de reação ser aberta para descarga da matéria-prima de biomassa processada. É opcional carregar a matéria-prima de biomassa em uma ou mais luvas que são inseridas na coluna de reação para processamento após o que as luvas são removidas da coluna de reação, e a biomassa é removida das luvas. Alternativamente, a biomassa pode ser carregada diretamente na coluna de reação e recuperada da mesma após processamento. É opcional prover um suprimento de ar comprimido ou um suprimento de água ou suprimento de vapor para impulsionar a matéria-prima de biomassa gasto para fora da coluna de reação para facilitar seu descarregamento.

[00051] Deve ser notado que é opcional, se assim desejado, para o aparelho de reação de cinco colunas compreender quatro circuitos independentes, isto é, inundação (figura 3), aquecimento (figura 4), processamento (figura 5), resfriamento (figura 6), poder ser reduzido em três circuitos independentes em (i) eliminar o circuito de inundação e (ii) usar o circuito de resfriamento para prover o circuito de inundação bem como o circuito de resfriamento como mostrado na figura 7.

[00052] Outro aparelho PLPW 700 exemplar compreendendo duas colunas de reação é mostrado na figura 8, em que as colunas 720, 721 têm uma pressão de operação máxima de 6200 kPa (900 psi) a uma temperatura de operação de 204°C. As camisas de coluna são projetadas para uma pressão de operação de 2.580 kPa (375 psi) a uma temperatura de operação de 204°C para impedir esmagamento da coluna se a camisa está pressurizada e a coluna não está. No entanto, devido a outras várias peças de equipamento, tais como os acumuladores 725, 726 é certificado para temperaturas e pressões menores do que as das colunas 720, 721, a pressão e temperatura máxima de operação do sistema de duas colunas, como um todo, é fixada em 5500 kPa (800 psi) e 180°C, e a pressão de operação máxima do circuito de camisa 750 é 2400 kPa (350 psi). As especificações e descrições para as partes principais do sistema PLPW mostradas na figura 8 são listadas nas tabelas 1 a 6.

[00053] O fluxo de processo 718 para o sistema de extração de água de baixa polaridade pressurizada é mostrado na figura 8. A água de processo é retirada do reservatório de água 710 com uma bomba de deslocamento positivo 712 (isto é, bomba de processo) e passada através do trocador de calor 714 onde a água de processo é primeiro usada para resfriar e recuperar calor do extrato líquido que sai do sistema. A água parcialmente aquecida então entra no aquecedor de imersão 716, onde é aquecida na temperatura de processo desejada. O sistema é controlado para direcionar a água aquecida tanto através das camisas de coluna para aquecer o equipamento, ou através da coluna 720 empacotada com a matéria-prima a ser extraída. O extrato líquido de saída/água de processo flui de volta através trocador de calor 714 onde a energia é recuperada e a temperatura do produto é diminuída para abaixo do ponto de ebulição antes de alcançar o regulador de contrapressão 751. A finalidade do regulador de contrapressão 751 é manter a pressão do sistema em um ponto acima da pressão de saturação na temperatura de processamento de operação para impedir a formação de vapor. TABELA 1:

*onde comprimento = profundidade de leito **tempo de residência = profundidade de leito/velocidade superficial ***tempo de extração = volume coletado/fluxo. TABELA 2: Equipamento elétrico para um aparelho PLPW de duas colunas.

TABELA 3: Válvulas para um aparelho PLPW de duas colunas.

TABELA 4: Trocadores de calor para um aparelho PLPW de duas colunas.

TABELA 5: Reguladores mecânicos e válvulas de segurança para um aparelho PLPW de duas colunas.

TABELA 6: Instrumentação para um aparelho PLPW de duas colunas.

[00054] Dentro do sistema. Após o regulador de contrapressão 751 existe um trocador de calor adicional 730 que pode ser usado para controlar a temperatura final do extrato líquido de saída/água de processo. Este trocador de calor 730 é conectado a outra fonte de água resfriar o líquido de saída à temperatura desejada. O extrato líquido/água de processo é direcionado tanto ao vaso de coleta 732 ou vaso de águas residuais 734 para uso em outro lugar no processo.

[00055] Existem vários circuitos de fluxo dentro do sistema de extração. O circuito de fluxo é selecionado com o sistema de controle automatizado, que controla o sequenciamento de válvulas para operar cada circuito.

Circuito de desvio a quente:

[00056] O circuito de desvio a quente isola as colunas de reação 720, 721 e as camisas a partir do restante do aparelho PLPW. A bomba de processo 712 passa a água a partir do reservatório de água 710 através do trocador de calor 714 (lado de entrada), o aquecedor de imersão 716, através da válvula de desvio BVH, do trocador de calor 714 (lado do produto), regulador de contrapressão 751, trocador de calor 730, e para fora do sistema para o vaso de águas residuais 734. A finalidade do circuito de desvio a quente é pressurizar e manter a pressão do sistema e ajustar a temperatura de água de processo antes da água ser introduzida nos outros circuitos.

Circuito de aquecimento:

[00057] O circuito de aquecimento impulsiona a água de processo através das camisas da coluna de reação. A bomba de processo 712 passa a água através do lado de entrada do trocador de calor 714, do aquecedor de imersão 716, da camisa de coluna, do lado de saída do trocador de calor 714, através LPV e regulador de contrapressão 753, trocador de calor 730, e fora sistema para o vaso de águas residuais 734. A finalidade deste circuito é aquecer a coluna 720 na temperatura de processamento desejada a fim de minimizar a perda de calor a partir da água de processamento para o equipamento durante extração. Deve ser notado que este circuito pode ser separado dos outros circuitos e funcionar independentemente. Isto é realizado adicionando outra bomba (não mostrada), trocador de calor (não mostrado), e aquecedor de imersão (não mostrado). Alternativamente, as camisas podem ser convertidas para usar vapor de uma instalação de utilidades tanto com vapor como com o meio de aquecimento dentro da camisa, ou através do uso de um trocador de calor e bomba d’água para aquecer indiretamente a água para a camisa.

Processamento:

[00058] Durante o circuito de processamento, a água de processo flui através da coluna de reação (por exemplo, 720 ou 721) empacotada com uma matéria-prima de biomassa. A bomba de processo 712 impulsiona a água através do lado de entrada do trocador de calor 714, do aquecedor de imersão 716, da coluna 720 ou 721, do lado do produto do trocador de calor 714, regulador de contrapressão 731, trocador de calor 730, e para fora do aparelho PLPW para o vaso de coleta 732. A finalidade do circuito de processamento é solubilizar e extrair componentes compreendendo a matéria- prima de biomassa. A água PLP percorre através da coluna de reação 720 ou 721 de seu fundo para seu topo em uma passagem única. A água menos concentrada passa primeiro através do material de matéria-prima mais extraído, assim maximizando a quantidade de produto extraído. Além disso, devido à natureza de fluxo de passagem contínuo do sistema de extração, o produto é constantemente removido do sistema com baixos tempos de residência enquanto exposto às condições de operação, assim reduzindo a quantidade de degradação de produto potencial.

Circuito de resfriamento:

[00059] O circuito de resfriamento resfria as colunas de reação 720, 721 após a matéria-prima de biomassa ter sido totalmente extraída. A água no primeiro circuito de resfriamento 740 é tomada a partir do reservatório de água 710 ou vaso de águas residuais 734 e bombeada pela bomba de resfriamento 742 através do lado de entrada do trocador de calor 744, da válvula de desvio BVC, e de volta através do lado de produto do trocador de calor 744, regulador de contrapressão 745 e para fora do aparelho PLPW para um dreno. A finalidade do primeiro circuito de resfriamento 740 é pressurizar e manter a pressão do sistema no circuito de resfriamento igual à pressão da coluna a partir da extração.

[00060] No segundo circuito de resfriamento, a água PLP flui através da coluna 720 ou 721 empacotada (isto é, extraída) com a matéria-prima de biomassa gasta, pelo que a bomba de resfriamento 742 flui a água através do lado de saída do trocador de calor 744, a coluna de reação 720 ou 721, o lado do produto do trocador de calor 744, regulador de contrapressão 755, e para fora do aparelho PLPW para dentro do dreno. A finalidade do segundo circuito de resfriamento é diminuir as temperaturas do material de matéria-prima de biomassa extraída e da coluna de reação 720 ou 721 abaixo da temperatura de saturação para permitir a remoção segura da matéria-prima de biomassa extraída. Uma vez a temperatura está baixa o suficiente, o aparelho PLPW pode ser comutado de volta ao primeiro circuito de resfriamento, a coluna de reação pode ser drenada de água, a matéria-prima de biomassa extraída removida, e novo material de matéria-prima de biomassa carregado para a próxima extração.

[00061] Deve ser notado que os técnicos no assunto serão capazes de ajustar e/ou modificar as várias opções de equipamento divulgadas no presente documento para produzir um aparelho PLPW que compreende pelo menos duas colunas de reação em que cada coluna é provida com infraestruturas de tubulação comunicando-se com pelo menos um suprimento de água, um ou mais aquecedores ou trocadores de calor para aquecer a água, e bombas para pressurizar a água a uma temperatura na faixa de cerca de 50°C a cerca de 65°C, de cerca de 50°C a cerca de 85°C, de cerca de 50°C a cerca de 100°C, de cerca de 50°C a cerca de 125°C, de cerca de 55°C a cerca de 150°C, de cerca de 55°C a cerca de 175°C, de cerca de 55°C a cerca de 185°C, de cerca de 55°C a cerca de 195°C, de cerca de 55°C a cerca de 205°C, de cerca de 55°C a cerca de 225°C, de cerca de 55°C a cerca de 250°C, de cerca de 55°C a cerca de 275°C, de cerca de 55°C a cerca de 300°C, de cerca de 55°C a cerca de 325°C, de cerca de 55°C a cerca de 350°C, de cerca de 55°C a cerca de 375°C, de cerca de 55°C a cerca de 400°C, entre elas, e uma pressão a partir da faixa de cerca de 0,69 MPa (100 psi) a cerca de 3,45 MPa (500 psi), de cerca de 0,86 MPa (125 psi) a cerca de 3,1 MPa (450 psi), de cerca de 1,03MPa (150 psi) a cerca de 2,76 MPa (400 psi), de cerca de 1,14 MPa (165 psi) a cerca de 2,59 MPa (375 psi), de cerca de 1,21MPa (175 psi) a cerca de 2,41 MPa (350 psi), de cerca de 1,21MPa (175 psi)a cerca de 2,24MPa (325 psi), de cerca de 1,21MPa (175 psi)a cerca de 2,07 MPa (300 psi), de cerca de 1,21MPa (175 psi)a cerca de 1,9MPa (275 psi), de cerca de 1,21MPa (175 psi) a cerca de 1,72 MPa (250 psi), de cerca de 1,21MPa (175 psi)a cerca de 1,55 MPa (225 psi), e entre elas.

[00062] O aparelho PLPW divulgado no presente documento pode ser configurado com duas colunas de reação, cada uma se comunicando separadamente com uma fonte única de água pressurizada, água aquecida pressurizada, e água de resfriamento pressurizada como mostrado na figura 8. Alternativamente, o aparelho PLPW pode ser configurado com três colunas de reação, quatro colunas de reação, cinco colunas de reação, seis colunas de reação, sete colunas de reação, oito colunas de reação, nove colunas de reação, dez colunas de reação. Está dentro do escopo da presente divulgação prover suprimentos de reserva de água pressurizada, água aquecida pressurizada e água de resfriamento pressurizada.

