Operatii Si Aparate- Anul 3

Dr. ing. Ciprian CĂPĂȚĂNĂ

Drd. ing. Mihai VĂDUVA

OPERAȚII UNITARE ÎN INGINERIA ALIMENTARĂ

EDITURA UNIVERSITĂȚII „LUCIAN BLAGA” DIN SIBIU -2010-

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

Descrierea CIP a Bibliotecii Naţionale a României CĂPĂŢÂNĂ, CIPRIAN Operaţii unitare în ingineria alimentară / Ciprian Căpăţână, Mihai Văduva. - Sibiu : Editura Universităţii "Lucian Blaga" din Sibiu, 2010 Bibliogr. ISBN 978-606-12-0016-0

I. Văduva, Mihai 664

©2010 Toate drepturile rezervate autorilor: Ciprian Căpățână și Mihai Văduva.

2

Operații unitare în ingineria alimentară

Prefață

Unul din obiectivele primare ale industriei alimentare este de a transforma, printr-o serie de operații, material primă agricolă în alimente destinate consumului. Pentru a se petrece aceste transformări se folosesc mai multe etape și diferite tipuri de echipamente. Calcularea și proiectarea fiecărei etape-numită operație unitară-este unul din scopurile principale ale ingineriei alimentare. Studiul sistematic al operațiilor unitare începe în domeniul ingineriei chimice, unde calculele au fost dezvoltate pentru a descrie, pe baza principiilor inginerești, schimbările ce au loc în fiecare etapă a procesului tehnologic. Aceste cunoștințe se aplică și în domeniul ingineriei alimentare, dar în același timp, au fost făcute adaptări la natura distictă a materiei prime folosită. Țelul unei serii de operații unitare nu este doar de a obține o producție optimă, ci și fabricarea unui produs alimentar potrivit pentru consum la o calitate cât mai înaltă. Astfel, în studierea operațiilor unitare ale unui process tehnologic alimentar este esențială calcularea atentă a fiecărei etape de procesare pentru ca produsul alimentar prelucrat să sufere daune minime. Principalul obiectiv al acestei cărți este de a prezenta, într-o formă progresivă și sistematică, informațiile de bază necesare pentru proiectarea proceselor alimentare, inclusiv echipamentul necesar. Numărul operațiilor unitare din ingineria alimentară este mare, chiar dacă unele din ele sunt mai rar întâlnite dată fiind situația particulară a anumitor procese. Această lucrare acoperă operațiile unitare cele mai relevante pentru industria alimentară în general. Sperăm ca această carte va fi folositoare inginerilor din industria alimentară ca referință în activitatea lor zilnică precum și studenților și masteranzilor de la specializările din domeniul ingineriei alimentare ca suport de curs și la întocmirea proiectelor.

Ciprian Căpățână și Mihai Văduva

3

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

4

Operații unitare în ingineria alimentară

Partea a II-a

OPERAŢII CU TRANSFER DE CĂLDURĂ

5

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

6

Operații unitare în ingineria alimentară

Capitolul 10 SCHIMBĂTOARE DE CĂLDURĂ Se numesc schimbătoare de căldură aparatele folosite pentru transmiterea căldurii de la un agent termic la altul. Un schimbător de căldură trebuie să realizeze un schimb termic cât mai intens cu o cât mai mică pierdere de de presiune a fluielor care circulă prin aparat. O pierdere mare de presiune nu constituie un inconvenient atunci când fluidul se află la presiune ridicată.

10.1.Clasificarea schimbătoarelor de căldură. a.

b.

c.

d.

După condiţiile de transmitere a căldurii: -

de suprafaţă;

-

de amestec.

Starea de agregare a agenţilor termici: -

gaz-gaz, gaz-vapori, gaz-lichid;

-

vapori-vapori, vapori-lichid;

-

lichid-lichid.

Natura procesului tehnologic principal: -

încălzitoare;

-

vaporizatoare;

-

răcitoare.

Sensurile de circulaţie a agenţilor termici: - echicurent; - contracurent; - curent încrucişat; - curent mixt.

e.

f.

g.

Forma suprafeţei de transmitere a căldurii: -

tubulare, (orizontale sau verticale);

-

cu serpentină (înecată sau cu stropire);

-

speciale, (cu plăci, cu nervuri, cu aripioare etc)

Natura materialului din care este construit: -

metalice;

-

nemetalice.

Numărul de treceri: -

cu o trecere;

-

cu mai multe treceri.

7

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

h.

Tipul constructiv: -

i.

elementare; cu manta; cu stropire; cu cămaşă; cu un corp; cu mai multe corpuri.

Posibilitatea de dilatare: -

rigide;

-

semielastice;

-

elastice (cu corp alunecător, cu presgarnitură, cu ţevi în U, cu compensator lenticular).

j.

Regimul termic: -

regim staţionar;

-

regim nestaţionar.

10.2.Calculul schimbătoarelor de căldură. Calculul schimbătoarelor de căldură presupune următoarele aspecte: -

calculul termic;

-

calculul de dimensionare tehnologică;

-

calculul hidrodinamic;

-

calculul de rezistenţă mecanică;

-

calculul tehnico-economic.

Calculul termic al schimbătoarelor de căldură se bazează pe două ecuaţii generale: ecuaţia de transmitere a căldurii şi ecuaţia bilanţului termic. Pentru aceste două ecuaţii se folosesc opt mărimi principale: -

 sarcina termică a aparatului, W;

-

A aria supraeţei de schimb de căldură, m ;

-

t11, t12 temperaturile de intrare şi ieşire agent cald, K;

-

t21, t22 temperaturile de inrare şi ieşire agent rece, K;

-

M1, M2 debitele de agent cald şi rece, kg/s.

2

Calculul schimbătoarelor de căldură de suprafaţă se împarte în trei tipuri de bază: -

calculul de proiectare (dimensionare) presupune determinarea ariei suprafeţei de schimb de căldură şi a unei temperaturi a unui agent termic sau a debitului unui agent;

-

calculul de verificare (alegere) în care suprafaţa de transfer termic este dată, mărimile necunoscute pot fi sarcina termică, debitele de agent termic sau două temperaturi. Se efectuează în vederea alegerii unui schimbător de căldură;

-

calculul regimului de funcţionare, în care suprafaţa de transfer de căldură este cunoscută, mărimile care trebuie determinate sunt unul din debite şi o temperatură sau sarcina termică a aparatului. Acest tip de calcul urmăreşte să stabilească concordanţa între regimurile de funcţionare şi reglajul schimbătorului de căldură.

8

Operații unitare în ingineria alimentară

10.2.1. Calculul de proiectare. Se exemplifică modul de conducere al calculului termic când se cunosc: M2, t11, t12, t21, t22, necunoscute fiind M1 şi A.

M1.cp1.t11

M2.cp2.t21

M2.cp2.t22

M1.cp1.t12

Figura 10.1 Schimbător de căldură în echicurent (schiţă de principiu)

- ecuaţia de bilanţ dă posibilitatea determinării debitului M1 de agent termic cald.

1  2  3  4   p

(10.1)

În care:

1  M1  c p1  t11

-fluxul termic adus de agentul cald, W;

 2  M 2  c p 2  t21

-fluxul termic adus de agentul rece, W;

3  M1  c p1  t12

-fluxul termic ieşit cu agentul cald,W;

 4  M 2  c p 2  t22

-fluxul termic ieşit cu agentul rece,W;

p

-fluxul pierdut, W.

Cantitatea de căldură pierdută se exprimă de obicei ca un procent din căldura utilă, u:

9

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

p  t

1  t

t

 u

(10.2) – 99,8%).

este randamentul termic al aparatului sau coeficientul de reţinere a căldu

Fluxul transmis este dat de ecuaţia:

t  M1  c p1  t11  c p1  t12 

(10.3)

u  M 2  c p 2  t22  t21 

(10.4)

Fluxul termic util este descris de ecuaţia:

- ecuaţia transmiterii căldurii dă posibilitatea determinării ariei suprafeţei de schimb de căldură:

  k  A  tmed

(10.5)

În care:  - fluxul termic transmis, W; 2

K – coeficientul total de transfer de căldură, W/(m .K); tmed – diferenţa medie de temperatură, K.

Diferenţa medie de temperatură se calculează cu relaţii stabilite pentru diferite cazuri particulare de circulaţie a agenţilor termici. La aparatele în echicurent (EC) sau contracurent (CC), diagramele de variaţie a temperaturii cu suprafaţa fiind prezentate în figura următoare, diferenţa medie de temperatură se calculează cu relaţia (6).

t11

t11

t12

t12 tmin

tmax t22

tmin

t21 tmax

t21

EC

CC

Figura10.2 Diagramele de variaţie a temperaturilor agenţilor în schimbătoarele de căldură cu circulaţie în echicurent (EC) şi contracurent (CC). 10

t22

Operații unitare în ingineria alimentară

tmed 

tmax  tmin t ln max tmin

(10.6)

În care tmax şi tmin reprezintă diferenţa maximă respectiv minimă de temperatură la un capăt şi la celălalt capăt al schimbătorului de căldură.

Pe diagramele de variaţie a temperaturii pot fi reprezentate cu exactitate numai valorile iniţiale şi finale ale temperaturilor, care sunt cunoscute, valorile intermediare nu se determină datorită complexităţii calculelor.

Pentru aparatele cu curent încrucişat sau curent mixt reprezentarea grafică a variaţiei temperaturilor devine mai dificilă.

Calculul de dimensionare tehnologică constă în determinarea dimensiunilor schimbătoarelor de căldură pe baza consideraţiilor constructive şi funcţionale. Acest calcul este specific fiecărui aparat de schimb de căldură.

Calculul hidrodinamic al schimbătoarelor de căldură urmăreşte determinarea pierderilor de presiune, a puterii şi a energiei de pompare în acestea, atât pentru agentul termic cal cât şi pentru cel rece. Pierderile de presiune constituie, alături de sarcina termică şi regimul de temperatură, un parametru important în proiectarea şi funcţionarea schimbătoarelor de căldură. Caracteristica hidraulică a schimbătorului de căldură reprezintă dependenţa pierderilor de presiune ale agentului cald şi rece de debitele fluidelor respective. O astfel de caracteristică este necesară pentru alegerea regimului de exploatare economică a aparatului.

10.3 Aparate de schimb de căldură Tipurile şi construcţiile de schimbătoare de căldură sunt foarte diferite. Clasificarea lor se poate face ţinînd seama de o serie de criterii: destinaţie, stare de agregare a agenţilor termici, direcţia de deplasare a agenţilor termici, după materialul de construcţie, după tipul de construcţie. Pentru prezentare criteriul cel mai adecvat de clasificare este în funcţie de construcţie. Schimbătoarele de căldură folosite în industria alimentară în funcţie de elementele constructive, se pot grupa în:

— schimbătoare de căldură cu manta; — schimbătoare de căldură cu serpentină (spirală); — schimbătoare de căldură cu ţevi coaxiale; — schimbătoare de căldură multitubulare; — schimbătoare de căldură în spirală; — schimbătoare de căldură cu plăci; — schimbătoare de căldură cu ţevi cu aripioare; -- schimbătoare de căldură de construcţii particulare sau mixte.

11

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

10.3.1 Schimbătoare de căldură cu manta Schimbătoarele de căldură cu manta sunt vase, de obicei destinate realizării unei anumite faze tehnologice care se petrece la o anumită temperatură, ce se poate obţine prin transfer de căldură realizat în scop de încălzire sau răcire. Spaţiul destinat circulaţiei agentului de răcire sau încălzire este realizat cu ajutorul unei mantale sau perete dublu montat în jurul aparatului în care se realizează faza respectivă. Transferul de căldură se realizează printr-o parte a suprafeţei aparatului care este acoperită de manta. Schema de construcţie a unui vas cu manta este dată în fig. 1S9. Mantaua este fixată la exteriorul aparatului pe o înălţime adecvată, astfel ca lichidul din interiorul vasului să acopere toată suprafaţa de schimb de căldură pentru o utilizare raţională a acesteia. Mantaua uneori poate fi realizată excentric faţă de vas pentru a favoriza în interiorul vasului apariţia unor curenţi de convecţie care să contribuie la mărirea coeficientului parţial de transfer de căldură. Spaţiul prin care circulă agentul de încălzire respectiv de răcire, trebuie să fie prevăzut cu racord de alimentare şi de evacuare unul din ele în partea superioară a mantalei altul în partea inferioară. Dacă diametrul vasului este mai mare de 1 m în cazul încălzirii la partea superioară trebuie să fie două racorduri situate la 180° unul de altul. Dacă mantaua este 2

folosită pentru încălzirea cu abur presiunea admisă în mod normal este 50 N/cm . Depăşirea acestei presiuni impune atît construirea vasului cît şi a mantalei cu pereţi mai groşi.

Fig.10.3 Schema schimbătorului de căldură cu manta. 1-vas; 2-manta; 3-racorduri pentru fluidul din manta; 4-racorduri pentru introducerea sau evacuarea lichidului din vas.