[00063] O aparelho PLPW pode, além disso, compreender equipamento de purificação de água para receber e processar no mesmo a corrente de águas residuais que egressa a partir das colunas de reação durante cada circuito de aquecimento inicial, circuito de inundação, circuito de aquecimento, e circuito de resfriamento, e então reciclar a água processada de volta para dentro de um ou do circuito de inundação, circuito de aquecimento, e circuito de resfriamento.

[00064] O aparelho PLPW exemplar divulgado no presente documento é apropriado para extração e recuperação de componentes de matérias-primas de biomassa exemplificados por materiais lignocelulósicos tais como polpas de frutas, polpas de vegetais, bagaços, materiais de raiz, materiais vegetativos, materiais de madeira, palhas, materiais herbáceos, sementes, nozes, farelos, bagaço, e semelhante. O aparelho PLPW exemplar também é apropriado para extração e recuperação de componentes de materiais de biomassa não-planta exemplificados por biomassa de algas, farelos de peixe e semelhantes.

EXEMPLOS EXEMPLO 1: Processamento PLPW de palha de trigo

[00065] Dois sistemas de reator de fluxo de passagem de PLPW e três colunas de reação em escalas foram usados nos estudos divulgados neste exemplo. Todas as conexões, encaixes, tubulações, válvulas e vasos foram construídos de aço inoxidável para resistir à corrosão e projetadas para uma pressão de operação máxima de 13,1 MPa (1900 psi) a 250°C.

[00066] Um sistema de reação de PLPW em escala de bancada de laboratório 800 (figura 9) foi construído internamente e compreendia: um suprimento de suprimento de água 805, uma bomba de cromatografia de líquido de alto desempenho (HPLC) 810 (modelo Waters 515, Milford, MA), um forno de temperatura controlada 815 (Modelo 851F, Fisher Scientific, Pittsburgh, PA), uma [tubulação de aço inoxidável com 3,2 mm (1/8”) o.d.] bobina de pré- aquecimento 820 de 2,0 m, uma coluna de reator 825, uma bobina de resfriamento de 1,0 em 830 (tubulação de aço inoxidável com 3,2 mm (1/8”) o.d.), um regulador de contrapressão 835 com um cartucho de 5,2 MPa (750 psi) (Upchurch Scientific, Oak Harbor, WA) para manter a pressão no sistema, e um vaso de coleta 840, Uma válvula de alívio de pressão 822 também foi provida interposta na coluna de pré-aquecimento 820 e a coluna de reator 825. A tubulação de aço inoxidável (3,2 mm (1/8”) o.d.) e conectores foram usados para conectar as peças do equipamento (isto é, a bomba de HLPC, a coluna de reação, e o regulador de contrapressão).

[00067] O sistema de reação de PLPW 900 (figura 10) usado para funcionar a coluna de reação em escala e a coluna de reação de escala piloto foi construída internamente e foi baseada no processo do sistema de escala de bancada (figura 9). A pressão nos sistemas foi mantida em 11 MPa (1500 psi) para todas as experiências ajustando o regulador de contrapressão 950 (Tescom, Elk River, MN). Água destilada de um reservatório de água 910 foi pressurizada e bombeada a um fluxo constante usando uma bomba de medição 915 (Modelo P300, Wanner Engineering Inc., Minneapolis, MN) com um amortecedor de pulsação 920 (Wanner Engineering Inc., Minneapolis, MN, USA) instalado após a bomba 915 para assegurar fluxo estável no sistema. Um trocador de calor tubo em tubo 925 (Exergy LLC, Garden City, NY, USA) realizou duas funções dentro do sistema: (i) primeiro, o trocador de calor 925 resfriou o solvente após a coluna de reator 935 antes de escapar para o vaso de coleta 955; (ii) segundo, o calor removido a partir do solvente de escape foi transferido para o solvente de entrada antes de entrar no aquecedor de imersão 930 (ASB Heating Elements Ltd., Bethridge, ON, CA). Deste modo, o trocador de calor 925 pré-aqueceu a água e reduziu os requisitos de energia do sistema. Uma válvula de alívio de pressão 945 foi provida entre o trocador de calor 925 e o aquecedor de imersão 930, Tubulação de aço inoxidável (12,7 mm (1/2”) o.d.) e conectores foram usados para conectar as peças do equipamento juntas, exceto para coluna de reação em escala, que foi conectada ao sistema com tubulação de 6,35 mm (1/4”) o.d.

[00068] A coluna de reação em escala de bancada 825 (figura 9) foi construída fora da tubulação de aço inoxidável (1,27 cm (1/2”) o.d., 1,0 cm i.d. x 10 cm de comprimento) e tampada com encaixes de extremidade de coluna de cromatografia (Chromatographic Specialties Inc, Brockville, ON, CA). A coluna de reação em escala 935 foi escalada por um fator de 5 a partir da unidade de escala de bancada (tabela 7). A unidade foi uma coluna de reação flangeada de aço inoxidável de 5 cm i.d. x 50 cm de comprimento (MODcol, Mandel Scientific Company Inc., Guelph, ON, CA) vedada com gaxetas de anel em o de grafite e placas de extremidade de aço inoxidável, que foram reunidas e rosqueadas para permitir a conexão ao sistema de reação de PLPW. A coluna de reação em escala piloto foi uma coluna flangeada de aço inoxidável personalizada (Enterprise Steel Fabricators Ltd., Kelowna, BC, CA) e foi escalada por um fator de 3,56 sobre a unidade de escala (tabela 7). As extremidades foram tampadas e vedadas com placas de aço inoxidável e gaxetas de anel em o e foram reunidas e roscadas para permitir conexão ao sistema de reação de PLPW. Válvulas isolaram as unidades de escala e de escala piloto a partir do restante do sistema de reação de PLPW quando não está em uso. Devido à massa aumentada das colunas de reação em escala e em escala piloto, elas foram equipadas com aquecedores de banda 940 (ASB Heating Elements Ltd., Bethridge, ON, CA) para ajudar no aquecimento e manter a temperatura da coluna. TABELA 7

[00069] Além das dimensões da coluna de reação em escala, o escalonamento apropriado das condições experimentais foi conduzido (tabela 7). A temperatura de 165°C e uma relação de solvente-para-sólido de 60 ml/g foram escolhidas para estas experiências. Um fluxo compreendendo a velocidade superficial de 1,27 x 10-3 m/s, correspondendo a taxas de fluxo de 6, 150, e 1900 mL/min para as colunas de reação em escala de bancada, escala, e escala piloto respectivamente, foi escolhida. A mesma relação de profundidade de leito para diâmetro foi retida e a massa de amostra foi ajustada para manter a densidade aparente idêntica (e porosidade) em cada escala da coluna. Para manter a amostra de palha no interior da coluna de reação, e para ajudar a promover a dispersão do PLPW, o volume vazio em cada extremidade das colunas foi embalado com lã de aço inoxidável e tampada com uma frita de aço inoxidável de 20 μm e 100 μm na entrada e saída, respectivamente, exceto para a unidade de escala piloto, que não usa fritas.

[00070] O procedimento de reação de hidrólise foi iniciado primeiro inundando a coluna de reação com água e então aquecendo o sistema na temperatura experimental e então retendo a temperatura durante tempo suficiente para permitir que a temperatura da amostra equilibre-se dentro da coluna antes de iniciar o fluxo através da coluna de reação. No início de fluxo de passagem da coluna de reação a primeira porção da solução, que não continha nenhum analito (correspondendo ao volume morto no sistema a partir do topo da coluna de reação para o vaso de coleta), foi descartada e o volume predeterminado de solução baseado na relação de solvente para sólido escolhido foi coletado. Uma porção (aproximadamente 60 ml) dos extratos líquidos foi coletada de cada experiência e armazenada a 4 °C para análise, o restante dos extratos armazenado a -20°C até ser analisado.

[00071] Os resíduos sólidos e os extratos líquidos secos por congelamento foram analisados para carboidratos estruturais, lignina, grupos acetila, e conteúdo de cinza após procedimentos analíticos padrão NREL (Hyman et al., 2007, Determination of Acid Soluble Lignin Concentration Curve by UV-Vis Spectroscopy; Laboratory Analytical Procedure (LAP). NREL/TP-510-42617; National Renewable Laboratory: Golden, CO, USA; Sluiter et al., 2008, Determination of Structural Carboidrates and Lignin in Biomass; Laboratory Analytical Procedure (LAP) NREL/TP-510- 42618; National Renewable Laboratory: Golden, CO, USA). Lignina insolúvel em ácido (AIL) e lignina solúvel em ácido (ASL) foram determinadas pelas primeiras amostras de hidrolisação com 72% de ácido sulfúrico durante 1 h a 30°C em um banho de água e então diluindo ácido sulfúrico a 4% e fazendo autoclave a 121°C durante 1 h em tubos de pressão de vidro vedados. AIL foi analisada gravimetricamente após a hidrólise da celulose e hemicelulose. ASL no hidrolisado foi determinada pelo método espectrofotométrico a 320 nm (Sluiter et al., 2008). Uma capacidade de absorbância de 30 l g-1 cm-1 foi usada para converter leituras de absorbância em valores de massa. Os resultados para o teor de lignina das amostras são relatados como a soma de AIL e ASL e são corrigidos para teor de proteína.

[00072] Carboidratos estruturais, celulose (glicose) e hemicelulose (xilose, galactose, arabinose, e manose) foram determinados quantitativamente a partir do hidrolisado por HPLC usando um Agilent 1100 equipado com um detector de índice refrativo (Agilent Technologies, Palo Alto, CA). A análise de HPLC foi realizada usando uma coluna AMINEX® HPX-87P (300 x 7,8 mm) (AMINEX é uma marca registrada de Bio-Rad Laboratories Corp., Hercules, CA, USA) com um cartucho de guarda de extração de cinzas (BioRad Laboratories, Hercules, CA) operando a 75°C. O sistema HPLC consistia de um autoamostrador G1329A e sistema de liberação G1312A que foram controlados pelo software Agilent CHEMSTATION® Plus (CHEMSTATION é uma marca registrada de Agilent Technologies Inc., Santa Clara, CA, USA). Água filtrada tipo foi usada como a fase móvel a um fluxo de 0,5 mL/min e, para cada amostra, 50 μl de alíquota pré-filtrada foram injetados automaticamente. As concentrações de carboidrato foram determinadas por comparação contra um conjunto de padrões de açúcar conhecidos e a aplicação de um fator de recuperação de açúcar seguindo os métodos ensinados por Sluiter et al. (2008).

[00073] Grupos acetila, ácidos fórmico e levulínico foram medidos quantitativamente a partir do hidrolisado com HPLC usando um Agilent 1100 equipado com um detector de índice de refração (Agilent Technologies, Palo Alto, CA) seguindo os métodos ensinados por Sluiter et al. (2008). As análises de HPLC foram conduzidas usando uma coluna Bio-rad AMINEX® HPX-87H (300 x 7,8 mm, Bio-Rad Laboratories, Hercules, Ca) com uma coluna de guarda de cartucho de refil Cation H (30 x 4,6 mm, Bio-Rad Laboratories, Hercules, CA) operando a 55°C com um fase móvel 0,005M H2SO4 a um fluxo de 0,6 mL/min.

[00074] Ácidos urônicos no hidrolisado foram quantificados seguindo o método ensinado por Scott (2002, Colorimetric determination of hexuronic acids in plant materials. Anal. Chem. 51:936-941). Uma alíquota (0,125 ml) do hidrolisado foi adicionada a 0,125 ml de solução de 2% NaCl-3% de H3BO3 em um tubo de teste. H2SO4 concentrado foi adicionado ao restante do tubo de teste em um banho de gelo e misturado. O tubo de teste foi então aquecido durante 40 min a 70°C em um banho de água. Os tubos de teste foram então removidos e deixados resfriar em temperatura ambiente e 0,1 ml de 3,5-dimetilfenol a 0,1% em ácido acético glacial foi adicionado ao reagente. Após 10 min, a concentração de ácidos urônicos foi determinada calculando a média de absorbância a 400 e 450 nm e comparando a mesma a uma curva padrão de ácido D-glicurônico (Sigma-Aldrich Co., St. Louis, MO).

[00075] O teor de cinza dos sólidos foi determinado pela combustão completa das amostras em um forno de mufla (Modelo F-A1730, Thermolyne Corporation, Dubuque, IA) equipado com um controlador de temperatura (Furnatrol II series 413, Thermolyne Corporation, Dubuque, IA). O controlador de temperatura foi ajustado para crescer a 105°C da temperatura ambiente, reter durante 12 min, crescer para 250°C a 10° C/min, reter durante 30 min, crescer para 575°C a 20°C/min, reter durante 180 min, e caiu para 105°C e reter até a amostra ser removida. O resíduo remanescente no cadinho foi tomado como o teor de cinza.

[00076] Os teores de proteína foram estimados a partir do teor de nitrogênio com o método divulgado me AOAC Official Method 997.09 (2008, Nitrogen in beer, wort, and brewing grains, protein (total) by calculation. AOAC International). Antes da análise, os resíduos sólidos foram moídos em um moinho de martelos (MF 10, IKA-Werke GmbH & Co. KG, Staufen, Alemanha) para passar através de uma tela de descarga de 0,5 mm. As amostras foram secadas durante a noite em um forno a vácuo a 60°C antes da análise. O teor de nitrogênio foi determinado por combustão das amostras secas a 850°C usando um analisador de nitrogênio Leco FP- 528 (Leco Corporation, St. Joseph, MI). Uma curva padrão para nitrogênio foi produzida usando ácido etilenodiaminotetraacético (EDTA) e farinha de milho (Leco Corporation, St. Joseph, MI). Os teores de proteína foram estimados multiplicando o teor de nitrogênio (%) por um fator de 6,25.

[00077] Os extratos líquidos foram neutralizados com carbonato de cálcio, filtrado através de um filtro de seringa da 0,20 μm, e usado para direcionar a determinação de HPLC dos monômeros de carboidrato. A concentração de oligômeros de carboidratos foi então calculada tomando a diferença entre o teor de carboidrato total hidrolisado a partir dos extratos secos congelados e o teor de monômero determinado das amostras líquidas. Os produtos de degradação 5-hidróxi-2-metilfurfural (HMF) e furfural foram determinados a partir da mesma amostra por determinação de HPLC direta usando detecção DAD.

[00078] Os dados foram analisados usando SigmaStat30 (Version 3.5, Systat Software, Inc., Point Richmond, CA, USA). O procedimento de ANOVA foi usado para analisar os efeitos de escala de reator e uma comparação de meios pelo teste de Tukey foi realizada quando diferenças foram encontradas. Diferenças com p < 0,05 foram consideradas significativas.

[00079] Antes de realizar o tratamento hidrotérmico, a composição da palha nativa foi primeiro determinada (tabela 8). Análise composicional foi realizada usando material de palha nativo, não material extraído com água e etanol para remover os extrativos como especificado pelo procedimento de laboratório NREL. TABELA 8

*média ± desvio padrão, n=4 † Corrigido para proteína

Equilíbrio de Massa:

[00080] O equilíbrio de massa para a palha de trigo após tratamento hidrotérmico estava em bom acordo para todas as escalas da coluna de reação (tabela 9). As perdas foram as mais altas para a unidade de escala a 7,67%, e mais a escala de bancada. A massa dissolvida total de 26 a 40% e resíduo sólido remanescente de 57 a 72% estão na faixa declarada na literatura de outras culturas passando por tratamento hidrotérmico de fluxo de passagem com PLPW (13 a 56% de massa dissolvida total e 40 a 77% de resíduo sólido remanescente) (Mok et al., 1992, Uncatalysed solvolysis of whole biomassa hemicelulose by hot compressed liquid water. Ind. Eng. Chem. Res. 31:1157-1161). TABELA 9

a Valores médios em uma fileira com diferentes letras sobrescritas são significantemente diferentes (p<0,05) † Calculado como material de partida - Resíduo Sólido - Massa dissolvida

[00081] Não houve diferença significativa (p > 0,05) na quantidade de material que foi hidrolisada e extraída, ou na quantidade de resíduo deixada na coluna de reação a partir dos sistemas de escala ou de escala piloto. No sistema de escala de bancada, menos material foi hidrolisado e extraído, deixando uma quantidade muito maior de resíduo na coluna de reação. Na teoria, se uma unidade é escalada apropriadamente, pode não haver uma diferença em extração devido ao tamanho da coluna de reação. No entanto, tratamento hidrotérmico não somente é um fenômeno de solubilização e extração, existe também um aspecto de reação química envolvido na forma de uma de uma hidrólise dos carboidratos na biomassa. A hidrólise prossegue, pelo que o polímero de carboidrato é rompido pela adição de uma molécula de água. A reação depende do tempo e está sujeita à quantidade de íons presentes para ionização de água e geração de ácido, e pode, além disso, ser afetada por quaisquer limitações de solubilidade a partir dos compostos liberados. Destes três fatores, o tempo de residência para o tratamento hidrotérmico é somente o que irá mudar para as escalas de coluna diferentes nestes experimentos. Em uma relação equivalente de solvente para sólido e velocidade superficial dentro das colunas de reação, o tempo para coletar a quantidade requerida de solvente é menos do que 10 min para a escala de bancada, 48 min para a escala, e 170 min para a escala piloto. O tempo de tratamento de 10 min na coluna em escala de bancada provavelmente não é suficiente para permitir que a hidrólise seja totalmente concluída.

Composição de Resíduos Sólidos e Frações líquidas:

[00082] As composições do resíduo sólido e frações líquidas a partir do tratamento hidrotérmico de palha de trigo CPS com PLPW em três escalas de coluna de reação são apresentadas na tabela 10. Os resíduos sólidos na escala piloto foram analisados para diferenças na composição com profundidade de leito (figuras 11(A), 11(B), 11(C)). Os resultados para a composição do resíduo sólido para a coluna de reação em escala piloto em várias profundidades de leito tiveram a média calculada. (Tabela 10).

[00083] Não houve quase nenhuma diferença no resíduo sólido e composição de frações líquidas entre os sistemas em escala e em escala piloto (tabela 10). Os únicos constituintes que diferiram entre as duas escalas foram o teor de xilano do resíduo sólido e o teor de lignina da fração de líquido. O teor de xilano foi levemente mais baixo na coluna em escala e o teor de lignina mais alto na fração de líquido. Baixo teor de xilano no resíduo, além do alto teor de lignina nas frações líquidas pode ser uma combinação esperada porque lignina está ligada com celulose e hemiceluloses formando complexos com as mesmas como uma blindagem em torno da hemicelulose e limita o acesso do meio à hemicelulose para o processo de hidrólise. A remoção aumentada de lignina nos extratos líquidos pode permitir maior acesso à hemicelulose remanescente e aumentar a quantidade de hidrolisado e extraído pelo tratamento hidrotérmico. Uma causa possível para a extração de lignina aumentada na coluna em escala é uma distribuição de temperatura maior e mais uniforme no início quando comparada à coluna em escala piloto. A coluna em escala piloto continha uma massa térmica muito maior que foi difícil de aquecer antes de funcionar a unidade e pode ter tido um efeito de amortecimento sobre quaisquer flutuações de temperatura durante operação. Além disso, os flanges e tampas grandes atuaram como um coletor de calor grande na unidade. Leva aproximadamente 20 min para a coluna de reação em escala piloto para subir para a temperatura de operação uma vez que o fluxo começou no início do funcionamento, enquanto a coluna de reação em escala chegava à temperatura de operação dentro de 1 min do início do fluxo. Este período de temperatura alta em curto prazo na coluna em escala foi suficiente para inicialmente solubilizar uma porção maior de lignina e expor uma quantidade maior da hemicelulose a hidrolisação. As concentrações maiores dos produtos de degradação HMF e furfural, e a concentração reduzida de xilo- oligossacarídeos na coluna em escala também são indicações de uma temperatura de processamento elevada sobre os outros sistemas de escala.

[00084] A composição do resíduo sólido e frações líquidas do sistema de escala de bancada foram similares a ambos os sistemas de escala e de escala piloto com poucas diferenças maiores. O teor de glicano do resíduo sólido foi aproximadamente 25% menor no sistema de escala de bancada porque o teor de xilano foi aproximadamente três vezes maior do que nas outras unidades. Isto está de acordo com o conceito de hidrólise incompleta devido ao curto tempo de processamento e está de acordo com a redução na massa dissolvida da coluna de reação em escala de bancada (tabela 9). O teor de grupo acetila maior no resíduo sólido do sistema de escala de bancada também aponta para ação hidrolítica reduzida durante tratamento hidrotérmico devido à geração aumentada de ácido acético. As frações líquidas a partir da coluna de reação em escala de bancada também continham mais arabino-oligossacarídeos e manose monossacarídeos, enquanto a concentração de xilose monossacarídeos foi mais baixa. A estrutura de arabinano torna o mesmo altamente suscetível a hidrólise, assim a preservação de arabinano no resíduo sólido (tabela 10) e a preservação de oligossacarídeos nas frações líquidas também aponta para um tratamento menos severo devido ao tempo de residência aumentado. Isto também é evidente pela quantidade baixa de produto de degradação furfural nas frações líquidas. TABELA 10

[00085] Mesmo com diferença pouco significativa na composição entre as três escalas de coluna de reação, podem haver ainda diferenças na composição dentro de uma coluna de reação na escala maior. As variações nos três constituintes principais de celulose, hemicelulose, e lignina com profundidade de leito dos resíduos sólidos no sistema de escala piloto foram medidas. A celulose é relatada como o teor de glicano dos resíduos sólidos, e hemicelulose, que é um polissacarídeo ramificado consistindo de pentoses (D-xilose e L-arabinose) e hexoses (D-galactose, D-glicose, e D-manose), foi relatada como a soma total do teor de xilano, galactano, arabinano e manano dos resíduos sólidos. O teor de celulose diminuiu aproximadamente 15% a partir do fundo da coluna de reação em escala piloto para o topo (figura 11(A)). Não houve nenhuma diferença no teor de hemicelulose nas três seções de topo da coluna de reação (figura 11(B)). Somente na seção de fundo da coluna era mais baixo o teor de hemicelulose, embora a diferença tenha sido um pouco maior do que 1%. Isto pode ser parcialmente atribuído ao teor de lignina mais baixo na seção de fundo da coluna de reação aumentando a acessibilidade da hemicelulose a hidrólise (figura 11(C)).