Suprafaţa de încălzire posibil de realizat este limitată faţă de dimensiunile vasului. Domeniul de utilizare este totuşi destul de mare, întrebuinţîndu-se în mod normal pentru operaţii speciale; din punct de vedere al transferului de căldură în cele mai multe cazuri se încadrează în regim nestaţiouar (orice încălzire sau răcire este un regim nestaţionar în acest aparat). Când se realizează procese cu menţinere la temperatură constantă în vas procesul de transfer de căldură pe perioada de regim este staţionar. Pentru calculul aparatelor cu manta se dă de obicei cantitatea de produs care trebuie încălzit sau răcit şi care se găseşte la un moment dat şi condiţiile iniţiale şi finale la care trebuie să se ajungă din punct de vedere termic (temperatura iniţială şi finală). Cantitatea de produs, densitatea lui şi gradul de umplere al vasului determină volumul vasului în funcţie de condiţiile de formă raport de dimensiuni şi volumul vasului (condiţii geometrice) se deduc dimensiunile vasului, iar în funcţie de acestea şi înălţimea lichidului în vas, mărimea suprafeţei de schimb de căldură. Condiţiile de transfer de căldură sunt descrise de relaţia:

12

Operații unitare în ingineria alimentară

  k  A  tmed  

(10.7)

în care  este determinat din bilanţul caloric legat de condiţiile termice iniţiale şi finale, A (suprafaţa de schimb de căldură) este determinată de elementele constructive ţinînd seama de cele indicate, k (coeficientul total de transfer de căldură) se determină ca în cazul transferului de căldură între două fluide separate printr-un perete solid (se poate asimila cu peretele solid cu feţe paralele), determinarea valorii lui k pentru 1 şi 2 se ţine seama de condiţiile concrete de transfer de căldură. în tabelul 10.1 sunt date valori medii ale lui k. în diferite situaţii.

Tabelul 10.1 Coeficienţii totali de transfer de căldură pentru schimbătoare de căldură cu manta. Fluidul din Manta

Materialul de

Mişcare

construcţie al vasului

Vas

Coeficientul total de transfer de căldură k, W/m2.grd

Abur

Apă

Fontă emailată

Cu agitare

Abur

Lapte

Fontă emailată

Cu agitare

~460

Abur

Lapte in fierbere

Fontă emailată

Cu agitare

~2800

Abur

Apă in fierbere

Oţel

Fără agitare

~1050

Abur

Apă în fierbere

Cupru

Fără agitare

~1250

Abur

Parafină

Cupru

Fără agitare

~140

Abur

Masa

Cu agitare

400-500

plină

cu Fontă

540 - 670

cocoloaşe

La calculul lui tmed se va ţine seama de asemenea de condiţiile concrete referitoare la procesul care are loc în vas. Dacă este regim staţionar sau regim nestaţionar cu variaţia temperaturii numai în timp se foloseşte relaţia (10.6).

10.3.2 Schimbătoare de căldură cu serpentină(spirală) Aceste aparate sunt întrebuinţate în cazul transferului de căldură la un flux caloric redus sau cînd aparatul are o destinaţie specială. Din punct de vedere constructiv pot să apară diferite variante. Vasul poate fi cilindric cu fund drept, bombat sau troncouic şi în interior există o serpentină (spirală Arhimede) din ţeava prin care circulă agentul de încălzire sau răcire. Vasul la partea superioară poate fi închis sau deschis în funcţie de condiţiile tehnologice impuse pentru lichidul din vas. Spaţiul spiralei poate fi delimitat de un al doilea cilindru interior (fig. 10.4). În alte cazuri vasul poate avea formă paralelipipedică şi serpentina să fie plană, montată în poziţie orizontală sau verticală (fig. 10.5).

Fig.10.4 Schema schimbătorului de căldură cu serpentină în spirală.

Fig.10.5 Schema schimbătorului de căldură cu serpentină plană.

Serpentinele se execută de obicei din ţevi cu diametrul până la maxim 75 mm, deoarece construcţia serpentinelor din ţevi cu diametru mai mare este dificilă. Serpentinele uzual se construiesc din ţevi din oţel sau din cupru. Serpentinele nu pot fi utilizate pentru lichide care depun cruste greu de curăţit. 13

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

Se întîlnesc şi construcţii de serpentine montate în exteriorul vasului, serpentina fiind sudată de peretele vasului. Serpentinele de acest tip pot fi în loc de ţeava cu secţiune cerc, din ţeava tăiată (semicerc) sau cu secţiune triunghiulară. Suprafaţa de schimb de căldură în acest caz este limitată ca la vasele cu manta. Coeficientul de transfer de căldură este mai mare la serpentine decît în cazul ţevilor drepte. Totuşi serpentinele avînd lungimea mai mare, în cazul condensării vaporilor în interiorul serpentinei, în partea inferioară a serpentinei se poate acumula condensat, ceea ce duce la înrăutăţirea schimbului de căldură. De asemenea la serpentinele lungi pierderile de presiune sunt mari şi evacuarea gazelor necondensabile este mai dificilă în aceste cazuri, serpentinele se împart în cîteva secţiuni dispuse fie una deasupra alteia, fie în formă de cercuri concentrice. Din cauza rezistenţei hidraulice mari a serpentinei, viteza purtătorului de căldură se ia în mod normal mai mică decît la ţevile drepte, în genere pentru lichide nedepăşindu-se viteza de 1 m/s. În cazul curgerii libere, viteza fluidului din serpentină este limitată de elementele constructive ale serpentinei şi pierderea de presiune. Când

în interiorul

serpentinei circulă

vapori

2

la presiuni sub 50 N/cm se recomandă ca raportul între

lungimea serpentinei şi diametru să nu depăşească 225. Aparatele de schimb de căldură cu serpentină ocupă un volum mare în raport cu suprafaţa de schimb de căldură realizată. Cu toate acestea domeniul de utilizare este suficient de larg, în special extins în domeniul operaţiilor speciale cînd se realizează încălziri sau răciri si pentru debite mici la condensare sau la răcire. Din punct de vedere al transferului de căldură poate funcţiona fie în regim staţionar (în cazul condensărilor sau răcirii lichidelor care circulă în interiorul serpentinei etc), fie în regim nestaţionar. în acest ultim caz în mod normal funcţionează numai cu variaţia temperaturii fluidelor în timp. Pentru calculul termic şi dimensional trebuie să se ţină seama de condiţiile concrete al procesului respectiv. Fluxul termic necesar se determină pe baza unui bilanţ caloric, la care de asemenea trebuie să se ţină seama de cazul concret. în cazul cînd serpentina este interioară şi rolul ei este să realizeze o încălzire a produsului din vas, la calculul fluxului termic trebuie să se ţină seama de pierderile de căldură în mediul înconjurător prin pereţii exteriori ai vasului, deoarece şi această căldură trebuie asigurată prin suprafaţa de schimb de căldură. în cazul serpentinei interioare care realizează o răcire a produsului din vas pierderile de căldură în exterior trebuie scăzute din căldura transmisă, sau neglijate, în cazul serpentinei exterioare fluxul termic este cel care trebuie transmis spre interior. Coeficientul de transfer de căldură, ţinîud seama că suprafaţa de schimb de căldură este o ţeava, trebuie calculat pe baza relaţiei (10.6). La determinarea lui k pentru 1 şi 2 se va ţine seama de condiţiile concrete de transfer, inclusiv de faptul că se lucrează cu o serpentină. în tabelul 40 sunt date valori ale coeficinţilor totali de transfer de căldură în diferite cazuri. Tabelul 10.2. Coeficienţii totali de transfer de căldură pentru serpentinele imersate in lichide in vase cu sau fără agitare Fluidul

14

Metalul din care este confecţionată serpentina Cupru

Mişcare

Valori, W/m2.grd

Fără agitare

300-1350

Din serpentină

Din vas

Abur care se condensează

Soluţii de zahăr sau melasă

Apă rece

Apă

Oţel

Cu barbotare în jurul serpentinei

800—1600

Apă rece Saramură

Apă caldă Soluţie de aminoacizi

Plumb —.

Agitare 0,4 rot/min Agitare 30 rot/min

500—2000 ~550

Lapte Apă rece Apă

Apă Apă caldă Soluţie zahăr 50 %

Cu agitare Fără agitare Cu agitare medie

— 1600 550—1000 260—340

Cupru Plumb

Operații unitare în ingineria alimentară

Pentru calculul diferenţei de temperatură se va ţine seama de relaţia (10.6), însă la temperatura fluidului din vas se va ţine seama de condiţiile concrete. Diametrul ţevii din care se construieşte serpentina se stabileşte funcţie de debitul de fluid şi viteza admisă pentru curegerea fluidului din interiorul ţevii şi ţinîndu-se seama de standardizarea diametrelor ţevilor. Diametrul mediu al spiralei în vasele cilindrice se alege în funcţie de diametrul interior al vasului şi de existenţa eventuală a unui agitator în vas. În cazul existenţei agitatorului diametrul mediu al spiralei trebuie să fie mai mare ca diametrul descris de paleta agitatorului şi mai mic decît diametrul interior al vasului. Cunoscînd suprafaţa de transfer de căldură, diametrul ţevii, şi diametrul spirei se determină celelalte elemente constructive ale serpentinei: lungimea totală, lunginiăa unei spire, numărul de spire, înălţimea serpentinei. Lungimea totală L se determină funcţie de suprafaţa de transfer de căldură şi diametrul mediu al ţevii (dm) din care este construită serpentina

L

A  .d m

(10.8)

Lungimea unei spire a serpentinei l se determină în funcţie de diametrul spirei (d8) şi distanţa dintre spire pe verticală, respectiv pasul spirei h, care se ia în mod normal egal cu 1,5—2 din diametrul mediu (dm) al ţevii din care este construită serpentina.

l

 .d s 2  h2   .d s

(10.9)

Numărul de spire din serpentină este dat de raportul între lungimea totală L şi lungimea unei spire (l)

n

L l

(10.10)

înălţimea totală a serpentinei H este

H  n.h  de

(10.11)

în care de este diametrul exterior al ţevii din care este construită serpentina. În cazul curgerii libere, ţinînd seama că pierderea de presiune este determinată de pasul spirei h, trebuie să se facă corelarea între debit, diametrul ţevii, viteza fluidului din ţeava şi pasul spirei care determină pierderea de presiune realizată de-a lungul unei spire. La determinarea pierderilor de presiune se va ţine seama de pierderea de presiune de-a lungul conductei şi prin rezistenţe locale. Ţinînd seama că o spiră o putem aproxima ca fiind alcătuită din patru curbe cu raza de curbură mare, pierderea de presiune pentru o spiră trebuie determinată pe baza relaţiei:

p  4. .

w2 . 2.g

(10.12)

sau

p



 h  4. .

w2 2.g

(10.13)

iar valoarea lui  care este coeficientul de rezistenţă locală, la care ţinînd seama că unghiul dintre tangente la extremitatea curbei este 90° se ajunge la:

d    0,131  0,16. m   rs 

3, 5

(10.14)

Pentru serpentinele drepte calculul trebuie adaptat situaţiei după determinarea lungimii totale. 15

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

10.3.3. Schimbătoare de căldură cu țevi coaxiale Acest tip de schimbătoare de căldură sunt folosite pentru transferul de căldură la fluxuri termice mici, Sunt construite din ţevi cu diametru sub 75 mm, introduse în alte ţevi cu diametru mai mare, pentru care este numit şi schimbător de căldură tip „ţeava în ţeava". Un schimbător de căldură poate fi realizat din asamblarea în serie a mai multor elemente, de obicei aşezate unul sub altul (fig. 193). Pentru uşurinţa curăţirii legarea se realizează cu elemente demontabile (coturi duble). Dacă este necesară o suprafaţă de schimb de căldură mai mare, se pot instala mai multe elemente în paralel legate la alimentare şi evacuare prin conducte colectoare. La încălzirea unui lichid pe seama căldurii cedate de abur satur&nt care se condensează, lichidul este indicat să circule de jos în sus prin interiorul ţevii, iar aburul (şi condensatul) de sus în jos în spaţiul inelar dintre cele două conducte, condensatul evacuîndu-se la partea inferioară prin intermediul unui separator de condensat. în acest sistem se realizează o circulaţie în contracurent. Aceasta se poate realiza.şi în cazul transferului de căldură între două lichide, însă în acest caz viteza lichidului care circulă de sus în jos trebuie să fie astfel aleasă ca ţeava să fie tot timpul plină (să avem curgere forţată). Diametrul celor două ţevi coaxiale se poate alege astfel ca să se imprime ambelor fluide viteza dorită pentru realizarea transferului de căldură în condiţii optime.

Fig.10.6. Schema schimbătorului de căldură cu ţevi coaxiale.

În aceste aparate transferul de căldură se realizează totdeauna în regim staţionar şi calculul de dimensionare termică se realizează ţinînd seama de acesta, determinîndu-se suprafaţa totală de schimb de căldură, apoi se determina lungimea totală de ţeava necesară şi se alege lungimea unui element în funcţie de condiţiile constructive şi de amplasament și se determină numărul de ţevi. Pierderea de presiune se determină ţinînd seama de pierderea de presiune în lungul conductei şi prin rezistenţele locale. Trebuie făcut calculul pierderilor de presiune diferenţiat pentru cele două fluide.