[00086] O teor de lignina dos resíduos sólidos quase dobrou a partir do fundo da coluna de reação em escala piloto para o topo. Sabe-se que a solubilidade de lignina é grandemente afetada pelas propriedades do solvente. O pó de solvência do PLPW pode ser o maior no fundo onde ele entra na coluna de reação. Lignina na palha no fundo da coluna de reação pode ser prontamente solubilizada antes de PLPW tornar-se saturado na medida em que ela percorreu para cima através da coluna. Assim, mais lignina pode ser solubilizada nas seções inferiores da coluna de reação do que no topo top. Lignina está sendo solubilizada dentro do aparelho em escala piloto, mas está sendo extraída em quantidades mais baixas do que na coluna em escala, como visto pelo teor de lignina mais baixo nas frações líquidas (tabela 10).

[00087] Liu et al. (2003, The Effect of flow rate of Compressed Hot Water on Xylan, Lignin, and Total Mass Removal from Corn Stover. Ind. Eng. Chem. Res. 42:54095416) propuseram um mecanismo para solubilização de lignina, pelo que lignina reagiu com si mesma e outros compostos para formar moléculas maiores que podem precipitar devido a tempos de residência longos, ou uma queda na temperatura de reação. Ela levou o material dissolvido cerca de 3,5 vezes mais longo para percorrer através da coluna de reação em escala piloto do que através da coluna em escala na mesma velocidade superficial. Lignina solubilizou a partir das seções de fundo pode percorrer para cima através da coluna. Quando a lignina solubilizada reagiu com outra lignina e compostos, ela pode formar moléculas maiores e precipitar para fora do PLPW. As moléculas contendo lignina podem ser depositadas nas seções superiores antes de sair da coluna de reação, deste modo explicando o teor de lignina aumentado dos resíduos sólidos.

Recuperação de Produtos carboidrato e não carboidrato:

[00088] A recuperação de produtos carboidratos e não carboidratos de palha de trigo não foi grandemente afetada pela escala da coluna de reação (figuras 12(A), 12(B)). Nenhuma diferença foi observada na recuperação de glicose ou da galactose, arabinose, e manose dos carboidratos de hemicelulose, para todas as escalas da coluna (figura 12(A)). O aparelho em escala piloto produziu aproximadamente 26 g mais xilose por quilograma de palha seca do que a unidade em escala (figura 12(A)). No entanto, os resíduos sólidos de ambas as escalas renderem quantidades iguais de xilano residual. A coluna em escala subiu a temperatura de operação muito mais rápido do que a coluna em escala piloto, assim a diferença na produção de xilose foi provavelmente devido à criação de furfural a partir da temperatura mais alta durante os estágios inicias de tratamento hidrotérmico. A produção de xilose a partir do aparelho em escala de bancada foi 30 g/kg de palha seca menor do que a escala, e 56 g/kg de palha seca menor do que o aparelho em escala piloto, com um rendimento total de 39% na fração de líquidos. O xilano residual no resíduo sólido foi acima de três vezes maior do que as outras colunas de reação em escala, e 40% do xilano potencial permaneceram. Portanto, a diferença foi na maior parte devido à hidrólise incompleta devido a tempo de residência insuficiente.

[00089] A extração de lignina foi quase 50% maior na coluna em escala de reação do que nas colunas de reação em escala de bancada e escala piloto (figura 12(B)). A produção reduzida de lignina na coluna de reação em escala de bancada foi provavelmente um subproduto da reação de hidrólise incompleta. A lignina restante dentro do resíduo sólido foi quase 25% mais do que na coluna em escala de reação e a coluna de reação em escala piloto. A diferença na produção de lignina entre as colunas em escala e em escala piloto foi o resultado do tempo de residência aumentado e não devido a diferenças em solubilização, ou para distribuição de fluxo dentro das duas colunas. A modificação e reação de lignina com si mesma ou outros compostos na coluna de reação em escala piloto fizeram alguma da lignina precipitar antes de ser removida da coluna. Isto causou um gradiente axial de concentração de lignina dentro da coluna, que também tornou difícil calcular precisamente do teor de lignina verdadeiro de todos os sólidos restantes a partir do tratamento hidrotérmico. Houve poucas diferenças devido à escala da coluna para a produção dos componentes não carboidratos restantes (figura 12(B)).

[00090] A caracterização da palha de trigo CPS nativa permitiu o cálculo dos campos obtidos a partir do tratamento hidrotérmico com PLPW. Os rendimentos foram calculados como a quantidade de componente coletado nos estratos líquidos, dividida pela quantidade potencial do componente na palha nativa e relatada como uma percentagem. Curvas de rendimento para celulose, hemicelulose (soma de xilose, galactose, arabinose e manose) e lignina, os três constituintes principais de biomassa lignocelulósica, para as colunas em escala e em escala piloto are traçados em gráfico nas figuras 13(A), 13(B), 13(C). Nenhuma curva de rendimento foi produzida para o sistema de escala de bancada porque houve material insuficiente extraído para analisar múltiplos pontos durante o tratamento hidrotérmico. Este é um dos maiores inconvenientes de sistemas em escala muito pequena e ilustra porque existe uma necessidade de escalonar estes processos de modo que um melhor entendimento das cinéticas possa ser determinado.

[00091] Não houve diferenças no rendimento de glicose devido à escala da coluna de reação e o rendimento total permaneceu baixo (figura 13(A)). O rendimento de hemicelulose na coluna em escala foi menor do que a partir da coluna em escala piloto embora a variação de hemicelulose na coluna em escala tenha sido muito maior (figura 13(B)). Os rendimentos alcançaram 55 e 66% da hemicelulose potencial na palha de trigo CPS original para a coluna em escala e a coluna em escala piloto, respectivamente. Para quase os primeiros 20% do tratamento hidrotérmico, as cinéticas da reação foram equivalentes, após o que o desvio em cinéticas e rendimento começo. Como discutido acima, a quantidade residual de hemicelulose nos resíduos sólidos foi a mesma; portanto, uma quantidade equivalente de hemicelulose foi hidrolisada em ambas as escalas da coluna de reação. O desvio nos rendimentos entre as escalas diferentes foi devido à degradação da hemicelulose na coluna em escala de reação. O rendimento de lignina foi muito diferente para as escalas da coluna de reação (figura 13(C)). O rendimento total e a taxa inicial de extração foram muito maiores para a coluna em escala de reação. Os rendimentos de lignina alcançaram 43 e 32% da lignina potencial na palha de trigo CPS para a coluna de reação em escala e a coluna de reação em escala piloto, respectivamente. Como com a produção de lignina, rendimento de lignina reduzido na coluna de reação em escala piloto maior foi o resultado da reação e modificação de lignina dentro do reator devido ao tempo de residência aumentado causado pelos procedimentos em escala.

[00092] Nestes estudos, o escalonamento bem sucedido do tratamento hidrotérmico de palha de trigo CPS produziu resíduos sólidos e frações líquidas que diferiram somente levemente em composição e rendimento. A maioria das diferenças estava no grau de hidrolise de xilano e quantidade de lignina extraída. Para sistemas de extração onde transferência de solubilidade e massa é o fenômeno de orientação do processo a chave de escalonamento de vasos é a manutenção de velocidade superficial equivalente e relação de solvente para sólido. Tratamento hidrotérmico de biomassa lignocelulósica incorpora aspectos de solubilidade dentro do processo, mas também é dirigida pelas cinéticas da reação química. Nesta experiência, a coluna de reação em escala de bancada produziu hidrólise incompleta das frações de hemicelulose quando comparada com a coluna em escala de reação e a coluna em escala piloto. Houve extração incompleta de lignina na coluna em escala piloto quando comparada à coluna em escala, possivelmente devido à precipitação de lignina dentro da coluna de reação antes que ela fosse removida. Nos sistemas que incorporam aspectos de reação, tal como tratamento hidrotérmico, o tempo de residência torna-se importante. É imperativo durante o escalonamento de colunas de reação, manter velocidade superficial porque a transferência de massa interna e externa desempenha um papel secundário para cinéticas de reação, que dependem do tempo de residência. Para o escalonamento futuro de equipamento para tratamento hidrotérmico, a velocidade superficial (fluxo) dentro da coluna deve ser ajustada para igualar o tempo de residência. O aquecimento da coluna de reação seca pode ajudar a aumentar o rendimento de hemicelulose a partir da palha

EXEMPLO 2: Processamento de PLPW de bagaço de uva Concord

[00093] Bagaço de uva produzido de processamento de sucos comercial de uvas Concord durante o outono de 2011 foi proporcionado por uma companhia de processamento de frutos comercial. No recebimento do bagaço, seu teor de umidade foi determinado secando o fruto durante a noite. Em um forno de convecção forçado (Modelo 40AF, Quincy Lab Inc., Chicago, IL, USA) a 75°C. O restante do bagaço de uva foi armazenado em um congelador a -20°C até necessitado para processamento.

[00094] O bagaço de uva foi processado com o sistema PLPW em escala de bancada (figura 9) em cinco temperaturas (85°C, 120°C, 150°C, 175°C), usando um fluxo único de 10 mL/min, e uma relação de solvente:sólido de 30 ml/g. Além disso, um ciclo em triplicata foi conduzido a 120°C para determinar a extensão de variabilidade no processo de extração. Um total de oito bateladas de bagaço de uva foi processado com o sistema de escala de bancada. As melhores condições de processamento foram determinadas ser uma relação de solvente:sólido de 120°C e 7,5 ml/g, e foram usados como as condições de operação para processar o bagaço de uva com o sistema PLPW em escala piloto (figura 10).

[00095] Sete bateladas de bagaço de uva foram processadas com o sistema de escala piloto. Além disso, duas bateladas foram processadas com uma condição de processo da relação de solvente:sólido de 22,5 ml/g, mais uma batelada e para um ciclo um total de 15 frações foram coletados a cada 5 a 10 minutos para ainda verificar a eluição dos fenólicos e antocianinas durante o tempo de processamento. Um total de nove bateladas de bagaço de uva foi processado como sistema de escala piloto.

Extrações em Escala de Bancada:

[00096] Dados coletados a partir das bateladas processadas com o sistema de escala de bancada mostraram que houve um aumento na matéria seca extraída com um aumento na temperatura de processamento (tabela 7). A concentração de matéria seca no extrato líquido foi mais do que quatro vezes tanto a 175°C do que a 85°C (0,86% vs 0,21%, respectivamente) para o ciclo completo de 30 ml/g. Isto representou um rendimento de 23,1% da matéria seca disponível a 175°C e 6,2% a 85°C. No entanto, a maioria da matéria seca foi extraída nos primeiros 7,5 ml/g do ciclo de extração. Portanto, é mais eficaz extrair somente para os primeiros 7,5 ml/g pelo que os rendimentos são razoavelmente altos e a concentração de produto nos extratos líquidos está em um nível máximo.

[00097] Em temperaturas de processamento de 150°C e 175°C, os extratos perdem sua cor púrpura característica e tornam-se notavelmente marrom com um cheiro de queimado, produzindo um produto indesejável. Os conteúdos fenólicos dos extratos a 150°C e 175°C foram altos, mas as antocianinas desejáveis foram eliminadas dos extratos devido às altas temperaturas (figuras 14(A), 14(B)). Para as temperaturas de processamento remanescentes de 85°C e 120°C o rendimento máximo e conteúdo fenólico total foram obtidos a 120°C e o rendimento máximo e teor de antocianina foram obtidos a 85°C (tabela 11). No geral, a melhor combinação de concentração e rendimento foi obtida a 120°C.

[00098] A partir das extrações coletadas a uma temperatura de processamento de 120°C, a concentração de fenólicos totais no extrato seco para todas as frações foi 9,05%, representando um rendimento de 114,6% de fenólicos disponíveis no bagaço. Processos de reação de bagaço de uva no PLPW proporcionaram mais fenólicos do que estavam disponíveis a partir de bagaço não processado. A concentração de antocianinas no extrato para todas as frações a partir de extração a 120°C foi 0,36%, representando um rendimento de 19,4%. TABELA 11

Extrações em Escala Piloto:

[00099] Dez bateladas de bagaço de uva foram processadas como o sistema PLPW de escala piloto (figura 8) a 120°C para produzir 1500 l (400 gal) de extrato. Dois conjuntos de extrações, o primeiro conjunto sendo 70 l na concentração de extrato máximo (7,5 ml/g), o segundo conjunto sendo 750 l em rendimento máximo (relação de solvente:sólido de 22,5 ml/g), foram acessados para avaliar a economia de evaporar os extratos líquidos.

[000100] Os resultados das extrações PLPW em escala piloto são sumarizados na tabela 12. A concentração de matéria seca média e rendimento no extrato líquido em uma relação de solvente:sólido de 7,5 ml/g foi 1,0% e 7,6%, respectivamente. A concentração de fenólicos totais no extrato seco foi em média 12,9% e representou um rendimento de 96,0% dos fenólicos disponíveis no bagaço de uva. A concentração de antocianinas no extrato seco foi em média 1,1% e representou um rendimento de 33,7% das antocianinas disponíveis no bagaço de uva. Uma batelada produziu um teor de matéria seca mais baixo e rendimento do que os outros ciclos porque houve algum desvio da luva no interior da coluna. Isto foi correto para todos os ciclos futuros. Para outra batelada o tempo de aquecimento foi reduzido de 1 h para 0 h após as camisas serem aquecidas à temperatura. Não houve nenhuma troca no rendimento ou concentração de matéria seca comparado a outros ciclos. O rendimento fenólico total foi levemente mais baixo, mas a concentração no extrato seco foi a mesma como os outros ciclos. No entanto, o rendimento e concentração de antocianina no extrato seco foram 59% e 85% mais alto, respectivamente. Isto foi provavelmente devido à degradação mais baixa das antocianinas na temperatura elevada por causa da eliminação da fase de aquecimento.

[000101] A concentração e rendimento de matéria seca média no extrato líquido em um relação de solvente:sólido de 22,5 ml/g foi 0,56% e 12,5%, respectivamente (tabela 12). A concentração de fenólicos totais no extrato seco foi em média 11,7% e representou um rendimento de fenólicos totais no extrato seco em média 11,7% e representou um rendimento de 108,1% dos fenólicos disponíveis no bagaço de uva. A concentração de antocianinas no extrato seco foi em média 1,07% e representou um rendimento de 49,9% das antocianinas disponíveis no bagaço de uva. A concentração de fenólicos totais e antocianinas nos extrato secos foi similar a partir de ciclos curtos e longos. No entanto, os rendimentos foram aumentados ao longo das extrações a 7,5 ml/g, mas à custa de concentração de matéria seca nos extratos líquidos.

[000102] Para o Feb 1o ciclo (ref. tabela 12), os rendimentos e concentrações de matéria seca, fenólicos totais, e antocianinas foram maiores nos estágios anteriores da extração (tabela 13). Após a amostra de 7,5 ml/g é evidente que o rendimento de produtos foi amplamente diminuído nas frações subsequentes (tabela 13). Também, não houve nenhum deslocamento na produção de compostos sendo extraídos com aumento nas frações posteriores (figura 15). Portanto, observações anteriores em que há pouco benefício para estender a extração para além de uma relação solvente:sólido de 7,5 ml/g estão corretas.

[000103] A extração de PLPW de bagaço de uva em uma relação solvente:sólido de 7,5 ml/g rendeu 96,0% de compostos fenólicos disponíveis em uma concentração de 12,9% no extrato e 33,7% de antocianinas nos materiais de origem em uma concentração de 1,10% no extrato (tabela 12). A extração de bagaço de uva em batelada em uma relação solvente:sólido de 12,3 ml/g rendeu 62,8% de compostos fenólicos disponíveis em uma concentração de 8,64% no extrato e 61,4% de antocianinas nos materiais de origem em uma concentração de 1,98% no extrato. A tecnologia de PLPW obteve 40% mais fenólicos em 1,5 vezes a concentração do que a técnica de extração de água quente de batelada. Além disso, o sistema de PLPW usou metade da água da extração de água quente industrial comparável, levando a descontos enormes nos custos de evaporação para remoção de água para produzir um extrato seco. TABELA 12

TABELA 13

Efeitos de Escala:

[000104] O sistema de PLPW em escala de bancada (figura 9) foi escalonado aumentando o diâmetro de coluna de 2,2 cm a 20,3 cm (figura 8). O restante da coluna e parâmetros de sistema de extração foram escalonados apropriadamente na base de uma escala em 9 vezes enquanto mantendo a densidade aparente da amostra e tempos de residência iguais para ambos os extratores (tabela 14).

[000105] A maioria de toda a matéria seca e polifenóis foi extraída nos primeiros 30% (relação solvente:sólido 7,5 ml/g) da extração, representando 76% e 72% da matéria seca total nos sistemas de escala de bancada e piloto, respectivamente (tabela 15). Ao mesmo tempo houve uma concentração de fenólicos na matéria seca extraída. O bagaço de uva Concord tinha um teor fenólico total de 0,94 % e este foi concentrado entre 8,98 e 14,26 % nos extratos secos a partir dos sistemas de escala de bancada e piloto (tabela 15). TABELA 14.

b Onde comprimento é a profundidade de leito Tempo de residência = profundidade de leito/velocidade superficial Tempo de extração = volume coletado/fluxo TABELA 15.

[000106] Não houve diferenças significativas (p > 0,05) na quantidade de material que foi extraído a partir dos sistemas em escala de bancada ou em escala piloto. Na teoria, se uma unidade é escalonada apropriadamente, pode não haver uma diferença na extração devido ao tamanho do reator. No entanto, com extração PLPW, não somente está ocorrendo fenômeno de solubilização e extração, existem também reações químicas ocorrendo com relação a temperatura e tempo, que combinam para romper a biomassa nos sistemas PLPW. Como tal, houve diferenças significativas (p < 0,05) na concentração de fenólicos total dos extratos líquidos relacionados à escala. Ésteres tartáricos e concentrações de flavonol não foram diferentes (p > 0,05), mas houve uma diferença significativa (p < 0,05) na concentração de antocianina a partir de sistemas de extração de PLPW diferentes. O sistema de PLPW em escala piloto produziu duas vezes a quantidade de antocianinas como o sistema de PLPW em escala de bancada. Isto foi provavelmente devido às diferenças nos tamanhos das colunas de reação e os procedimentos de aquecimento. No sistema de PLPW em escala de bancada, foi inundada com água quente e a coluna foi aquecida no forno durante um período de 45 min para assegurar que a matéria-prima e a coluna estavam na temperatura de extração. No sistema de PLPW em escala piloto, a coluna foi inundada com água e as camisas foram levadas até a temperatura de extração, então o sistema foi deixado aquecer durante 60 min.

[000107] Ainda que o tempo de aquecimento fosse mais longo no sistema de PLPW de escala piloto devido ao diâmetro maior da coluna, levou mais tempo para o material no centro da coluna aquecer. Portanto, o material no centre da coluna em escala piloto aqueceu muito mais lentamente, e a um grau menor do que o material na coluna em escala de bancada muito menor. Sabe-se que antocianinas são sensíveis à temperatura (Mazza et al., 1993, Antocianinas in Fruits, Vegetables, and Grains; CRC Press: Boca Raton, FL), e, portanto, elas são mais sensíveis a romper e desaparecer na coluna em escala de bancada devido ao tempo de residência em altas temperaturas.

EXEMPLO 3: Processamento de PLPW de bagaço de oxicoco

[000108] Bagaço de oxicoco produzido a partir de processamento de suco comercial durante o outono de 2012 foi provido por uma companhia de processamento de frutos comercial. No recebimento do bagaço de oxicoco, seu teor de umidade foi determinado secando durante a noite em um forno de convecção forçado (Modelo 40AF, Quincy Lab Inc., Chicago, IL) a 75°C. O restante do bagaço de oxicoco foi armazenado em um congelador a -20°C até necessitado para processamento.

[000109] Bagaço de oxicoco foi processado com o sistema de PLPW de escala de bancada (figura 9) em seis temperaturas de extração (85°C, 110°C, 120°C, 130°C, 140°C, 150°C). A relação solvente:sólido mais eficaz determinada para bagaço de uva Concord no Exemplo 2 foi determinada em 7,5 ml/g e, portanto, a mesma relação solvente:sólido foi usada para extração de bagaço de oxicoco. O tempo de aquecimento foi fixado em 15 min para impedir ruptura e perda de produtos fitoquímicos no extrato.

[000110] Estudos anteriores com outros tipos de biomassa de matérias-primas usando o sistema de escala piloto (figura 8) projetado para manter um tempo de residência na coluna de reator em escala piloto equivalente ao tempo de residência na coluna de reator em escala de bancada (fluxo de escala de bancada de 10 L/min), o fluxo na coluna de reator em escala piloto de 8 mL/min foi grande o suficiente que a resistência da biomassa fluiu devido à profundidade do bagaço de oxicoco na coluna foi suficiente para fazer o leito colapsar, deste modo tampando a coluna. Verificou-se que a conexão não foi um problema se o fluxo foi reduzida para 4 L/min no sistema de PLPW de escala piloto, que corresponde a um fluxo de 5 mL/min no sistema de escala de bancada. Para determinar os efeitos do fluxo sobre o processo de extração, duas taxas de fluxo de 5 mL/min e 10 mL/min foram executadas a 85°C e 120°C no sistema de bancada.

[000111] Vários ciclos de teste através do sistema de PLPW de escala piloto (figura 8) determinou que a melhor temperatura de extração fosse 120°C. Devido à alta concentração de matéria seca nos extratos líquidos a partir dos ciclos em escala de bancada, a relação solvente:sólido foi aumentada para 8.5 ml/g no sistema piloto. Subsequentemente, sete bateladas de bagaço de oxicoco foram processadas com o sistema de PLPW de escala piloto.

[000112] Uma versão modificada do método de Glories (1979, Reserches sur la matière colorante des vins rouges. Bull. Cim. 9:649-2655) foi usada para medir os conteúdos fenólicos de bagaço de oxicoco e extratos secos foram determinados como a seguir. As amostras foram diluídas 2 vezes com 3% de ácido fórmico em metanol e então diluídas entre 5 e 50 vezes com 50% de metanol acidificado diluído (50% MeOH, 1,5% de ácido fórmico, 48,5% de água). Cada solução foi coloca em vértex e deixada assentar durante aproximadamente 15 min antes de ler sua absorbância a 280 nm, 320 nm, 360 nm, e 520 nm com um espectrofotômetro (DU- 65, Beckman Instruments Inc., Fullerton, CA). A absorbância (A) a 280 nm foi usada para estimar o conteúdo enólico total, A320 nm foi usado para estimar ésteres tartáricos, A360 nm foi usado para estimar flavonóis, e A520 nm foi usado para estimar antocianinas. Os padrões usados foram ácido gálico para fenólicos totais, ácido cafeico para ésteres tartáricos, quercetina para flavonóis, e cloreto de curomanina para antocianinas. Todos os padrões foram compostos em metanol acidificado diluído. Todos os padrões foram obtidos de Sigma-Aldrich (Oakville, ON).