10.3.4. Schimbătoare de căldură multitubulare Acest tip de aparate sunt cele mai răspîndite şi în acelaşi timp cele mai reprezentative aparate de schimb de căldură. Ele sunt întrebuinţate în cazurile în care este necesară o suprafaţă de schimb de căldură relativ mare şi în scopuri multiple: preîncălzitor, răcitor, condensator de suprafaţă, recuperator. În forma cea mai simplă, schimbătoarele de căldură multitubulare (fig. 10.7) sunt construite din ţevi fixate la capete în orificiile realizate în două plăci tubulare 2. Spaţiul exterior ţevilor este închis de o manta 3 de care sunt sudate cele două plăci tubulare. Spaţiul din interiorul ţevilor este închis la cele două capete ale ţevilor prin două capace 4, 16

Operații unitare în ingineria alimentară

formînd la fiecare capăt cîte o cameră colectoare. Unul din fluidele care participă la transferul de căldură circulă prin interiorul ţevilor şi prin cele două camere colectoare, ceea ce impune ca pe fiecare capac să existe un racord de admisie sau evacuarea fluidului 5. Cel de-al doilea fluid circulă prin spaţiul dintre ţevi, manta şi plăcile tubulare. Pe manta în apropierea fiecărei plăci tubulare sunt montate racordurile 6 pentru admisia şi evacuarea fluidului care circulă în acest spaţiu. Cînd unul dintre fluide este în fază de vapori care se condensează (abur), în mod normal acesta circulă în spaţiul dintre ţevi şi este necesar ca pe manta să fie montat şi un racord de aerisire pentru evacuarea periodică a gazelor necondensabile. Racordul de evacuare al condensului trebuie să fie în legătură cu un separator de condensat, care să permită evacuarea lichidului şi să reţină faza vapori. Dispunerea ţevilor în placa tubulară se poate realiza fie în vîrfurile unei reţele de triunghiuri echilaterale sub formă de hexagoane concentrice, fie prin dispunerea de cercuri concentrice (fig. 10.8). Ambele variante fac ca în centrul plăcii tubulare să fie o ţeava înconjurată de şase ţevi fixate pe primul hexagon sau cerc, apoi de (2x6) ţevi pe al doilea hexagon sau cerc, de 6 n ţevi pe al w-lea hexagon sau cerc. Ţevile trebuie să fie fixate etanş în placa tubulară. Fixarea ţevilor în plăcile tubulare se poate realiza în mai multe moduri, aşa cum se prezintă în fig. 10.9. Ţevile se fixează de obicei prin mandrinare sau sudură. Schimbătorul de căldură prezentat în fig. 10.7 se caracterizează prin circulaţia fluidului din ţevi în paralel prin toate ţevile şi a celui dintre ţevi în paralel printre toate ţevile. Este un schimbător cu o singură trecere. Pe lîngă această variantă simplă se construiesc o serie de variante îmbunătăţite. O primă categorie de îmbunătăţire se realizează prin faptul că fluidul care circulă în interiorul ţevilor este forţat să treacă numai printr-o parte din ţevi în paralel să ajungă la celălalt capăt şi apoi să se întoarcă printr-un alt grup de ţevi în paralel (fig. 10.10). Se realizează schimbătorul de căldură cu două treceri. Pentru a se ajunge la această construcţie ambele racorduri sunt fixate în acelaşi capac, iar spaţiul dintre capac şi placa tubulară este despărţit printr-un perete etanş. Prin practicarea mai multor pereţi etanşi de despărţire între plăcile tubulare şi capace se poate ajunge la un schimbător de căldură cu mai multe treceri, la care racordurile de admisie şi evacuare sunt fixate pe acelaşi capac dacă numărul trecerilor este par sau cîte unul pe un capac dacă numărul trecerilor este impar. Forma şi poziţia pereţilor este astfel aleasă ca să asigure o circulaţie corespunzătoare fluidului.

Fig.10.7 Schimbător de căldură multitubular

17

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

Fig.10.8 Dispunerea ţevilor în placa schimbătorului de căldură multitubular. a - pe hexagoane concentrice; b - pe cercuri concentrice.

Fig.10.9 Siseme de fixare a ţevilor în placa tubulară. a – mandrinare simplă; b – mandrinare cu răsfrângerea marginilor ţevilor; c – mandrinare şi nituiri interioare; d – sudură; e – fixare demontabilă

O astfel de construcţie permite să se mărească viteza fluidului care circulă prin interiorul ţevilor şi în consecinţă să se mărească coeficientul de transfer de căldură (parţial) de la acest fluid la perete. Cînd locul permite sistemul de schimbător de căldură cu mai multe treceri, este indicat să fie înlocuit cu mai multe schimbătoare de căldură cu o trecere montate astfel ca fluidul să circule în serie prin interiorul ţevilor acestora. Pentru mărirea vitezei de circulaţie a fluidului care se deplasează în spaţiul dintre ţevi, în acest spaţiu se fixează şicane dâre dirijază circulaţia fluidului. Şicanele pot fi transversale sau longitudinale. în cazul şicanelor transversale fluidul circulă perpendicular pe fascicolul de ţevi (fig. 10.11). în cazul şicanelor longitudinale fluidul circulă paralel cu fascicolul de ţevi, însă făcînd mai multe treceri în lungul ţevilor, numărul deplasărilor depinzînd de numărul şicanelor montate în lungul ţevilor.

Fig.10.10 Schimbător de căldură cu şicane transversale sub formă de discuri.

Şicanele transversale reprezintă de obicei discuri cu segmente tăiate sau inele şi discuri montate alternativ. Şicanele longitudinale sunt plăci dreptunghiulare de lungime egală şi înălţime diferită. Fixarea rigidă a ţevilor în plăcile tubulare ale schimbătorului de căldură este de obicei sigură numai dacă diferenţa de temperatură între manta şi fascicolul de ţevi nu depăşeşte 20°. Dacă diferenţa de temperatură între manta şi ţevi este 18

Operații unitare în ingineria alimentară

mai mare, ţevile se pot încovoia, se pot deforma. în aceste cazuri se pot lua unele măsuri constructive care să evite deformarea, dar care în acelaş timp aduc unele complicaţii constructive. în acest scop se pot construi schimbătoare de căldură cu manta prevăzute cu o placă tubulară montată liber faţă de manta, obligînd fluidul care circulă prin ţevi să aibă două sau un număr par de treceri (fig. 10.11, a), fie prevăzînd pe manta o lentilă care preia efectele de dilatare (fig. 10.11, b), fie avînd ţevile montate într-o singură placă tubulară, ţevile fiind îndoite în U (fig. 10.11, c), fie altă variantă.

Fig.10.11 Schimbătoare de căldură cu elemente pentru preluarea efectului de dilatare.

Calculul schimbătoarelor de căldură multitubulare. Schimbătoarele de căldură multitubulare funcţionează în mod normal în regim termic staţionar. Fiecare construcţie de aparat din cauza elementelor caracteristice impune anumite diferenţieri atît în calculul termic cît şi în cel dimensional. Calculul termic poate fi făcut în două variante principale: calcul termic de proiectare sau calcul termic de verificare. În calculul termic de proiectare se pleacă stabilind iniţial, pe bază de bilanţ caloric sau ecuaţie calorimetrică, căldura ce trebuie transmisă şi debitele de agenţi în circulaţie; apoi, pe baza relaţiilor de transfer de căldură se determină suprafaţa de transfer şi elementele constructive. în calculul termic de verificare se porneşte de la un aparat dat — sunt determinate elementele constructive şi suprafaţa de transfer de căldură — şi se stabilesc posibilităţile de folosire, respectiv se urmăreşte alegerea condiţiilor de funcţionare în regim optim. La calculul termic de proiectare după stabilirea fluxului termic, în funcţie de tipul de aparat propus a se construi şi parametrii agenţilor în circulaţie se determină valoarea coeficientului total de transfer de căldură k , ţinîndu-se seama de condiţiile concrete la determinarea lui i respectiv e. Pentru acest calcul este necesar să fie ales şi tipul de ţeava din care se va construi schimbătorul de căldură, atît sub aspectul materialului de construcţie (valoarea lui X) cît şi al dimensiunilor (valoarea lui , di, de, dm). La calculul lui tmed pentru schimbătoarele de căldură în curent paralel sau în contracurent se aplică relaţia (10.6). în cazul schimbătoarelor de căldură cu mai multe treceri sau cu şicane, sau şi mai multe treceri şi şicane, circulaţia fluidului nu mai este în curent paralel sau contracurent, ci este o circulaţie combinată sau mixtă, sau un curent încrucişat. În aceste cazuri se calculează un tmed ca pentru circulaţia în contracurent şi această valoare este corectată prin multiplicare cu un factor de corecţie f;

tmed r  f .tmed

(10.15)

Mărimea factorului / se determină din diagrame caracteristice fiecărui tip de construcţie (fig. 10.11) în funcţie de factorii:

19

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

P

t2''  t2' t1'  t1'' şi R  t1'  t2' t2''  t2'

(10.16)

semnificaţiile temperaturilor fiind marcate pe figură. Pentru alte variante de construcţii a se vedea diagramele din literatură. În cazul în care într-un aparat se realizează şi condensare şi încălzire respectiv răcire este indicat ca determinarea suprafeţei de transfer de căldură să se facă pe porţiuni şi să se însumeze pentru construcţie. Indicaţii pentru proiectarea aparatului. Poziţia orizontală sau verticală a aparatului în cazul când are loc transfer de căldură fără schimbare de fază este determinată numai de spaţiul disponibil sau de anumite consideraţii tehnologice. Cînd transferul de căldură se realizează cu condensarea vaporilor este indicată poziţia orizontală, deoarece în această poziţie coeficientul de transfer de căldură este mai mare. Dacă transferul de căldură este pentru un caz de condensare urmat de răcirea condensatului, este indicată poziţia verticală. Ca regulă este indicat să circule prin ţevi: fluidul mai cald, cu debitul mai mic, cu viscozitatea mai mică, cu presiunea mai mare, lichidul corosiv, cel care depune crustă. Este indicat să circule printre ţevi: fluidul cu viscozitatea mai mare, debit mai mare.mai rece, gazele, vaporii. Diametrul ţevilor se alege în aşa fel încît viteza din ele să fie cît mai mare. Pentru lichide se admit viteze minime 0,1 — 0,3 m/s şi viteză maximă 2 m/s. Tipurile de ţevi cele mai folosite sunt de diametrul nominal 25, 40, 50 mm. Pentru lichide vîscoase şi impure şi pentru gaze se pot lua şi diametre mai mari. Grosimea plăcilor tubulare se determină prin calcul de rezistenţă. Este indicat să fie cel puţin diametrul exterior al ţevilor şi în orice caz peste 25 mm. Grosimea mantalei se determină prin calculul de rezistenţă, ţinînd seama de diametrul şi presiunea din spaţiul dintre ţevi şi se ia cu 3 mm mai groasă pentru a se ţine seama de coroziune. Ţevile schimbătoarelor de căldură multitubulare se repartizează cît mai uniform pe secţiunea transversală după cercuri concentrice sau hexagoane aşa cum este prezentat în fig. 10.8. în schimbătoarele de căldură destinate funcţionării cu lichide care conţin impurităţi, în spaţiul dintre ţevi, repartizarea este mai bine să se facă după pătrate sau romburi care prezintă avantajul unei curăţiri mai uşoare a spaţiului dintre ţevi. Dispunerea după hexagoane (în vîrful unei reţele de triunghiuri echilaterale) corespunde utilizării optime a secţiunii schimbătorului de căldură. Pentru mărirea vitezei fluidului care circulă printre ţevi, este necesară o aşezare cît mai compactă a ţevilor. Pasul (distanţa dintre centrele a două ţevi) se ia 1,3 — 1,5 de (diametrul exterior al ţevilor) pentru ţevile fixate prin mafi-drinare şi 1,25 de pentru ţevile fixate prin sudură. La aşezarea pe hexagoane sau cercuri concentrice numărul de n ţevi din m hexagoane sau cercuri concentrice se calculează după relaţia

n  3m  m  1  1

(10.17)

fiind suma unei progresii aritmetice cu raţia 6 şi la care se adaugă 1 care reprezintă ţeava centrală. Pe de altă parte numărul de ţevi necesar pentru un schimbător de căldură se deduce din suprafaţa de transfer de căldură A, diametrul mediu al ţevii dm şi lungimea ţevii l,

n

A   dm  l

(10.18)

Lungimea ţevilor întrebuinţate pentru construcţia schimbătoarelor de căldură se ia constructiv, de obicei între 2—5 m în funcţie de mărimea schimbătorului de căldură. Lungimi de ţevi mai mari nu sunt indicate.

20

Operații unitare în ingineria alimentară

Diametrul interior D al mantalei schimbătoarelor de căldură se calcul-lează după relaţia

D  2m  p  4de

(10.19)

în care p este pasul dintre ţevi.

La calculul de verificare al unui schimbător de căldură dat se porneşte de la o suprafaţă de schimb de căldură şi o construcţie cunoscută şi se urmăreşte stabilirea utilizării optime în funcţie de anumite condiţii date de temperaturi iniţiale, debite şi caracteristici termice ale fluidelor între care are loc schimbul de căldură şi să se determine temperaturile la ieşire. Calculul în cazul acesta trebuie făcut prin aproximaţii succesive deoarece, necunoscîndu-se temperaturile finale, acestea iniţial trebuie aproximate pentru calculul lui k şi tm şi apoi reverificate. Rezistenţa hidraulică a schimbătoarelor de căldură multitu-bulare se calculează separat pentru spaţiul de circulaţie al fiecărui fluid. Rezistenţa hidraulică pentru spaţiul din interiorul ţevilor este suma pierderilor de presiune realizate, datorită frecărilor în lungul ţevilor şi datorită rezistenţelor locale în racordurile de intrare şi ieşire şi la intrarea şi ieşirea din ţevi. Determinarea pierderilor se face pe principiile cunoscute. Rezistenţa hidraulică a spaţiului intertubular trebuie calculată ţinînd seama de condiţiile concrete ale curgerii (paralel cu axa longitudinală a fasciculului de ţevi sau transversal pe fascicolul de ţevi). în cazul curgerii longitudinale rezistenţa hidraulică este suma pierderilor de presiune prin frecări în lungul conductelor (trebuie să se lucreze cu diametrul echivalent) şi prin rezistenţe locale ca şi în cazul circulaţiei prin ţevi. în cazul curgerii transversale pe fasciculul de ţevi, rezistenţa hidraulică se poate determina ca sumă de rezistenţe locale. Coeficientul de rezistenţă locală după indicaţiile lui Miheev pentru curgerea transversală pe fasciculul de ţevi se poate calcula pe baza relaţiei:

  C  Ren

(10.20)

în care C şi n au valori diferenţiate pentru fascicul decalat sau pentru fascicul în rînduri: Valorile lui C şi n sunt: C

n

fascicul decalat

4+6,6 m

- 0,28

fascicul dispus în rînduri

6+9 rn

- 0,26

în care m este numărul de rînduri din fascicul în direcţia de curgere a lichidului.

10.3.5. Schimbătoare de căldură în spirală Schimbătoarele de căldură în spirală sunt formate din două table îndoite sub formă de spirală şi din doi pereţi laterali care au rolul să închidă şi să separe două spaţii prin care circulă în curent paralel sau în contracurent cele două fluide între care se realizează transferul de căldură. Pentru fiecare din aceste două spaţii există un racord central şi unul periferic pentru intrarea şi ieşirea fluidului (fig. 10.12). Canalele care se formează pentru circulaţia fluidelor se etanşează prin diferite sisteme. Schimbătoarele de căldură în spirală prezintă unele avantaje şi anume: — viteza fluidelor care circulă prin spaţiul spiral într-o secţiune de formă dreptunghiulară este constantă, fără locuri în circulaţie lentă unde să se poată acumula depuneri şi să poată apărea fenomenul de coroziune;

21

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

— viteza constantă şi lipsa schimbărilor bruşte de direcţie face ca pierderea de presiune să fie mai redusă decît în cazul altor tipuri de schimbătoare de căldură; — distanţa relativ mică dintre cele două table îndoite (6—15 mm) favorizează deplasarea fluidelor la viteze mai mari (pentru vapori, pînă la 20 m/s, pentru lichide pînă la 2 m/s), realizarea unei turbulenţe corespunzătoare, ceea ce atrage după sine mărirea coeficientului total de transfer de căldură. Se poate ajunge pînă la coeficienţi totali de transfer de 2

căldură de 3 500 W/m , grd; — dispunerea în spirale paralele a tablelor separatoare, duce la o concentrare mai mare de suprafaţă de transfer de 2

3

căldură (se ajunge pînă la 80 m /m ) ceea ce face să se ocupe un spaţiu mai redus. Ţinînd seama şi de mărimea 3

coeficientului de transfer de căldură, eficienţa unui m de schimbător de căldură spiral este echivalentă cu cea a unei 2

suprafeţe de circa 150 m în schimbător de căldură multitubular.

Fig10.12. Schimbător de căldură în spirală.

Fabricarea acestor schimbătoare de căldură este mai complicată şi pune restricţii de presiune mai mari decît 2

schimbătoarele de Căldură multitubulare. în genere presiunea de lucru nu depăşeşte 60 N/cm şi numai în cazuri speciale 2

se poate ajunge la 100 N/cm . Totuşi avantajele lui au făcut să-şi găsească din ce în ce mai multe aplicaţii. La calculul termic fluxul termic se stabileşte pa baza ecuaţiilor calori-metrice, ţinînd seama dacă este sau nu schimbare de stare la fluidul respectiv şi în acelaşi timp, ţinînd seama ca fluxul termic între cele două fluide să fie egal. Debitele celor două fluide se pot determina din fluxul termic dacă acesta este condiţionat, sau debitul unuia din fluide este condiţionat de condiţiile de transfer termic şi fluxul termic al celuilalt fluid. Diferenţa medie de temperatură între fluidele între care are loc transferul de căldură se determină ţinînd seama că în cazul acestui aparat transferul de căldură are loc în perfect contracurent. La calculul coeficientului total de transfer de căldură trebuie să se ţină seama de condiţiile concrete ale celor două fluide şi ale aparatului. Ţinînd seama de construcţia aparatului la calculul vitezelor trebuie să se ţină seama de debit şi secţiunea reală de trecere prin aparat pentru fiecare fluid. Pentru calculul coeficienţilor de transfer de căldură (parţiali) trebuie să se determine diametrul echivalent al fiecărui canal, ţinînd seama de faptul că în realitate canalul are o secţiune dreptunghiulară constantă pe tot parcursul fiecărui fluid. Pentru proiectarea unui schimbător de căldură în spirală se ia de obicei distanţa între cele două suprafeţe de schimb de căldură 8—20 mm (grosimea canalului) şi lungimea 600—1 200 mm (lungimea canalului aproximativ egală cu lăţimea spiralei din care face parte peretele despărţitor) . Conform datelor experimentale coeficienţii de transfer de căldură (parţiali) sunt cu circa 60% mai mari decît cei calculaţi pe baza relaţiilor obişnuite, ţinînd seama de criteriul lui Reynolds şi Prandtl în cazul cînd criteriul lui Reynolds Re>

22

Operații unitare în ingineria alimentară

6 000. Din aceste motive pentru calculul coeficienţilor de transfer de căldură (parţiali) trebuie să se facă corecţia prin înmulţire cu 1,6 a valorii calculate pe baza relaţiilor obişnuite. Valorile obţinute în acest mod după datele din literatură sunt valorile pentru ţevi drepte, iar pentru spirale trebuie să fie amplificate cu un coeficient dat de relaţia

 

  1  3,54

dech   d 

(10.21)

în care dech este diametrul echivalent al secţiunii spiralei, în m; d

— diametrul spiralei, în m.

Suprafaţa de schimb de căldură se determină pe baza relaţiei generale a transferului termic. Elemente constructive şi dimensionale. Pentru proiectarea schimbătorului de căldură spiral se recomandă următoarele elemente: — pasul spiralei sau distanţa dintre spire (t) se să ia 8—20 mm, în funcţie de debit pentru respectarea condiţiilor de viteză; — înălţimea spiralei sau lăţimea tablei din care este confecţionată spirala h =600.. .1200 mm, ţinînd seama de aceleaşi elemente ca la pasul spiralei; — grosimea tablei din care se confecţionează spirala (8) se ia minimum 3 mm sau cea rezultată din calculul de rezistenţă în funcţie de presiune şi lungimea aparatului; — diametrul interior al spiralei (d) se ia pe criterii constructive în funcţie de înălţimea spiralei 300—800 mm; — grosimea nervurii centrale de care se leagă cele două spire Sj se ia 15—20 mm, iar înălţimea (lungimea) acesteia cu 20—30 mm mai mică decît înălţimea spiralei. I/ăţimea nervurii este determinată de diametrul interior al spiralei şi pasul spiralei. în realitate, într-un schimbător de căldură în spirală sunt două spirale, una interioară (cea trasată plin în fig. 10.13) şi alta exterioară (cea trasată cu linie dublă în fig.10.13) care au raze de pornire diferite (r' respectiv r"). Lungimea totală a foilor spiralelor se determină în funcţie de suprafaţa de schimb de căldură şi înălţimea spiralei. Fiind două spirale, lungimea totală a spiralelor este:

L

A h

(10.22)

Prin diametrul interior al spirei se înţelege diametrul de pornire al primei spire. Cele două spirale în funcţie de debitul de fluid şi viteza necesară de realizat pot avea distanţă între spire diferită (t1 respectiv t2).

Fig.10.13. Dimensiunile constructive ale spiralelor schimbătorului de căldură.

23

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

10.3.6. Schimbătoare de căldură cu plăci Schimbătoarele de căldură cu plăci au fost introduse începînd cu anul 1930, la început în industria alimentară, după care s-au extins şi în alte ramuri industriale, găsindu-şi utilizări în foarte multe cazuri în care apare necesar transferul de căldură. Construcţia îi permite să se asigure bună etanşeitate din care cauză şi-a găsit utilizări pentru schimb de căldură între orice tip de fluide (lichide sau vapori). Prezintă însă mai multă siguranţă la etanşeitate pentru transferul de căldură între două lichide (fără schimbarea de fază).

Fig. 10.14. Schimbător de căldură cu plăci – vedere de ansamblu.

Principiul de construcţie este asemănător cu cel al filtrelor presă. Ca şi filtrele presă aparatele din această categorie au un cadru metalic 2 (fig. 10.14) care prin grupul de bare susţine plăcile 1 care sunt strînse sub formă de pachet prin dispozitivul de strîngere 3. Barele cadrului metalic se găsesc de obicei în acelaşi plan vertical. Dispozitivul de strîngere pentru aparatele cu număr redus de plăci este alcătuit dintr-o serie de tije filetate care se strîng cu piuliţa. Numărul tijelor necesare este determinat de mărimea plăcilor. Pentru aparate mari se folosesc dispozitive de strîngere mecanică sau hidraulică. Plăcile sunt din tablă subţire din oţel inoxidabil sau alte materiale care corespund ca rezistenţă la coroziune. întrun schimbător de căldură sunt două sau trei tipuri de plăci: plăci curente, plăci de capăt şi plăci intermediare sau de trecere. Toate plăcile dintr-un schimbător de căldură au aceeaşi dimensiune exterioară, aceleaşi locaşuri sau orificii pentru aşezarea pe barele cadrului metalic. Feţele plăcilor curente (fig. 10.15) au o serie de ondulaţii de diferite forme care măresc suprafaţa de schimb de căldură, ajută la dirijarea deplasării lichidului sub formă de peliculă şi intensifică turbulenţa necesară măririi coeficientului de transfer de căldură. Fiecare placă este prevăzută cu patru orificii situate în colţurile plăcilor, care formează prin alăturare canale pentru intrarea şi ieşirea celor două lichide între cate are loc transferul de căldură. Pe faţa fiecărei plăci este realizată o adîncitură pe toată periferia, iar în adîncitură se introduce o garnitură din cauciuc sintetic care corespunde pentru utilizare în industria alimentară. Garnitura de cauciuc are rolul să asigure etanşeitatea plăcii faţă de exterior şi etanşeitatea a două din canale care nu trebuie să comunice cu spaţiul dintre două plăci.

24

Operații unitare în ingineria alimentară

Fig.10.15. Tipuri de plăci. 1 – orificiu de trecere; 2 – garnitură, 3 – locaş de fixare în cadru.

Plăcile de capăt sunt mai groase, au numai una din feţe ondulate, faţa din interior şi au numai două orificii prin care intră sau iese unul din fluide. Plăcile intermediare au de asemenea construcţie specială şi au rolul de a permite divizarea pachetului de plăci şi a asigura trecerea lichidului de la un grup de plăci la altul, evacuarea sau introducerea lui în sistem. Pentru a se reduce greutatea plăcilor intermediare, interiorul lor are firmă de fagure. Ele pot fi confecţionate din acelaşi material cu plăcile curente sau din alte materiale şi pot avea porţiunile cu cele patru orificii, demontabile de restul plăcii. în anumite cazuri la orificiile superioare (cînd circulă fluide la temperaturi ridicate) orificiile sunt prevăzute şi cu o legătură spre un ventil de aerisire pentru evacuarea gazelor necondensabile. Schimbătoarele de căldură cu plăci şi-au găsit o răspîndire mare pentru avantajele pe care le prezintă şi anume: a

3

— concentrarea mare de suprafaţă de transfer de căldură (se poate ajunge pînă la 200 m /m de aparat); — transfer de căldură intens datorită grosimii miei a peliculei de lichid (max. 5 mm) şi turbulenţei provocată de ondulaţiile 2

plăcii (se poate ajunge la coeficienţi de transfer de căldură între 2 000—5 000 W/m , grd); — rezistenţă hidraulică relativ mică la curgerea fluidelor; — curăţirea relativ uşoară, evitarea depunerilor, posibilităţi de adaptare uşoară la diferite scopuri; — se pot realiza uşor unităţi cu suprafeţe de transfer de căldură mari (se poate ajunge la unităţi care să aibă pînă la 220 2

m suprafaţă de transfer de căldură); — se poate monta în zone montate în serie care să realizeze schimb de căldură în zone consecutive şi prin aceasta să se poată ajunge la recuperare de căldură pînă la 70—85%, aceasta contribuind atît la economia de căldură cît şi la realizarea transferului de căldură la diferenţe de temperatură mici; — satisface cele mai exigente condiţii de igienă. Se curăţă uşor atît pe cale chimică cu ajutorul soluţiilor de spălare cît şi pe cale mecanică. Transferul de căldură se realizează în condiţii corespunzătoare în contra-curent. Fluxul caloric se determină prin ecuaţiile calorimetrice obişnuite, fluxul caloric cedat de unul din fluide fiind egal cu cel primit de celălalt fluid. Diferenţa medie de temperatură se calculează în mod obişnuit, transferul de căldură realizîndu-se în contracurent.

25

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

Fig.10.16. Circulaţia agenţilor termici printr-un schimbător de căldură cu plăci.

Asupra calculului coeficientului de transfer de căldură în acest tip de aparate se găsesc în literatură o serie de date experimentale realizate pe diferite tipuri de plăci. Pe bază de date experimentale s-a ajuns la concluzia folosirii pentru determinarea lui a a ecuaţiei criteriale 10.149. Coeficienţii şi exponenţii utilizaţi în calcul diferă de la autor la autor şi de la tip de placă la tip de placă. în tabelul 42 sunt date valorile coeficienţilor şi exponenţilor în diferite situaţii. Valorile obţinute prin calcul, deşi coeficienţii sunt suficient de variabili, nu diferă prea mult între ele.