[000113] O ensaio de butanol de ácido foi usado para a determinação de teores de proantocianidina no bagaço de oxicoco e extratos secos brutos como ensinado por Porter et al. (1985, The conversion de procyanidins and prodelphinidins to cyanidin and delphinidin Phytochem. 25:223-230). Amostras de extrato em pó foram dissolvidas em 30 ml de metanol 70%. A isto foram adicionados 15 ml de HCL concentração e 10 ml de água. Cada solução foi refluxada para 80 ml, então resfriada e diluída para 250 ml com metanol a 70%. 50 ml da solução foram evaporados em um evaporador giratório (Rotovapor-R, Buchi, Suíça) em aproximadamente 3 ml e os conteúdos transferidos para um funil de separação e o frasco enxaguado com água e adicionado ao funil. Butanol foi adicionado ao funil de separação e os conteúdos agitados para separar as camadas orgânicas. As frações de proantocianidina foram coletadas e ajustadas para 100 ml com butanol. A absorbância a 545 nm foi medida com um espectrofotômetro (DU-65, Beckman Instruments Inc., Fullerton, CA) e o teor de proantocianidina expressado como cloreto de cianidina.

[000114] O teor de umidade do bagaço de oxicoco foi maior do que o bagaço de uva (64% vs 46%, respectivamente). O teor de umidade elevado tornou difícil embalar o máximo de material de bagaço de oxicoco dentro das colunas, resultando em volumes mais baixos de extrato produzido por ciclo quando comprado ao bagaço de uva. Não houve nenhum problema no funcionamento das amostras de bagaço de oxicoco através do sistema de PLPW de escala de bancada. No entanto, o bagaço de oxicoco estava mais propenso a conexão do que o bagaço de uva no sistema de PLPW de escala piloto, assim as taxas de fluxo tinham que ser mais rigorosamente monitoradas.

Extrações em Escala de Bancada:

[000115] As taxas de fluxo tiveram efeitos significativos sobre o processamento de bagaço de oxicoco (tabela 16). Os rendimentos e concentrações de matéria seca e proantocianidina foram ambos mais baixos no fluxo mais alto de 10 mL/min comparados ao fluxo de 5 mL/min. No entanto, os rendimentos e concentrações de fenólicos totais foram mais baixos a um fluxo de 5 mL/min. Trocando o fluxo no sistema, o tempo de residência do extrato dobrou sobre um fluxo de 10 mL/min. Um aumento no tempo de residência permite o tempo aumentado para as reações ocorrerem dentro do PLPW na coluna antes do extrato sair e ser resfriado. No caso de proantocianidinas, o tempo de residência aumentado irá permitir às moléculas oligoméricas e poliméricas insolúveis romper em formas mais solúveis menores. No entanto, tempo de residências mais longos irão permitir que outros fenólicos sensíveis rompam-se. Assim, o rendimento de proantocianidina pode aumentar no fluxo mais baixo, enquanto o rendimento de fenólicos total pode diminuir devido às reações de degradação.

[000116] Houve um aumento na matéria seca extraída com um aumento na temperatura de processamento no sistema de PLPW de escala de bancada (tabela 11). A concentração de matéria seca no extrato líquido foi mais do que duas vezes tanto quanto 150°C do que a 85°C (2,00% vs 0,78%, respectivamente). Isto representa rendimentos de 15,38% de matéria seca disponível a 150°C e 5,88% a 85°C.

[000117] Os resultados indicaram que o aumento do fluxo de 5 mL/min para 10 mL/min reduziu o rendimento de matéria seca e proantocianidinas em 10 a 20%. A concentração de fenólicos dos extratos foi a mais alta a 120°C e 130°C (tabela 16), mas as antocianinas desejáveis foram eliminadas a partir dos extratos em temperaturas acima de 110°C (figuras 16(A), 16(B)). Os rendimentos de fenólicos totais acima de 100% foram devido a processos de reação de bagaço de oxicoco no PLPW, que proporcionou mais fenólicos que estavam disponíveis a partir do bagaço não processado. A concentração máxima de proantocianidinas no extrato seco estava a uma temperatura de processamento de 120°C. A concentração de proantocianidinas no extrato seco a 120°C foi 2,88%, representando um rendimento de 31,55% das proantocianidinas disponíveis no bagaço de oxicoco. Em geral, a melhor combinação de concentração e rendimento de fenólicos e proantocianidinas foi obtida a uma temperatura de processamento de 120°C. TABELA 16

Extrações em Escala Piloto

[000118] Sete bateladas de bagaço de oxicoco foram processadas com o sistema de PLPW de escala piloto (figura 8) usando condições otimizadas para produzir 630 L de extrato (tabela 17). Em geral a variabilidade entre ciclos no sistema grande foi baixa exceto para o ciclo 3. Houve um problema com o fluxo desviando a luva no ciclo 3, mas os resultados são mostrados para fins de comparação. A concentração média de matéria seca no extrato líquido foi 1,26%, rendendo 10,9% da matéria seca disponível, que foi igual à concentração e rendimento do sistema de escala de bancada (1,21% e 9,2%, respectivamente). Os extratos a partir do sistema de PLPW de escala piloto foram de melhor qualidade do que os recuperados com o sistema de PLPW de escala de bancada. Cromatogramas a 520 nm a partir do sistema de PLPW de escala de bancada mostram que antocianinas foram grandemente eliminadas a partir dos extratos secos em temperaturas acima de 110°C (figuras 17(A), 17(B)). O sistema de PLPW de escala piloto funcionando a 120°C produziu extratos secos com conteúdos de antocianina similares ao sistema de PLPW de escala de bancada a 85°C e 110°C. A concentração de proantocianidinas no extrato seco a partir do sistema de PLPW de escala piloto estava na média de 3,50% e representou um rendimento de 45,5% das proantocianidinas disponíveis no bagaço de oxicoco, que foi significativamente melhor que o recuperado com o sistema de PLPW de escala de bancada que tinha uma concentração e rendimento de proantocianidinas de 2,88% e 31,55%, respectivamente, (tabela 16). Os conteúdos fenólicos totais e os rendimentos foram similares para os dois sistemas. TABELA 17

[000119] Extração de bagaço de oxicoco de PLPW de escala piloto rendeu 45,5% das proantocianidinas disponíveis a uma concentração de 3,50% no extrato (tabela 17). Extração de água quente em batelada rendeu somente 19,5% das proantocianidinas disponíveis a uma concentração de 1,21% no extrato seco (tabela 16). A tecnologia de PLPW obteve 133% mais de proantocianidinas em quase três vezes a concentração no extrato seco do que a técnica de extração de água quente em batelada. Além disso, o sistema de PLPW de escala piloto pode usar menos do que a metade da água da extração de água quente em batelada para processar uma quantidade equivalente de bagaço. É caro remover água a partir dos extratos e o processo representa um dos maiores custos associados com a produção de extrato secos. Esta redução no consumo de água com a tecnologia de extração PLPW pode representar uma grande economia de custos para a indústria quando tentando produzir um extrato seco.

[000120] Um fluxo mais baixo e tempo de residência aumentado foram benéficos para a extração de proantocianidinas a partir do bagaço de oxicoco. O rendimento e concentração máximos de proantocianidinas ocorreram a uma temperatura de 120°C com um extrato líquido mais concentrado do que o trabalho anterior feito com bagaço de uva Concord. Portanto, o sistema de PLPW de escala piloto foi operado a uma temperatura de 120°C, fluxo de 4 L/min (5 mL/min equivalente sobre o sistema de bancada) e uma relação solvente:sólido mais longa de 8,5 mL/g.

EXEMPLO 4: Processamento de PLPW de farelo de cânhamo

[000121] Farelo de cânhamo moído grosseiro foi suprido por um produtor comercial de óleo de cânhamo. As amostras foram moídas em um pó uniforme com tamanho de partícula maior. O teor de umidade do farelo de cânhamo foi determinado secando durante a noite em um forno de convecção forçada (Modelo 40AF, Quincy Lab Inc., Chicago, IL) a 75°C. O resto do farelo de cânhamo foi armazenado em um congelador a -20°C até necessitado para teste.

[000122] Dois ciclos de extração foram feitos com o sistema de PLPW de escala de bancada (figura 9). Subsequentemente, dois ciclos adicionais foram conduzidos sob diferentes conjuntos de condições. Em ambos os casos, a coluna em escala de bancada foi carregada com farelo de cânhamo e inundada com água a 35°C.

[000123] No primeiro ciclo de temperatura constante, após a coluna ser inundada, a temperatura foi aumentada para 70°C durante 10 min sem interromper o fluxo. O resto da extração prosseguiu como descrito nos exemplos anteriores (tabela 18). O fluxo do sistema de extração PLPW em escala de bancada foi mantido a 5 mL/min e uma relação solvente:sólido total de 30 ml/g foi usada incluindo as frações de aumento de temperatura. TABELA 18

[000124] Um ciclo de duas temperaturas foi feito para extrair mais material e tanto para (i) ganhar mais proteínas nos extratos ou (ii) purificar o resíduo para aumentar seu teor de proteína (tabela 19). Após a coluna ser inundada, a temperatura foi aumentada para 70°C durante 10 min sem interromper o fluxo. Duas frações foram coletadas a 70°C antes de aumentar a temperatura de 70°C para 120°C durante 10 min. O restante das frações foi coletado a uma temperatura de extração constante de 120°C (tabela 19). O fluxo do sistema de extração de PLPW de escala de bancada foi mantido a 5 mL/min e uma relação solvente:sólido de 30 ml/g total foi usada incluindo as frações de aumento de temperatura. TABELA 19

[000125] O farelo de cânhamo moído grosseiramente tinha um teor de proteína de aproximadamente 35% e 10% de lipídeos com o resto da matéria seca compreendendo carboidratos e inorgânicos.

[000126] A análise de proteína de extratos secos congelados foi enviada para análise terceirizada independente. As frações foram agrupadas como segue:

[000127] Ciclo 1 (70°C constante):

[000128] Resíduo (70/05/30 GCHM 2013/06/06 Resíduo)

[000129] Fração 1 (70/05/30 GCHM 2013/06/06 F1)

[000130] Fração 2 e 3 combinadas (70/05/30 GCHM 2013/06/06 F2; 70/05/30 GCHM 2013/06/06 F3)

[000131] Frações 4, 5, 6, e 7 combinadas (70/05/30 GCHM 2013/06/06 F4; 70/05/30 GCHM 2013/06/06 F5; 70/05/30 GCHM 2013/06/06 F6; 70/05/30 GCHM 2013/06/06 F7)

[000132] Ciclo 2 (Dois estágios 70°C/120°C):

[000133] Resíduo (70-120/05/30 GCHM 2013/06/06 Resíduo)

[000134] Fração 1 (70-120/05/30 GCHM 2013/06/06 F1)

[000135] Frações 2 e 3 combinadas (70-120/05/30 GCHM 2013/06/06 F2; 70-120/05/30 GCHM 2013/06/06 F3)

[000136] Frações 4, 5, 6, e 7 combinadas (70120/05/30 GCHM 2013/06/06 F4; 70-120/05/30 GCHM 2013/06/06 F5; 70-120/05/30 GCHM 2013/06/06 F6; 70-120/05/30 GCHM 2013/06/06 F7)

[000137] Notou-se que a temperaturas de 80°C ou mais altas, a proteína no farelo de cânhamo pode cozinhar como clara de ovo, formando uma massa sólida na coluna de extração e subsequentemente conectando o sistema. Através de experimentação, foi determinado que (i) se o fluxo foi mantido após a coluna ser inundada e (ii) a temperatura de extração foi mantida abaixo de 80°C, então a proteína pode ser extraída sem coagular, e a coluna não iria tamponar. TABELA 20

aAssumindo 35% de proteína em material de partida seco original bMédia das frações 2 and 3 cMédia das frações 4, 5, 6, e 7

[000138] O desempenho de extração indicou que a proteína estava sendo solubilizada e removida a partir da biomassa devido à aparência branco leitosa dos extratos para as frações 2 a 4. A extração de PLPW rendeu 20,1% do material de partida no extrato líquido para o ciclo de temperatura constante e rendeu 25,5% do material de partida no extrato líquido para o ciclo de dois estágios (tabela 20).