Tabelul 10.3. Valorile coeficienţilor c, m, n şi e pentru relaţia (10.149) în cazul calculului Iui a pentru diferite tipuri de plăci ale schimbătorului de căldură şi după diferiţi autori Valorile coeficienţilor

Tipul de placă c

m

n

e

încălzire răcire Placă APV

0,314 0,314

0,65 0,65

0,4 0,3

1 1

încălzire răcire Placă tip A- fără altă indicaţie B- fără altă indicaţie C- fără altă indicaţie Placă Rosenblad Placă Alfa Laval R II Placă PDN.1000 Placă Tehnofrig

0,214 0,214 0,22 0,15 0,8 0,315 0,0917 0,1165 0,0645

0,65 0,65 0,7 0,8 0,67 0,73 0,73 0,7 0,8

0,4 0,3 0 0 0 0,43 0,43 0,35 0,35

1 1 1 1 1 (Pr/Prd)0,25 (Pr/Prd)0,25 1 1

Indicaţia bibliografică

Placă Alfa-Laval

26

Böhm

Ki1lop Kovalienko Oktabek Kaksur

Operații unitare în ingineria alimentară

Se recomandă ca la calculul lui a să se plece de la un anumit tip de placă, să se ţină seamă de construcţia ei prin determinarea unei viteze reale, Se observă că în cazul schimbătoarelor de căldură cu plăci se obţin valori ale lui a suficient de mari, chiar la valori mici ale criteriului lui Reynolds.

10.3.7. Schimbătoare de căldură cu aripioare Schimbătoarele de căldură cu aripioare sunt întrebuinţate în cazurile în care coeficienţii (parţiali) de transfer de căldură ai celor două fluide între care are loc transferul de căldură sunt mult diferiţi, ca de exemplu între abur care se condensează şi gaze care se încălzesc. Sunt întrebuinţate în special pentru încălzirea aerului pe seama căldurii cedată de aburul care se condensează şi se mai numesc şi calorifere. Aripioarele se montează pe partea agentului cu coeficientul (parţial) de transfer de căldură mai mic şi au rolul de a înbună-tăţi transferul de căldură global, prin mărirea suprafeţei de transfer de căldură de partea fluidului cu coeficientul cel mai mic. Aripioarele sunt realizate transversal sau longitudinal şi sunt obţinute prin turnare sau sudară la suprafaţa exterioară a ţevilor. Cel mai uşor de confecţionat sunt schimbătoarele de căldură din ţevi din oţel pe care se sudează aripioare (nervuri) longitudinale sau mai des în formă de discuri transversale din tablă.

Fig.10.17. Tipuri de ţevi cu aripioare. a-turnată; b-aripioare circulare sudate; c-aripioare pătrate sudate.

Astfel de ţevi pe care s-au montat aripioarele sunt reunite mai multe în paralel şi în serie, prin intermediul unor camere colectoare într-un schimbător de căldură (fig. 10.17). Prin acest montaj se închide spaţiul din interiorul ţevilor şi se formează spaţiul de circulaţie pentru fluidul agent de încălzire. Spaţiul exterior ţevilor se poate lăsa deschis dacă trebuie încălzit aerul dintr-un spaţiu oarecare sau se închide pentru a se asigura circulaţia dorită a aerului încălzit (în special în cazul încălzirii aerului pentru uscătoare).

Fig.10.18. Schimbător de căldură cu aripioare. 1-intrarea agentului de încălzire; 2-ieşirea agentuluide încălzire; 3-intrarea aerului.

27

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

Condiţia necesară pentru utilizarea completă a suprafeţei aripioarelor este ca diferenţa de temperatură între peretele ţevii cu cea a materialului din care sunt confecţionate aripioarele pe toată suprafaţa să fie cît mai mică. Din acest motiv aripioarele trebuie să fie confecţionate dintr-un metal cu conductivitate termică ridicată. O importanţă deosebită are şi poziţia aripioarelor faţă de circulaţia aerului. Circulaţia aerului care se încălzeşte trebuie să fie astfel dirijată încît aerul să pătrundă cît mai adînc între aripioare pentru ca să scalde întreaga suprafaţă. La aplicarea nervurilor se tinde să se satisfacă relaţia

1  A   2  A2 în care:

(10.23)

1 este coeficientul parţial de transfer de căldură de la fluidul din interiorul ţevii la peretele neted al ţevii; 2 - coeficientul de transfer de căldură -de la suprafaţa cu aripioare la gaz; A respectiv A 2 este suprafaţa interioară a ţevii respectiv suprafaţa exterioară cu aripioare.

Raportul A2/A se defineşte de obicei ca un coeficient de creştere a suprafeţei exterioare şi în construcţiile industriale variază de la 4 la 25. Pentru a se ţine seama de diferenţa de suprafaţă dintre interior şi exterior, ecuaţia generală de transfer de căldura se aduce la forma:

Q

A  tmed 1

1



A     2  A2

(10.24)

În care notaţiile sunt cele precedente iar  grosimea stratului şi  conductivitatea termică. Pe baza acestei relaţii sar putea determina suprafaţa de schimb de căldură cunoscîndu-se fluxul termic necesar, diferenţa medie de temperatură, elementele pentru calculul coeficientului total de transfer de căldură şi raportul A2/ A. Diferenţa medie de temperatură trebuie calculată ţinînd seama de regimul termic care uzual este încrucişat sau mixt.

10.3.8. Schimbătoare de căldură de construcție mixtă sau particulară În industria alimentară se întrebuinţează o serie de schimbătoare de căldură de construcţie mixtă sau particulară, construcţia fiind adaptată anumitor scopuri tehnologice. Schimbătoarele de căldura multitubulare combinate cu serpentină sunt utilizate în special ca anexe ale instalaţiilor de rectificare din industria spirtului, construcţia mixtă fiind determinată de scopul tehnologic: fie pentru a se utiliza doi agenţi de transfer de căldură care să preia căldura de la vaporii care se condensează, aparatul în acest caz fiind un defleg-mator; fie pentru a realiza transferul de căldură în două etape (condensare -- răcire), în acest caz aparatul numindu-se în mod curent condensator. În fig. 10.19 este prezentat un schimbător de căldură mixt cu ţevi tubulare şi serpentină, folosit ca deflegmator cu doi agenţi de schimb de căldură pentru preluarea căldurii de condensare (parţială) a vaporilor. Unul din agenţi circulă prin serpentină şi în cazul industriei spirtului este de obicei plămada fermentată care se introduce în coloană pentru distilare. Cel de-al doilea agent de transfer termic circulă prin ţevi şi este de obicei apa. În construcţie serpentina înconjoară fascicolul multitubular şi împreună sunt introduse în interiorul mantalei, în spaţiul dintre ţevi şi exteriorul serpentinei, În manta, circulă vaporii care se condensează. Cele două elemente de transfer termic funcţionează în paralel.

28

Operații unitare în ingineria alimentară

Fig. 10.19. Schimbător de căldură mixt multitubular cu serpentină în jurul ţevilor

Ambele elemente (multitubular şi în serpentină), sub aspectul agentului de schimb de căldură care preia prin transfer energia termică, funcţionează independent, în timp ce vaporii (agentul termic care cedează căldura de condensare) are aceiaşi parametri pentru cele două elemente de schimb de căldură. Serpentina poate fi considerată un recuperator de căldură, deoarece preîncălzeşte lichidul de alimentare al coloanei pe seama vaporilor care se condensează după ce părăsesc coloana. Din punct de vedere al calculului termic, cele două elemente se calculează independent, de asemenea dimensional, însă la calculul dimensional se ţine seama că serpentina înconjoară sistemul multitubular. În fig. 10.20 este prezentat cel de-al doilea tip de schimbător de căldură mixt cu fascicol multitubular şi cu element în serpentină, însă în acest aparat, spre deosebire de precedentul, cele două elemente sunt montate în serie. Partea multitubulară este destinată condensării vaporilor, partea în serpentină pentru Tăcirea condensatului. în aparatul multitubular condensarea are loc în spaţiul dintre ţevi şi manta, în aparatul în serpentină răcirea are loc prin circulaţie în interiorul spiralei. Agentul de transfer termic care preia căldura circulă tot în serie, prima dată în vasul în care se află serpentina, după care îşi continuă mişcarea în interiorul ţevilor părţii multitubulare montată deasupra vasului cu serpentină.

Fig.10.20. Schimbător de căldură mixt cu fascicol multitubular şi cu element în serpentină

29

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

Din punct de vedere al calculului termic şi dimensional, problema se rezolvă independent. în partea aparatului care este un element multi-tubular se consideră că se realizează condensarea totală şi trebuie să se preia fluxul termic corespunzător, iar în partea în serpentină se realizează răcirea. I/a dimensionarea aparatului diametrul vasului în serpentină se ia să corespundă cu diametrul porţiunii multitubulare. Schimbătoarele de căldură cu spirală în mişcare de rotaţie şi manta se utilizează în industria alimentară pentru preîucălzirea lichidelor la o anumită temperatură, aproape instantaneu, şi menţinerea la această temperatură un anumit timp determinat pentru asigurarea unor faze cu caracter tehnologic: poprirea acţiunii enzimatice pentru o anumită perioadă, solubilizarea anumitor componenţi etc. În fig. 10.21 este prezentat schematic schimbătorul de căldură cu spirală în mişcare de rotaţie şi manta. El este construit dintr-un cilindru 1 prevăzut cu mantaua de încălzire 2, şi are în interior arborele 3 (gol în interior) de care este solidarizată spirala 4 prin cele două extremităţi ale ei. I,a unul din capete are fundul de formă specială şi este prevăzut cu racordul de alimentare 5, la celălalt capăt un alt fund de formă specială prevăzut cu racordul de evacuare a produsului 6 şi posibilitatea de recirculare a lichidului sub efectul turbulenţei produsă de spirală, prin racordul 7. Arborele pe care este montată spirala este antrenat în mişcare de rotaţie, mişcarea de rotaţie avînd rolul producerii unei turbulenţe puternice, care pe de-o parte asigură uniformizarea temperaturii, pe de altă parte prin curenţii de convecţie forţată foarte rapizi contribuie la mărirea coeficientului de transfer de căldură.

Fig.10.21. Schimbătorul de căldură cu spirală în mişcare de rotaţie şi manta 1-corpul schimbătorului; 2-manta de încălzire; 3-tub central; 4-spirală; 5-racord de alimentare; 6-racord de evacuare; 7-compartiment de evacuare; 8-conductă de alimentare cu abur.

Aparatul

în

sine, de

fapt, are

trei

elemente prin care se realizează transferul de căldură concomitent:

suprafaţa laterală a arborelui şi cilindrului exterior — care sunt suprafeţe cilindrice: prima în mişcare de rotaţie, cea de-a doua statică şi suprafaţa spiralei. Aparatul este utilizat pentru aducerea în mod normal a lichidului de alimentare aproape instantaneu la temperatura de 85 .. 90°C şi menţinerea la această temperatură 3 — 6 min. Sursa de căldură este de obicei aburul 2

saturant la presiunea 20 — 30 N/cm , care se introduce concomitent în manta şi arborele central prin racordul 8. Din arborele central aburul ajunge în spirală. Evacuarea condensului se realizează numai din manta, deoarece în construcţia obişnuită a firmei Manzini, condensatul din arborele central şi spirală este dirijat printr-o conductă laterală tot în manta. Dimensionarea termică a acestui aparat se realizează pe baza relaţiei generale de transfer de căldură, suprafaţa totală de schimb de căldură pe baza relaţiei în care fluxul termic este determinat de necesarul de energie termică pentru ridicarea temperaturii de la temperatura iniţială la temperatura finală. în cazul diferenţei medii de temperatură, ţinînd seama de efectul de încălzire instantanee şi de faptul că se asigură căldură prin condensarea aburului saturant (la temperatură constantă), aceasta trebuie considerată ca diferenţa de temperatură între fluidul care condensează şi

30

Operații unitare în ingineria alimentară

temperatura finală a lichidului încălzit. La calculul coeficientului total de transfer de căldură trebuie să se ţină seama de particularitatea aparatului (în vas agitare puternică datorită rotaţiei spiralei).