[000139] Na temperatura de extração constante de 70°C, a maior concentração e rendimento de proteína ocorreu nas frações 2 e 3 (tabela 20). Na extração de dois estágios 70°C/120°C, as primeiras três frações não foram analisadas porque os protocolos de extração foram os mesmos com o ciclo de temperatura constante. As últimas quatro frações foram analisadas para determinar o efeito de aumentar a temperatura sobre pelo menos parte da extração de PLPW quando a maior parte de proteínas solúveis em água foi extraída. O rendimento de proteína nas frações 4 a 7 da extração em dois estágios foi mais alto a 11,65%, mas a concentração nos extrato secos foi mais baixa a 46,47%.

[000140] Estes resultados sugerem que farelo de cânhamo pode conter quantidades significativas de proteínas solúveis em água que foram extraídas pelo PLPW. Um ciclo bem-sucedido a uma constante de 70°C rendeu 36% das proteínas em uma concentração máxima de 77,74% nos extratos secos. Posteriormente, um ciclo de dois estágios foi concluído pelo que a temperatura de processamento foi aumentada para 120°C após a maior parte do material solubilizado facilmente ser extraído a partir de farelo de cânhamo. Isto resultou em um melhor rendimento de proteína nos extrato secos, mais havia ainda perto de 49% de proteína original deixada nos resíduos. Ainda que uma grande quantidade de proteína tenha sido deixada no resíduo, esta proteína provavelmente é muito diferente do que a proteína extraída.

EXEMPLO 5: Processamento de PLPW de salsa para extração de apiin (Apigenin-7-(2-O-apiosilglicosídeo)

[000141] Flocos de salsa desidratados tiveram como fonte um fornecedor comercial nos US sob recebimento do material, sua umidade foi determinada secando durante a noite e um forno de convecção forçado (Modelo 40AF, Quincy Lab Inc., Chicago, IL) a 75°C. O restante dos flocos de salsa foi armazenado em um congelador a -20°C até ser necessário para processamento.

[000142] Os flocos de salsa desidratados foram processados com o sistema de PLPW de escala de bancada (figura 9). Salsa desidratada (18,5 g, peso seco e não moído) foi empacotada em uma coluna de extração de aço inoxidável (22 cm de comprimento x 2.2 cm ID) com fritas em ambas as extremidades. O processo de extração foi iniciado bombeando água no fluxo de 5 mL/min dentro do sistema de PLPW de escala de bancada para trazer a pressão acima de 2,07 MPa (300 psi). Após aquecer a coluna durante 15 min, água foi bombeada através o sistema a 110°C, 120°C, e 130°C. Quatro frações de extrato de salsa (F1, F2, F3 e F4) foram coletadas em cada temperatura e secadas por congelamento. As amostras secadas por congelamento foram extraídas com MeOH-H2O (2:1, v/v) para a análise do composto fenólico usando os métodos ensinados por Luthria (2006).

[000143] Para análise composicional, os flocos de salsa foram moídos e passados através de uma peneira padrão (425 μm) para preparar partículas finas. Cerca de 0,250 mg de amostra moída foi extraído com 10 ml de MeOH-H2O (2:1, v/v) em um sonicador durante 30 min. Após extração, a amostra foi centrifugada (10.000 rpm) durante 15 min e o sobrenadante coletado para dentro de um frasco volumétrico de 25-ml. O resíduo foi recolocado em suspensão com mais 10 ml de solução de MeOH e re-extraído. O sobrenadante foi combinado com o primeiro extrato e o volume total foi composto a 25 ml. Uma alíquota do extrato combinado (1 ml) foi recentrifugada a 9.000 rpm durante 15 min para remover quaisquer partículas remanescentes e foi usada para análise de conteúdo fenólico pelo método de Folin-Ciocalteus (FC) e métodos de HPLC seguindo o ensinamento de Luthria et al. (2006, A systematic approach for extraction of phenolic compounds using parsley (Petroselinum crispum) flakes as a model substrate. J. Sci. Food Agric. 86:1350-1358). Análise de HPLC de extratos de salsa foram realizadas usando um Agilent HP 1100 Series HPLC (Agilent Technologies Waldbronn, Alemanha) acoplado com o software CHEMSTATION®, bomba de alta pressão binária, em degaseificador a vácuo, e um detector de matriz de fotodiodo. Toda a separação cromatográfica foi realizada em uma coluna Luna RP C-18 (100Â, 150 X 3 mm) e com um coluna de guarda PHENOMENEX® (C-18, 4 X 2 mm) (PHENOMENEX é uma marca registrada de Phenomenex, Torrance, CA, USA). A temperatura de forno da coluna foi 30°C. O sistema de gradiente consistiu de 5% de ácido fórmico (A) e metanol (B): MeOH isocrático a 30% durante 5 min, então aumentando para MeOH a 100% durante 21 min, mantido em 100% de MeOH durante 5 min. Detector de matriz de díodo foi usado para detectar apiin (a 270 nm).

[000144] O padrão puro de apiin (>93,9%) foi adquirido de ChromaDex (Santa Ana, CA, USA). Cinco miligramas de padrão foram dissolvidos em 10 ml de metanol- água (2:1, solução padrão); mais diluições foram preparadas diluindo a solução padrão em metanol-água. As equações e coeficientes de regressão (R2) para apiin (a 270 nm) foram y = 47515x - 149,19 (R2 = 0,9999, de 0,23 a 0,02 mg/ml).

[000145] O teor de umidade da salsa desidratada original foi 5,5%. Um solvente consistindo de MeOH-água (2:1) foi usado com sucesso para a extração de apiin de flocos de salsa moídos e extratos de PLPW. A presença de apiin no extrato de salsa foi identificada e estimada usando um padrão externo puro. Um cromatograma representativo de padrão de apiin puro é mostrado na figura 18(A) enquanto um cromatograma respectivo do extrato da salsa seca é mostrada na figura 18 (B). O pico principal identificado no extrato de salsa foi apiin e seu tempo de reação (12,4 min) e espectro de UV correlacionado com o padrão comercial confirmando a identidade e a pureza do pico. A concentração de apiin na amostra foi estimada traçando em gráfico uma linha de regressão linear para o padrão de apiin puro (concentração no eixo x e área de pico no eixo y). A equação de regressão para apiin a 270 nm foi y = 47515x - 149,19 (R2 = 0,9999). O teor de apiin e TP na matéria-prima do extrato de salsa foi 2,65 e 1,78%, respectivamente.

[000146] A salsa foi extraída por PLPW em três configurações de temperatura diferentes (110°C, 120°C, e 130°C) e em relação de líquido: sólido constante (30 ml/g), fluxo (5 mL/min), pressão (300 psi), e tempo de extração (111 min). Os dados incluindo condições de extração, rendimentos de matéria seca e composição de fenólicos para salsa por PLPW são resumidos na tabela 21. O sistema de PLPW de extração realizou muito bem a extração de salsa sem conexão ou transbordamento de coluna na pressão de bomba constante. As cores das primeiras frações de extratos de PLPW eram amarelo brilhante e provavelmente foram devido a beta-caroteno e zeaxantina presentes na salsa. Uma quantidade maior de matéria seca foi obtida na primeira relação solvente:sólido. A quantidade mais alta de matéria seca de 11,6 g recuperada da temperatura de processamento de 120°C. O pico principal identificado a partir do extrato de PLPW de salsa foi apiin. O composto foi identificado cravando os extratos de salsa com um padrão de apiin puro, comparando o espectro de UV e tempos de retenção com relatos técnicos publicados. A primeira fração de configuração de temperatura de 120°C (figura 19(B)) rendeu a quantidade mais alta de apiin (7,7%) e TP (3,3%) com 9,96 g de teor de matéria seca. Baseado nestes resultados, a temperatura de processamento influencia a extração de matéria seca de salsa. A 110°C, polaridade (figura 19(A)), capacidade de difusão de solvente para matriz de amostra, reação térmica podem ter um efeito para a capacidade de extração mais baixa de apiin, enquanto a 130°C (figura 19(C)), uma porção de apiin foi degradada devido à temperatura mais alta. TABELA 21

a Apiin (equivalentes de apiin a 270 nm por HPLC) b Fenólicos totais (equivalentes de ácido gálico FC por ensaio a 755 nm) c peso de produto/peso de disponível (%); teor de umidade das amostras padronizadas a 5,5%

EXEMPLO 6: Processamento de PLPW de raízes de RHODIOLA ROSEA

[000147] Raízes secas de Rhodiola rosea foram supridas por Advanced Orthomolecular Research Inc. (Calgary, AB, CA). As amostras eram razoavelmente grosseiras com distribuição de partícula e pedaços variados, mas nenhuma moagem ou corte foi feito antes da extração. O teor de umidade das raízes foi determinado secando durante a noite em um forno de convecção forçado (Modelo 40AF, Quincy Lab Inc., Chicago, IL) a 75°C. O teor de umidade da biomassa de Rhodiola rosea foi determinado ser 3,4%. O restante da Rhodiola rosea foi armazenada a - 20°C até ser necessário para teste.

[000148] Três temperaturas de extração (110°C, 130°C, 150°C) foram testadas para processamento das raízes de Rhodiola rosea com o sistema de PLPW de escala de bancada. Uma relação solvente:sólido de 30 ml/g foi usada e cada volume de extrato foi dividido em 4 frações de relação solvente:sólido de 7,5 ml/g. O fluxo foi mantido a 5 mL/min e tempo de aquecimento foi fixado em 15 min para impedir ruptura e perda de produtos fitoquímicos nos extratos. A coluna de extração foi empacotada com 15 g de material.

Análise de Extratos e Matéria-Prima:

[000149] Amostras de extratos secos de Rhodiola rosea foram completamente dissolvidas a uma concentração de 10 mg/ml em 70% de metanol. As amostras foram clareadas por centrifugação e 20 μl do sobrenadante foram injetados em um aparelho LC/MS. As amostras foram feitas em duplicatas. Para comparação, uma amostra de extrato foi avaliada dissolvendo 2 g em 40 ml de 70% metanol e diluída 1:5 com 70% metanol (10 mg raiz/ml). Os sinais foram identificados pelo tempo de reação e peso molecular para salidrosida, rodiolosida, rosarina, rosavina, rosina e rosidrina foram obtidos usando um gradiente de separação de HPLC acoplado à detecção de absorbância DAD e confirmados por espectroscopia de massa de eletropulverização de modo positivo. As quantidades de salidrosida, rosarina, rosavina e rosina foram estimadas por comparação com padrões puros obtidos de ChromaDex (Santa Ana, CA, USA).