10.3.9. Alegerea tipului de schimbător de căldură O exploatare industrială normală a oricărui schimbător de căldură urmăreşte în primul rînd menţinerea regimului termic optim. Prin regim termic optim se înţelege regimul în care sunt satisfăcute toate cerinţele procesului tehnologic, cu un consum cît mai redus de agent termic, într-un asemenea aparat regimul tehnologic şi regimul termic trebuie să fie în strînsă legătură. Alegerea celui mai convenabil schimbător de căldură pentru anumite situaţii se rezolvă în fiecare caz concret în conformitate cu condiţiile pe care trebuie să le satisfacă. La alegere trebuie să se ţină seama de o serie de factori importanţi, dintre care fac parte: fluxul termic care trebuie schimbat, condiţiile de temperatură în care trebuie să se realizeze schimbul termic, condiţiile de transfer de căldură care se pot însuma prin coeficientul total de transfer de căldură, rezistenţa hidraulică a aparatului, tipul de material din care se construieşte şi posibilităţile de protecţie împotriva coroziunii, posibilităţile de montare ale aparatului, posibilităţile de curăţire a suprafeţei de depuneri. La alegerea tipului de schimbător de căldură se pot avea în vedere următoarele criterii orientative: - Cele mai raţionale schimbătoare de căldură pentru cazul fluidelor vapori-lichid, de cele mai multe ori sunt schimbătoarele de căldură multitubulare cu mai multe treceri pentru spaţiul din interiorul ţevilor. în acest caz, datorită condiţiilor de temperatură, de obicei sunt adecvate construcţiile care permit dilatarea ţevilor în lungime. Folosirea schimbătoarelor de căldură multitubulare este recomandată şi în cazul schimbului de căldură lichid-lichid sau gaz-gaz, însă în loc de a folosi aparate cu mai multe treceri, este mai comod să se folosească mai multe schimbătoare montate în serie (schimbător de căldură cu mai multe elemente). Schimbătoarele de căldură multitubulare sunt recomandate şi în cazul cînd fluxul termic cerut este mare sau foarte mare şi se impune pentru realizarea procesului o suprafaţă de schimb de căldură mare. - în cazul schimbului de căldură folosind ca fluide vapori care se condensează — gaz sau lichid-gaz cînd coeficienţii de transfer de căldură ai celor două fluide sunt foarte diferiţi ca mărime sunt indicate schimbătoarele de căldură cu aripioare, fluidul cu coeficientul parţial de transfer de căldură cel mai mic circulînd pe faţa suprafeţei de schimb de căldură pe care se montează aripioarele. - Schimbătoarele de căldură cu manta sunt indicate numai pentru fluxuri tehnologice mici şi cînd transferul de căldură este realizat ca fenomen secundar necesar pentru obţinerea unui alt fenomen principal, deoarece raportul între suprafaţa de transfer de căldură şi volumul ocupat de aparat este mic în comparaţie cu cel de la aparate de transfer de căldură. - Schimbătoarele de căldură cu serpentină se utilizează, de asemenea, aproape numai în aceleaşi situaţii ca schimbătoarele de căldură cu manta. - Schimbătoarele de căldură cu ţevi coaxiale sunt utilizate pentru debite mici de flux termic. Ble se pot construi chiar din mai multe elemente montate în serie. - Schimbătoarele de căldură în spirală se întrebuinţează de obicei numai pentru fluxuri termice mari însă cu 2

2

limitarea presiunii fluidelor la maximum 60 N/cm sau în condiţii speciale la 100 N/cm . Prezintă avantajul unui aparat 2

s

compact care pe unitatea de volum poate realiza suprafeţe mari de transfer termic (pînă la 80 m /m ). - Schimbătoarele de căldură cu plăci sunt utilizate în cazurile cînd se impune o concentrare mare de suprafaţă pe 2

3

unitatea de volum (se poate ajunge chiar pînă la 200 m /m ), cînd se impun condiţii de igienă speciale şi de recuperarea 31

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

căldurii între agenţii de schimb de căldură (se poate ajunge pînă la o recuperare de 80 — 85%). Bste acceptabil şi pentru fluxuri termice mari şi fluxuri termice mici, putîndu-se modifica uşor mărimea suprafeţei prin eliminare sau adăugare de plăci. În utilizarea acestui tip de schimbător de căldură însă este limitată presiunea agenţilor de transfer termic. În mod 2

2

normal se lucrează la presiuni sub 30 N/cm şi în condiţii speciale pînă la 60 N/cm . - Pentru cazurile cînd procesul tehnologic în sine impune condiţii speciale, pentru fluide vîscoase în circulaţie se folosesc aparate de construcţie specială. La alegerea schimbătoarelor de căldură şi construcţia lor trebuie să se mai ţină seama şi de alte elemente. Aşezarea suprafeţei de schimb de căldură de cele mai multe ori este determinată de construcţia aparatului. Numai în cazul aparatelor multi-tubulare se poate lua în discuţie aşezarea suprafeţei cu ţevile verticale sau orizontale în funcţie de condiţiile de spaţiu în amplasament. Pentru cazul în care în spaţiul dintre ţevi se produce condensare, montarea ţevilor orizontale este dictată de mărirea coeficientului de transfer de căldură. Introducerea şi evacuarea agenţilor termici trebuie să se realizeze în aşa fel încît să se obţină cea mai simplă şi mai comodă legare a aparatului cu conductele. Fac excepţie numai racordurile prin care se evacuează gazele necondensabile şi racordurile prin care trebuie să se elimine condensatul. Gazele necondensabile trebuie să fie evacuate în acele regiuni ale aparatului care se găsesc cît mai departe de locul de alimentare cu vapori şi în partea superioară a aparatului (a zonei de suprafaţă respectivă). Condensatul trebuie să fie totdeauna pe la partea inferioară a suprafeţei de schimb de căldură. în cazurile în care în anumite situaţii trebuie să se elimine vapori din aparatul de schimb de căldură, aceştia trebuie eliminaţi pe la partea superioară a suprafeţei. Direcţia de deplasare a agenţilor termici trebuie astfel aleasă încît sensul curgerii forţate a lichidului sau a gazului să coincidă pe cît este posibil cu cel al mişcării libere: la încălzire de jos în sus, la răcire de sus în jos. Direcţia de circulaţie în multe cazuri trebuie aleasă în funcţie de schema de deplasare relativă a celor două fluide (contracurent, curent paralel) în cazul cînd cele două fluide nu-şi schimbă starea de agregare. In cazul cînd unul dintre fluide este lichid şi trebuie să se asigure udarea întregii suprafeţe sau se asigură circulaţia forţată de sus în jos sau se asigură o închidere hidraulică care la rîndul său asigură udarea suprafeţei sau se realizează circulaţia de jos în sus.

32

Operații unitare în ingineria alimentară

Capitolul 11 CONDENSAREA VAPORILOR

Numeroase scheme tehnologice implică condensarea vaporilor proveniţi din operaţii de încălzire, evaporare, uscare, distilare etc. Prin condensare se înţelege trecerea vaporilor în stare lichidă. în unele situaţii condensarea poate fi considerată fenomenul opus evaporării, totuşi apar cazuri de condensare care nu pot fi considerate fenomenul opus evaporării. Scopul condensării este multiplu: — îndepărtarea vaporilor din instalaţia care i-a produs; — recuperarea vaporilor preţioşi în stare lichidă; — menţinerea unei depresiuni în instalaţie cînd condensarea este însoţită de eliminarea gazelor necondensabile cu ajutorul pompelor de vid. Prin condensare trebuie să se preia căldura latentă de vaporizare; uneori se preia şi o parte din căldura sensibilă prin răcirea parţială a condensatului. Pentru condensare industria alimentară utilizează ca agent de preluarea căldurii apa. Pentru cazul cînd condensarea are loc la temperaturi scăzute se utilizează alţi agenţi de schimb de căldură. Aparatele în care se realizează condensarea se numesc condensatoare. Acestea se împart în două grupe după felul cum decurge condensarea şi răcirea vaporilor şi anume, condensatoare de suprafaţă sau indirecte şi condensatoare de amestec sau directe. În condensatoarele de suprafaţă transferul de căldură se realizează prin intermediul unei suprafeţe de schimb de căldură, într-un aparat de construcţia schimbătoarelor de căldură. în condensatoarele de amestec vaporii care trebuie condensaţi, ajung în contact direct cu agentul care trebuie să preia căldura. Condensatoarele de amestec se utilizează în cazurile în care vaporii care trebuie să fie condensaţi nu au valoare industrială sau lichidul rezultat prin condensare nu este miscibil cu apa utilizată ca agent pentru preluarea căldurii şi se pot separa după condensare prin decantare lichid-lichid. Condensatoarele de suprafaţă, sunt întrebuinţate în special în cazurile în care se urmăreşte recuperarea lichidului obţinut prin condensare. Cînd vaporii care trebuie să fie condensaţi sunt alcătuiţi dintr-un singur component, condensarea la o anumită presiune se realizează la temperatură constantă — temperatura de condensare egală cu temperatura de fierbere iar după condensare urmează răcirea. Dacă vaporii care trebuie condensaţi sunt formaţi din doi sau mai mulţi componenţi (exemplu amestec vapori de alcool etilic — apă) condensarea amestecului la presiune constantă nu se mai poate realiza la o temperatură unică, deoarece vor începe să acţioneze legile echilibrului vapori-lichid pentru amestecul respectiv. La început va condensa amestecul mai sărac în component volatil decît vaporii şi vaporii se vor îmbogăţi în component volatil. Avem o condensare parţială prin care se obţine condensat de altă compoziţie decît a vaporilor din care provin. Dacă se continuă condensarea până ce condensează toţi vaporii, se realizează o condensare totală şi dacă condensatul se colectează împreună, el are aceeaşi compoziţie cu vaporii din care a provenit. Condensarea parţială se aplică industrial la aparatele de distilare şi rectificare în industria spirtului şi băuturilor, unde se urmăreşte obţinerea unui condensat mai sărac în component volatil care se întrebuinţează ca reflux extern în coloanele de rectificare. 33

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

11.1. Tipuri de condensatoare Condensatoarele de suprafaţă sunt schimbătoare de căldură de diferite tipuri, care atunci cînd realizează o condensare totală pot realiza şi o răcire a lichidului obţinut prin condensare. Se pot întrebuinţa drept condensatoare de suprafaţă aparate multitubulare, schimbătoare de căldură cu serpentină, schimbătoare de căldură în spirală şi chiar schimbătoare de căldură cu plăci. Din punct de vedere constructiv condensatorul de suprafaţă nu se deosebeşte de schimbătoarele de căldură descrise. La calculul lor în cazurile în care se realizează condensare totală şi răcire, este bine ca determinarea suprafeţei de schimb de căldură să se determine separat pentru faza de condensare şi cea de răcire şi pentru dimensionare să se însumeze suprafeţele, deoarece cele două faze se diferenţiază atît prin valoarea coeficientului total de transfer de căldură cît şi prin diferenţa medie de temperatură. Valoarea coeficientului total de transfer de căldură se diferenţiază prin faptul că, în cazul condensării, coeficientul parţial de transfer de căldură are alte valori şi se calculează pe baza altor relaţii decît în cazul lichidului care se răceşte. La diferenţa medie de temperatură în cazul condensării trebuie să se ţină seama de evoluţia temperaturii fazei vapori, care pentru lichide pure este constantă. Un element foarte important de care trebuie să se ţină seama în cazul condensatoarelor de suprafaţă este eliminarea gazelor necondensabile, care se pot acumula într-o anumită parte a suprafeţei de transfer de căldură şi împiedică sau reduce transferul de căldură în acea zonă. Condensatoarele de amestec se pot folosi numai pentru condensarea vaporilor de apă sau a unor lichide care nu sunt valoroase, sau a lichidelor care nu sunt miscibile cu apa ce se foloseşte ca agent care acumulează căldură. Condensatoarele de amestec sunt răspîndite ca anexe ale instalaţiilor de evaporare, pentru condensarea vaporilor rezultaţi în procesul de evaporare. Se caracterizează prin debit mare de condensare şi construcţie relativ simplă, determinată numai de urmărirea unui contact cît mai intim între faza lichidă şi faza gazoasă şi mărirea duratei de contact. După direcţia de mişcare a vaporilor şi a apei condensatoarele de amestec funcţionează în curent paralel sau în contracurent. După modul în care lucrează, condensatoarele pot fi de două tipuri: umede şi uscate. În condensatoarele umede apa, condensatul şi gazele necondensabile se evacuează împreună cu ajutorul unei pompe de vid speciale denumită pompă de vid umed. în condensatoarele uscate apa şi condensatul se scurg printr-o conductă la partea inferioară a condensatorului, iar gazele se evacuează pe la partea superioară prin intermediul unei pompe de vid pentru gaze. După modul de evacuare a amestecului apă de răcire — condensat se întîlnesc două sisteme: cu coloana barometrică sau de nivel ridicat şi cu coloană semibarometrică sau de nivel scăzut. în condensatoarele cu coloană barometrică eliminarea amestecului se realizează prin curgere liberă, înălţimea coloanei barometrice avînd şi rolul ca prin coloana de lichid să echilibreze diferenţa de presiune dintre exterior şi interior. Condensatoarele cu coloană barometrică apar la instalaţii care funcţionează sub depresiune. în condensatoarele cu coloană semibarometrică eliminarea amestecului lichid se realizează cu ajutorul unei pompe care aspiră şi refulează lichidul. Coloana de lichid dintre condensator şi pompă are rolul să împiedice fenomenele de evaporare în corpul pompei, datorită depresiunii de la aspiraţie. Condensatoarele cu coloană semibarometrică prezintă avantajul reducerii înălţimii necesare pentru montarea aparatului, iar consumul de energie necesar pentru evacuarea apei este compensat de faptul că la acest tip de condensator există posibilitatea ca apa să fie aspirată în aparat sub influenţa depresiunii din interior.