[000150] Um método foi desenvolvido para a análise de salidrosida e rosavina, compreendendo as seguintes etapas. Para determinar os níveis iniciais de salidrosida e rosavina no material de raiz original, uma amostra representativa de raízes de Rhodiola rosea foi moída finamente usando um moedor de café, e então extraída usando extraída com 25 ml de metanol aquoso a 80% (20:80, metanol:água) por sonicação durante 25 min. Os extratos foram centrifugados a 9.000 rpm durante 15 min em temperatura ambiente, e 10 μl de sobrenadantes foram injetados para a análise de HPLC para análise do teor de salidrosida e rosavina seguindo os métodos ensinados por Mao et al. (2007, Simultaneous determination of salidrosida and tyrosol in extracts of Rhodiola L. by microwave assisted extraction and high-performance liquid chromatography. J. Pharm. Biomed. Anal. 45:510-515; Ganzera et al., 2001, Analysis of the Marker Compounds of Rhodiola rosea L.(Golden Root) by Reversed Phase High Performance Liquid Chromatography. Chem Pharm Bull. 49:465-467). Padrões de salidrosida e de rosavina foram obtidos de Sigma-Aldrich (Sigma-Aldrich, St Louis, MO, USA). 2,5 mg de cada padrão foram dissolvidos em 10 ml de metanol aquoso a 80% (solução padrão). Mais diluições foram preparadas diluindo a solução padrão em metanol aquoso a 80%. As equações de regressão e coeficientes (R2) para salidrosida (a 278 nm) e rosavina (a 250 nm) foram y=2693,1x-11,727 (R2 = 0,9983, para 0,023 mg/ml) e y=82174x-89,367 (R2 = 0,9995, de 0,035 para 0,0125 mg/ml).

[000151] Amostras de extrato de raiz de Rhodiola rosea de PLPW secas por congelamento foram extraídas com 25 ml de metanol aquoso a 80% para a análise de HPLC como descrito acima. Análise do composto foi realizada usando um Agilent HP 1100 series HPLC (Agilent Technologies, Waldbronn, Alemanha) acoplado com software CHEMSTATION® (CHEMSTATION é uma marca registrada de Agilent Technologies Inc. Santa Clara, CA, USA), bomba de alta pressão binária, um degaseificador a vácuo, e um detector de matriz de fotodiodo. Toda a separação cromatográfica foi realizada em uma coluna Luna RP C-18 (100Â, 150 X 3 mm) e com uma coluna de guarda PHENOMENEX® (C-18, 4 X 2 mm) (PHENOMENEX é uma marca registrada de Phenomenex Inc., Torrance, CA, USA). A temperatura do forno na coluna foi 30 °C. O sistema de gradiente consistiu de água (A) e metanol (B): 20% de isocrático A durante 25 min, então aumentando para 90% A durante 15 min, mantido a 90% A durante 10 min. Um detector de matriz de diodo foi usado para detectar salidrosida (a 278 nm) e rosavina (a 250 nm). Picos foram identificados gravando os extratos de rhodiola com compostos padrões, comparação do espectro de UV e tempos de retenção.

[000152] A extração rendeu 48% do material de partida a uma concentração de 1,7% no extrato líquido a 110°C (figura 20). A 130°C, o rendimento foi 52% do material de partida a uma concentração de 1,7% no extrato líquido (figura 20). A 150°C, o rendimento foi 60% do material de partida a uma concentração de 2,1% no extrato líquido (figura 20). As primeiras duas frações coletadas, representando uma relação solvente:sólido de 15 mg/l, continham o rendimento mais rico de matéria seca.

[000153] Os resultados a partir das análises de HPLC/DAD mostraram que as concentrações de rosavina (soma de rosarina, rosavina, e rosina) e salidrosida foram maiores na temperatura de processamento de 130°C e representaram 0,79% e 0,62% dos extratos, respectivamente) (tabela 22). Os picos para rosarina, rosavina, rosina e salidrosida são identificados nas figuras 21(A)-21(C). O teor destes compostos foi mais baixo nos extratos de PLPW secos (figuras 22(A)-22(C)) do que no extrato de metanol do material de partida de raiz de Rhodiola rosea (figuras 23(A)-23(C)). O baixo teor de salidrosida e rosavina dos extratos de PLPW é provavelmente devido à grande quantidade de material que é solubilizado e extraído. As amostras foram totalmente solúveis em água, mas continham uma quantidade considerável de material que era insolúvel em metanol a 70%. Esta fração insolúvel provavelmente eram os sacarídeos, que podem não ser eficazmente extraídos em uma extração hidro-alcoólica, mas são extraídos no sistema de PLPW. Estes sacarídeos são provavelmente responsáveis pela diminuição da concentração de salidrosida e rosavina nos extratos de PLPW. TABELA 22

[000154] A biomassa de raiz de Rhodiola rosea original e os extratos de PLPW secos foram analisados seguindo os métodos ensinados por Mao et al. (2007) de modo que os rendimentos podem ser calculados (tabela 24). Os resultados para rosavina foram comparáveis aos obtidos de um laboratório comercial independente, mas o teor de salidrosida foi duas vezes o relatado pelo laboratório comercial. Os dados na tabela 23 foram confirmados com um teste de adição padrão. O método de Mao et al. (2007) é específico para salidrosida e é mais sensível ao composto do que o método usado pelo laboratório comercial. A extração de PLPW obteve a maior concentração e rendimento de salidrosida e rosavina sobre as primeiras duas frações a uma temperatura de extração de 130°C. O rendimento de salidrosida foi quase 100% nas primeiras duas frações e a concentração nos extratos secos foi 1,5%, que excedeu as especificações para extratos de raiz de Rhodiola rosea O rendimento de rosavina foi quase 85% nas primeiras duas frações, mas a concentração nos extratos secos foi somente 0,65%, que estava abaixo dos 3% especificados para extratos de raiz de Rhodiola rosea. Portanto, o PLPW é eficaz para extrair a salidrosida e a rosavina disponíveis em Rhodiola rosea, mas é uma extração não seletiva, e a concentração nos extratos secos é baixa. Os rendimentos de salidrosida e rosavina diminuíram em uma temperatura de extração de 150°C ainda que o rendimento de matéria seca aumentasse devido à degradação dos compostos devido à temperatura mais alta. TABELA 23

Claims

1. Aparelho (5) para extrair e recuperar componentes a partir de uma matéria-prima de biomassa com água pressurizada de baixa polaridade que compreende: duas ou mais colunas de reação (10, 20, 30, 40, 50), cada coluna comunicando separadamente com: (i) um fornecimento de água aquecida, (ii) um fornecimento de água aquecida pressurizada, e (iii) um fornecimento de água resfriada pressurizada, cada coluna tendo uma saída para escapar de um fluxo de produtos líquidos; uma bomba (120, 220, 320, 420) para pressurizar cada uma das colunas de reação; uma pluralidade de válvulas (170, 270, 370, 470, 145, 245, 345) que cooperam com cada uma das referidas colunas de reação e referidas bombas para: (iv) pressurizar cada uma das referidas colunas de reação a uma pressão selecionada, (v) para manter a pressão selecionada em cada uma das referidas colunas de reação durante um período de tempo selecionado, e (vi) para aliviar a pressão em cada uma das referidas colunas de reação pressurizadas; e um vaso de coleta (380, 732) para receber o fluxo de produto líquidos de cada uma das referidas colunas durante um período de tempo em que cada uma das referidas colunas é pressurizada; e adicionalmente compreendendo um vaso (734) para receber um fluxo de água residual que escapa de cada uma das referidas colunas de reação, após cada uma das referidas colunas ser despressurizada; caracterizada pelo fato de que o fornecimento de água aquecida compreende uma primeira infraestrutura de tubulação que comunica com uma fonte de água, pelo menos um trocador de calor (130, 230, 330, 430), pelo menos um aquecedor, e um regulador de contrapressão para inundar cada uma das referidas colunas de reação com água quente e gerar água pressurizada de baixa polaridade; o fornecimento de água aquecida compreende uma segunda infraestrutura de tubulação que comunica com uma fonte de água, pelo menos um trocador de calor, pelo menos um aquecedor, e um regulador de contrapressão para aquecer cada uma das referidas colunas de reação para uma temperatura selecionada; o fornecimento de água aquecida pressurizada compreende uma terceira infraestrutura de tubulação que comunica com uma fonte de água, pelo menos um trocador de calor, pelo menos um aquecedor, e um regulador de contrapressão para continuamente escoar água pressurizada de baixa polaridade aquecida através de cada uma das referidas colunas de reação, a referida terceira infraestrutura de tubulação, adicionalmente, se comunica com o referido recipiente de coleta; e o fornecimento de água pressurizada resfriada compreende uma quarta infraestrutura de tubulação que comunica com uma fonte de água, pelo menos um trocador de calor, pelo menos um aquecedor, e um regulador de contrapressão para resfriar cada uma das referidas colunas de reação para uma temperatura selecionada.

2. Aparelho, de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que compreende adicionalmente um ou mais aparelhos de tratamento de água para receber e purificar o fluxo de águas residuais no mesmo.

3. Aparelho, de acordo com a reivindicação 2, caracterizado pelo fato de que compreende adicionalmente um aparelho para processar da água purificada por um ou mais de aquecimento e ajuste do pH.

4. Aparelho, de acordo com a reivindicação 3, caracterizado pelo fato de que compreende adicionalmente um reservatório (110) para o armazenamento de uma porção da água purificada.

5. Aparelho, de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que compreende, adicionalmente, um reservatório para armazenar uma porção do fluxo de água residual.

6. Aparelho, de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que compreende adicionalmente um ou mais vasos de coleta para sequencialmente receber, no mesmo, o fluxo de produto líquido de cada uma das referidas colunas durante um período de tempo em que cada uma das referidas colunas é pressurizada.

7. Aparelho, de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que compreende adicionalmente um sistema de controle automatizado que comunica com as duas ou mais colunas de reação, o fornecimento de água aquecida, o fornecimento de água pressurizada aquecida, o fornecimento de água pressurizada resfriada, as bombas para pressurizar cada uma das referidas colunas de reação, e a pluralidade de válvulas para sequencialmente controladamente dirigir o fluxo de água para (i) a primeira infraestrutura de tubulação, (ii) a segunda infraestrutura de tubulação, (iii) a terceira infraestrutura de tubulação, e (iv) a quarta infraestrutura de tubulação.

8. Aparelho, de acordo com a reivindicação 7, caracterizado pelo fato de que o sistema de controle automático é programável.

9. Aparelho, de acordo com a reivindicação 7, caracterizado pelo fato de que o sistema de controle automático pode ser operado manualmente.

10. Aparelho, de acordo com a reivindicação 7, caracterizado pelo fato de que compreende adicionalmente um sistema de controle manual que comunica com duas ou mais colunas de reação, o fornecimento de água aquecida, o fornecimento da água pressurizada aquecida, o fornecimento da água pressurizada resfriada, as bombas para pressurizar cada uma das referidas colunas de reação, e a pluralidade de válvulas para sequencialmente de forma controlada direcionar o fluxo de água para dentro da primeira infraestrutura de tubulação, a segunda infraestrutura de tubulação, a terceira infraestrutura de tubulação, e a quarta infraestrutura de tubulação.