34

Operații unitare în ingineria alimentară

În condensatoarele de amestec vaporii se amestecă cu apa de răcire care se pulverizează în interiorul lor şi, ca urmare a contactului direct dintre lichid şi vapori, are loc transferul de căldură sub influenţa căruia vaporii se condensează încălzind apa. Direcţia de mişcare a vaporilor şi a lichidului In condensator nu are importanţă prea mare, deoarece procesul are loc cu schimbarea stării de agregare a vaporilor care participă la transferul de căldură. Totuşi temperatura la care este evacuat condensatul în amestec cu apa de răcire, cît şi temperatura la care se evacuează gazele necondensabile, diferă între condensatoarele la care circulaţia este în curent paralel sau în contracurent. în cazul condensatoarelor în contracurent se poate ajunge în final la o evacuare a amestecului la temperaturi cu 1...3 grade mai puţin decît temperatura de condensare, pe cînd în cazul curentului paralel la evacuare se ajunge la o diferenţă de temperatură de 5...6 grade şi, ca urmare consumul de apă de răcire în cazul curentului paralel este mai mare decît în cazul contracurentului. În condensatoarele uscate care funcţionează în contracurent, gazele necondensabile sunt eliminate la o temperatură mai apropiată de temperatura iniţială a apei de răcire şi în consecinţă cantitatea de vapori antrenaţi este mai redusă. în condensatoarele în curent paralel aerul se îndepărtează la o temperatură mai ridicată. Pe lîngă faptul că volumul vaporilor antrenaţi în condiţii de saturare

este mai ridicat creşterea temperaturii face ca şi volumul fazei

gazoase în ansamblu, să fie mai mare. c

Creşterea temperaturii apei de răcire în condensator este de 10—40 C în funcţie de temperatura iniţială a apei de răcire şi temperatura la care are loc condensarea (depresiunea din instalaţie). Cînd apa de răcire provine din puţuri de adîncime temperatura ei se menţine constantă tot timpul anului de obicei între 10-15°C. Cînd apa de răcire provine din reţea sau de la un turn de răcire temperatura în timpul verii este mai ridicată şi poate atinge 22...30°C la intrare în condensator. Temperatura apei la ieşire din condensator — chiar dacă condiţiile de depresiune o permit — nu este bine să depăşească temperatura de 45 — 50°C pentru a se evita depunerile de crustă rezultate din precipitarea durităţii temporare. Din condiţiile de lucru (temperatura de condensare, temperatura iniţială a apei şi tipul circulaţiei fluidelor în condensator) debitul de apă de răcire necesar pentru condensare. Condensarea unui kg vapori variază în limite foarte largi, de la 15—60 kg/kg. Din lipsă de surse de apă de răcire în cele mai multe cazuri apa este refolosită după trecerea printr-un turn de răcire cu scopul de a i se reduce temperatura şi se adaugă apă proaspătă numai pentru înlocuirea apei pierdute prin vaporizare. Sub aspectul construcţiilor tipurile de condensatoare sunt variate, uruiărindu-se în diferite moduri mărirea suprafeţei de contact între lichid şi vapori. Aceasta se realizează atît prin pulverizarea iniţială a apei cît şi prin repulverizarea apei şi dirijarea drumului vaporilor cu ajutorul talerelor sau şicanelor care se montează în interior. în fig. 214 sunt prezentate schemele cîtorva condensatoare de amestec utilizate la diferite instalaţii de concentrare folosite în industria alimentară, avînd circulaţia lichid — gaz fie în contracurent, fie în curent paralel. Talerele utilizate pot fi sub formă de segment sau de talere inelare. Sub aspectul utilizării spaţiului sunt mai indicate talerele sub formă de segment deoarece acestea nu mai impun existenţa unei conducte centrale care să ocupe un spaţiu în interior în care practic nu are loc condensarea. Talerele, de obicei, sunt perforate şi asigură scurgerea celei mai mari cantităţi de lichid prin orificiile talerului. O parte din apă însă se scurge şi peste preaplinul de la marginea talerului. Gazele necondensabile la ieşirea din condensator antrenează şi picături de apă care nu este indicat să ajungă în corpul pompei de vid. Pentru a se evita acest neajuns majoritatea condensatoarelor de amestec au racordul de evacuarea gazelor în legătură cu un separator de picături, unde datorită măririi de secţiune şi schimbării de direcţie picăturile cu viteză de sedimentare mai mare decît viteza curentului de gaz se vor depune şi printr-un racord se scurg în coloana de evacuare a lichidului (barometrică sau semi-barometrică) din condensator. 35

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

Fig.11.1. Condensatoare de amestec. a – condensator semibarometric în paralel; b – condensator semibarometric cu talere inelare în contracurent; c – condensator în contracurent cu talere disc; d – condensator în contracurent cu talere inelare; 1 – talere; 2 – racord evacuare condensat şi apă de răcire; 3 – pompă.

11.2.Transferul de căldură la curgerea fluidelor în condensatoarele de amestec Intensitatea transferului de căldură în condensator este determinată de mărimea suprafeţei de contact lichidvapori, iar mărimea acesteia este determinată de condiţiile de curgere din condensator. Valoarea suprafeţei de contact lichid-vapori raportată la unitatea de volum de apă depinde de diametrul orificiilor de pe taler şi de raportul cantitate de apă scursă prin orificii faţă de apa scursă peste pragt în cazul condensatoarelor cu circulaţie dirijată sau de diametrul picăturilor de apă în cazul condensatoarelor în care apa se pulverizează. Pe de altă parte diametrul minim al picăturilor pulverizate, în cazul condensatoarelor cu funcţionare în contracurent, este limitat de viteza fazei gazoasă, care trebuie să fie mai mică decît viteza de sedimentare a particulelor. Intr-un condensator de amestec pentru care alimentarea se realizează la debite constante şi evacuarea de asemenea, în care nu apar fenomene de acumulare, procesul care se realizează este caracteristic regimului staţionar.

36

Operații unitare în ingineria alimentară

Fig. 11.2. Secţiune printr-un condensator de amestec cu talere.

In regim staţionar, într-un condensator de amestec cu talere care are înălţimea pragului de deversare h (fig.11.2), o anumită lungime de prag (l) şi un număr dat de orificii pe taler (n) de diametru stabilit (d), debitul volumic total (Q vw)de apă este egal cu suma între debitul de apă scurs prin prificii (Qvo) şi cel ce se scurge peste prag (Qvp). Fenomenul poate fi descris prin relaţiile:

Qvw 

wa



 Qvo  Qvp  n 

d 2 4



 wo  h  l  wp m3 / s



(11.1)

în care: wa debitul masic de apă;  - densitatea apei; n - numărul de orificii pe taler; d - diametrul orificiilor de scurgere; wo - viteza de curgere prin orificiu, wp - viteza de curgere peste prag, l -lungimea pragului şi h înălţimea lichidului peste prag. Dacă pentru wo se ia relaţia de calcul a vitezei de scurgere prin orificii dată de relaţia:

wo   1 2 gh în care h

este înălţimea lichidului pe taler şi pentru Qvp relaţia de determinare a debitului de lichid care se scurge peste prag

Qvp  1,84  l  h3 / 2 relaţia (7.3) se poate scrie sub forma: Qvw  Qvo  Qvp  n 

d 2 4

 1  2 gh  1,84  l  h3 / 2

(11.2)

din care reiese că debitul total de apă este determinat de numărul de orificii de pe taler, de diametrul lor, de lungimea pragului de deversare, înălţimea lichidului pe taler şi înălţimea lichidului peste prag. Intre înălţimea lichidului pe taler şi înălţimea lichidului peste prag există o corelaţie dictată de înălţimea pragului, deoarece h  hp  h . Din relaţia (11.2) se constată că între Qvo şi Qvp se stabileşte un anumit raport. Din cele de mai sus rezultă că repartizarea debitului de lichid care se scurge prin orificii şi cel care se scurge peste prag este determinată de elementele constructive şi nu este un element care să se poată regla în timpul exploatării decît prin modificarea unor elemente constructive, ca de exemplu înălţimea pragului. Pentru realizarea unei suprafeţe de contact lichid-vapori cât mai mare Qvo trebuie să fie cît mai apropiat de Qvw. O funcţionare se poate considera normală dacă Qvo > 0,85 Qvw. Pe de altă parte fenomenul termic din condensator este caracterizat de egalitatea căldurii cedată de vaporii apei prin transfer de căldură, cu căldura primită de apă care provoacă creşterea temperaturii sale. Se poate scrie, în consecinţă, că există egalitate între transferul de căldură şi fenomenul caloric care provoacă încălzirea apei. Aceasta poate fi descrisă prin relaţia:

 tv  t dA  S  wo    c  dt W 

(11.3)

In relaţia (11.3) a este coeficient parţial de transfer de căldură de la vaporii care se condensează la suprafaţa apei care preia căldura, tv - temperatura de condensare a vaporilor, t - temperatura suprafeţei apei, dA - elementul de suprafaţă al apei la care se consideră că s-a realizat transferul, S - secţiunea de curgere prin orificii, c – căldura specifică 37

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

masică a apei, dt - variaţia elementară a temperaturii apei provocată de fenomenul de transfer. Dacă suprafaţa de transfer de căldură este dată de suprafaţa laterală a lichidului care se scurge prin orificii şi suprafaţa aceasta se consideră cilindrică,

dA  n    d  dH în care dH este înălţimea elementului cu suprafaţa dA.

Prin înlocuirea lui dA şi S cu valorile precizate şi separarea variabilelor, relaţia (11.3) ajunge la forma:

t

dt 4  dH d    c  wo  v t

(11.4)

În această relaţie dacă se ia în considerare numai faza de condensare propriu zisă - care reprezintă elementul principal - tv (constantă) este temperatura de condensare a vaporilor în condiţiile de depresiune dată. Temperatura t definită ca temperatura suprafeţei de contact vapori-lichid, se poate considera că variază de la temperatura iniţială t i la temperatura finală tf a apei. La rîndul său dH variază de la 0 la H care reprezintă înălţimea suprafeţelor cilindrice de lichid în condensator. Prin limitele stabilite şi integrare se ajunge la relaţia:

ln

t v  ti 4 H   tv  t f   c  wo d

(11.5)

Prin înmulţire şi împărţire cu  în dreapta egalităţii şi ordonarea termenilor, se ajunge la relaţia:

ln

tv  ti  H   4  tv  t f    c  wo  d

(11.6)

în care  este coeficientul de conductivitate termică a apei. Se observă că H/ = Nu şi /.c.wo.d = Pe . Pe de altă parte Pe = Re . Pr. Tinînd seama de cele de mai sus relaţia (11.6) -1

se poate scrie sub forma:

ln

t v  ti  4  Nu  Re 1 Pr 1 tv  t f

(11.7)

Tinînd seama de ecuaţia de definiţie a criteriului Pr    c   /  , şi de faptul că acesta se calculează la temperatura medie a apei şi că temperatura medie se poate considera constantă şi ca o consecinţă şi , c,  ,  sunt constante şi valoarea criteriului Pr se poate considera constantă. În aceste condiţii relaţia (11.7) poate fi adusă la forma:

ln

t v  ti  k  Nu  Re 1 tv  t f

(11.8)

în care k = 4 Pr , Re se calculează luînd diametrul şi viteza în orificiu şi vîscozitatea cinematică  la temperatura medie a -1

apei. Raportul (tv - ti)/(tv - tf) este un simplex de temperatură şi reprezintă de fapt o măsură a fenomenului de încălzire a apei în condensator sau între două talere din condensator între care se reglează circulaţia în condensator. Dacă raportul amintit este o măsură a încălzirii apei în condensator sau între două talere, de aceasta trebuie să se ţină seama la determinarea valorii criteriului Nu, în care H trebuie să fie înălţimea suprafeţei cilindrice a lichidului în condensator sau înălţimea între două talere, respectiv distanţa dintre talere. Pentru o valoare ti dată, care este temperatura de intrare a apei din condensator, relaţiile (11.5)-(11.8) de fapt dau corelarea între variabilele tf şi H. 38

Operații unitare în ingineria alimentară

11.3. Calculul condensatoarelor de amestec Cheltuielile legate de procesul de condensare depind în principiu de trei factori: costul instalaţiei, consumul de apă de răcire şi energie electrică. în fiecare caz concret este necesar să se aleagă varianta în care cheltuielile totale (amortismente şi de exploatare) să fie minime. în realitate cu cît instalaţia este mai mică, necesarul de apă şi de energie electrică sunt mai mari. Un proces important pentru definirea economicităţii soluţiei este să se cunoască condiţiile de încălzire a apei în condensator. Intensitatea transferului de căldură va fi cu atît mai mare cu cît suprafaţa de contact dintre apă şi vapori şi durata de contact vor fi mai mari. Valoarea suprafeţei pe unitatea de volum de apă depinde de procedeul folosit la distribuirea apei în condensator. Apa de răcire se poate scurge sub formă de peliculă ca pînze plane şi cilindrice sau sub formă de picături fine. Indiferent de procedeul folosit pentru distribuirea apei, raportul dintre suprafaţa de contact şi volumul apei depinde de grosimea sau diametrul vinelor sau al picăturilor de lichid. Pentru unitatea de volum suprafaţa va fi maximă în cazul injectării apei sub formă de picături izolate de diametru cît mai mic şi va fi minimă cînd se scurge sub formă de peliculă groasă. Diametrul minim al picăturilor pulverizate în condensatoarele cu funcţionare în contracurent este limitat de viteza fazei gazoase care trebuie să fie mai mică decît viteza de sedimentare. După Kasatkin transferul de căldură între vapori şi apă în condensator este considerat în regim nestaţionar şi în consecinţă este dependent de valorile criteriilor lui Nusselt şi Fourier. Plecînd de la ecuaţia generalizată a transferului de căldură în regim nestaţionar (8.61) prin anumite transformări se ajunge la relaţia de forma:

t f  ti  f Nu, Fo   m t v  ti

(11.9)

care ar caracteriza gradul de încălzire al apei în condensator. tv este temperatura vaporilor la intrare în condensator (temperatura de saturaţie la presiunea în condensator), tf - temperatura de ieşire a apei din condensator (temperatura de evacuare), ti - temperatura de intrare a apei în condensator şi m aşa zisa măsură a gradului de încălzire exprimat prin raportul celor două diferenţe de temperatură. Valorile lui m însă nu pot fi calculate pentru orice caz, deoarece nu este cunoscută funcţia criterială. În tabelul 11.1 sunt date valorile lui m pentru construcţii de condensatoare cu talere perforate care funcţionează în anumite condiţii. Trebuie însă remarcat că la determinarea valorii lui m nu se ţine seama de toate elementele care influenţează transferul de căldură în condensator.

Tabelul 11.1. Gradul de încălzire m în condensatoarele de amestec cu talere Numărul talere

de

Distanţa dintre talere mm

Durata căderii apei între două talere, s

Gradul de încălzire (m) pentru vine de apă din orificiul cu diametrul:

4

300

0,35

2 mm 0,538

3 mm 0,368

5 mm 0,214

6 8 4 6 8

300 300 400 400 400

0,35 0,35 0,41 0,41 0,41

0,645 0,727 0,580 0,687 0,774

0,466 0,533 0,410 0,500 0,568

0,263 0,310 0,233 0,289 0,346

Procesul termic care se petrece în condensator poate fi dat şi de relaţia:

39

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

 tv  t dA  S  w    c  dt

(11.10)

care precizează că lichidul se încălzeşte datorită căldurii pe care o primeşte prin transfer de căldură la suprafaţa de separare vapori-lichid. în relaţia (11.10) notaţiile au următoarele semnificaţii:  este coeficientul de transfer de căldură (parţial) de la vapori la suprafaţa de contact a lichidului; w - viteza de scurgere a lichidului în interiorul condensatorului;  - densitatea lichidului; c - căldura specifică a lichidului S - secţiunea de scurgere a lichidului. Pentru curgerea prin orificii secţiunea respectivă poate fi considerată circulară. Pentru alte cazuri poate fi adusă la o secţiune circulară prin intermediul determinării unui diametru echivalent dA este suprafaţa elementară de transfer de căldură. Pentru curgerea prin orificii mai mari vîna de lichid poate fi considerată cilindrică şi dA este în acest caz suprafaţa laterală a unui cilindru. în alte cazuri poate fi adusă la suprafaţa laterală a unui cilindru prin diametrul echivalent. Astfel că dA=ndech dH, dH fiind înălţimea elementară a vînei de lichid; dt este diferenţa de temperatura cu care s-a încălzit apa intre intrare şi un anumit element de suprafaţă; t - temperatura apei într-un anumit element de suprafaţă.

Debitul de apă de răcire necesar într-un condensator de amestec se deduce diu ecuaţia bilanţului care se poate scrie sub forma:

iv”  W  Wa  c  ti  Wa  W   c  t f din care

Wa  W 

iv”  c  t f

c  t f  ti 

(11.11)

unde: Wa este debitul de apă de răcire, în kg/s; W - debitul de vapori care se condensează, în kg/s; iv” - entalpia vaporilor la presiunea de intrare în condensator, în kj/kg; c - căldura specifică a apei de răcire (sau altui agent de răcire), în kj/kg. grd; ti şi tf au semnificaţiile descrise anterior.

Debitul de gaze necondensabile care trebuie evacuate din condensator se calculează ţinînd seama de sursele din care provin şi anume: - aerul dizolvat în apa de răcire. Apa de răcire în mod normal este satu-ratăcu aer la temperatura de intrare în instalaţia de condensare şi în procesul din condensator pierde cea mai mare parte din aerul dizolvat, aerul dizolvat trans-formîndu-se în gaze necondensabile. Ţinînd seama de solubilitatea aerului în apă la presiunea normală şi diferite temperaturi s-ar putea stabili cantitatea de gaze necondensabile care provin de la apa de răcire cu suficientă aproximaţie, în mod normal se consideră că apa de răcire degajă în condensator 2% gaze necondensabile, în volume, faţă de debitul volumetric de apă de răcire sau transformat în greutate cantitatea de gaze necondensabile reprezintă 0,000024 kg/kg apă de răcire; - aerul dizolvat în lichidul din care au provenit vaporii. Aceasta, cu aproximaţie, trebuie considerat egal cu cel provenit din apă, deşi în condensator se poate presupune că a ajuns mai puţin aer cu vaporii, o parte degajîndu-se pe parcurs; - aerul intrat prin neetanşeităţile instalaţiei. Aceasta poate fi sursa principală de gaze necondensabile. Ea este cu atît mai mare cu cît depresiunea este mai avansată şi cu cît neglijenţele în supravegherea instalaţiei sunt mai mari. Este o sursă de 40

Operații unitare în ingineria alimentară

gaze necondensabile care este greu de măsurat. După datele practice ea poate fi considerată egală cu 1% faţă de vaporii supuşi condensării, respectiv 0,01 kg gaze uecondensabile/kg vapori; - gaze necondensabile provenite din reacţii care au loc în instalaţie. In unele cazuri în industria alimentară apar anumite descompuneri cu degajare de CO2, NH3 care se vor găsi sub formă de gaze necondensabile. Acestea în genere sunt cazuri particulare care nu se pot evalua precis. Ţinînd seama de ponderea gazelor necondensabile, provenite din diferite surse, de faptul că măsurătorile au o mică precizie în calculele uzuale, se poate considera

Gn  0,01  W

(11.12)

în care Gn reprezintă cantitatea (debitul) de gaze necondensabile (de masă) şi W cantitatea (debitul) de vapori care trebuie condensaţi.

Debitul pompei de vid se determină ţinînd seama de debitul de gaze necondensabile (de masă) determinat din relaţia (11.12) şi de condiţiile de temperatură şi presiune în care trebuie să se elimine gazele necondensabile şi de faptul că gazele necondeusabile se elimină sub formă de gaz saturat în umiditate. Debitul volumetric de gaze necondensabile, ţinînd seama de legea lui Dalton se poate deduce din relaţia:

Qv  în care:

Gn

 gn



pc 273  t pa   pc  ps 273 pc

(11.13)

Qv este debitul volumetric de gaz eliminat; gn - densitatea gazelor (aerului)în condiţii normale de temperatură şi presiune. Se poate considera gn =1,293 3

kg/m ; pc - presiunea din condensator; ps - presiunea de saturaţie la temperatura de evacuare a gazelor necondensabile; pa - presiunea atmosferică. (Toate valorile presiunilor trebuie exprimate în aceleaşi unităţi); t - temperatura de evacuare a gazelor necondensabile. Pentru condensatoarele de amestec în curent paralela este egal cu temperatura de ieşire a apei de răcire din condensator.

Pentru condensatoarele de amestec în contracurent t este egală cu temperatura de intrare a apei de răcire plus 3...8 grade. Dimensionarea condensatorului. Dimensionarea are încă la bază o serie de date experimentale. Diametrul condensatorului se determină pe baza relaţiei continuităţii de debit, ţinînd seama de secţiune şi viteză

Dc  în care:

4W   w

(11.14)

Dc este diametrul condensatorului, în m; W - debitul de vapori care trebuie condensaţi, în kg/s;  - densitatea vaporilor la condiţiile de presiune şi temperatură din condensator, în kg/m ; 3

w - viteza vaporilor în secţiunea liberă a coloanei, în m/s.

Este de remarcat că W trebuie considerat cu valoarea sa iniţială, dar că valoarea lui se reduce pe măsură ce vaporii se condensează şi în final se ajunge la debitul de gaze necondensabile.

41

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

Despre valoarea vitezei datele care se găsesc sunt destul de variate. Se indică săseia 3 —5 m/s raportat la secţiunea totală a condensatorului sau 10 — 15 m/s la secţiunea neocupată de talere. Pentru condensatoarele în contracurent însă este necesar să se verifice în porţiunea superioară viteza reală pentru evitarea antrenărilor de picături. Numărul de talere din interiorul condensatorului se alege în funcţie de gradul de încălzire care se admite pentru condensator, numărul de talere variind între 4 şi 8. înălţimea condensatorului se determină funcţie de numărul de talere şi distanţa dintre talere. Construcţiile curente au distanţa între talere de 200 — 400 mm, însă este normal ca distanţa între talere să fie funcţie într-o oarecare măsură şi de diametrul condensatorului, în sensul creşterii ei cu diametrul condensatorului. Distanţa între talere se ia mai mare la intrarea vaporilor şi mai mică la evacuarea spre pompa de vid. Construcţia talerului are o mare influenţă asupra funcţionării condensatorului, deoarece suprafaţa de contact vapori-apă de răcire este influenţată de aceasta. Construcţiile de condensatoare obişnuite au fie talere sub formă de segment 1a care a=dc/2+50 mm, sau talere inelare perforate şi limitate de prag. Diametrul orificiilor de pe taler variază în funcţie de calitatea apei (curată sau murdară) între 2 — 5 mm. Aria orificiilor în mod normal reprezintă 2,5 — 10% în funcţie de debitul de apă ce trebuie să se scurgă prin orificii. înălţimea pragului la taler se ia constructiv de obicei în jur de 40 mm, funcţie de distanţa dintre talere şi de condiţiile de distribuţie ale apei în condensator. înălţimea pragului are rolul de a menţine un anumit nivel al apei pe taler care să asigure o anumită viteză de curgere prin orificiile talerului, respectiv un anumit debit de curgere printr-un orificiu şi în funcţie de numărul de orificii un anumit debit de curgere prin toate orificiile. O parte din apa de răcire este indicat să se scurgă peste prag (10—20%) care de fapt este o curgere peste preaplin. Grosimea vînei de lichid care se scurge peste prag este determinată de înălţimea lichidului peste prag.

Diametrul conductei de evacuare a apei (coloană barometrică sau semi-barometrică) se determină din ecuaţia continuităţii debitului, în funcţie de debit şi viteză admisă pentru curgere. La debit se ia în considerare atît apa de răcire cît şi condensatul rezultat din condensarea vaporilor. Viteza de curgere la evacuare se ia uzual între 0,5 — 2 m/s.

Înălţimea coloanei, în cazul cînd coloana este barometrică, trebuie să asigure curgerea liberă a lichidului şi echilibrarea presiunii între exterior şi interior. înălţimea coloanei barometrice se poate determina pe baza unui bilanţ energetic. La înălţimea calculată, ţinînd seama de diferenţa de presiune între exterior şi interior, de pierderile de presiune şi de efectul vitezei, în mod uzual se adaugă o lungime de 0,5 m pentru siguranţa în funcţionare şi 0,5 m la partea inferioară pentru partea afundată în lichid. Ţiuînd seama de pierderea de presiune de-a lungul coloanei, de pierderile de presiune la intrarea şi ieşirea din coloană, scriind bilanţul energetic, înălţimea coloanei se poate calcula din relaţia:

Hb  în care:

p a, pc

pa  pc w2  H   1  1   2   1 l  g 2g  d  2

este presiunea atmosferică, respectiv presiunea absolută din condensator, în N/m ;

 - densitatea apei, în kg/m ; 3

w - viteza apei în coloana barometrică;  - coeficientul de frecare; 1- coeficient de rezistenţă la intrarea îu conductă;  - coeficient de rezistenţă la ieşirea din conductă.

42

(11.15)

Operații unitare în ingineria alimentară

Dacă se consideră =0,03, se ia 1 = 0,5 şi 2 = l şi pentru calculul aproximativ se ia îu paranteză H=10 m, relaţia (11.15) devine:

Hb 

pa  pc w2  0,3    2,5   1 2g  d  l  g

(11.16)

în locul coloanei barometrice prin care se asigură scurgerea liberă a apei, pentru a evita montarea la înălţime a condensatorului, în practică se utilizează montarea condensatoarelor cu o coloană de scurgere mai mică numită coloană semibarometrică şi pompă care aspiră şi evacuează apa. Rolul coloanei semibarometrice este de a evita evaporarea apei în corpul pompei. în acest scop, apa din coloana semibarometrică trebuie să creeze la rotor o presiune mai mare decît tensiunea de vapori ai apei la temperatura de evacuare. Deşi tensiunea de vapori la temperatura apei este mai mică decît presiunea din condensator în mod normal acestea se consideră egale. Ţinînd seama şi de pierderile de presiune prin frecare şi de rezistenţa locală la intrarea în conductă, în cazul coloanei semibarometrice relaţia (11.16) devine:

H sb 

pc w2  0,03  H sb   1,5   d l  g 2 g  

(11.17)

înălţimea calculată prin relaţia (11.17) dă valoarea minimă. Pentru siguranţa funcţionării trebuie să se ia cu circa 1 m mai înaltă. Atât coloana barometrică cît şi cea semibarometrică servesc şi pentru evacuarea condensatului sub depresiune din condensatoarele de suprafaţă.

43

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

44

Operații unitare în ingineria alimentară

Capitolul 12 EVAPORAREA (CONCENTRAREA)

În înţelesul strict al noţiunii, prin evaporare sau vaporizare se înţelege trecerea unui lichid în stare de vapori, asigurându-i dintr-o sursă oarecare energia termică corespunzătoare căldurii de evaporare care este egală şi de sens contrar cu căldura de condensare. Prin operaţia de evaporare se înţelege concentrarea unei soluţii în substanţă uscată prin eliminarea unei părţi din solvent sub formă de vapori, asigurând energia termică necesară realizării operaţiei. În cele mai multe cazuri solventul uzual este apa. În industria alimentară, însă, se găsesc şi situaţii de concentrare prin evaporare când solventul nu este apa, cum este de exemplu în prima parte a instalaţiei de recuperare a solventului din secţiile de extracţie a uleiului. Transformarea unei părţi din lichid în vapori se poate realiza şi în absenţa unei surse exterioare de energie, pe seama energiei interne a lichidului, prin destinderea lichidului de la o presiune la altă presiune la care temperatura de fierbere a lichidului este inferioară temperaturii iniţiale a lichidului. În această situaţie o parte din lichid se transformă în vapori asigurându-se căldura de vaporizare necesară fazei vapori din diferenţa de energie internă a lichidului între starea iniţială şi finală. Fenomenul, având loc pe seama diferenţei de energie între cele două stări ale lichidului a fost numit autoevaporare. Prin operaţia de evaporare se realizează numai o separare parţială a componentului volatil de componentul nevolatil care rămâne sub formă de soluţie concentrată. Pentru separare totală sau aproape totală a componentului considerat volatil trebuie să se realizeze şi o altă operaţie: cristalizare, uscare sau distilare, după caz. Concentrarea prin evaporare intervine în aproape toate subramurile industriei alimentare, lichidul volatil uzual fiind apa. Eliminarea apei dintr-o serie de produse din industria alimentară asigură condiţii bune de conservare a produsului, pe lângă reducerea volumului de depozitare şi transport. De aceea evaporarea pentru unele cazuri în industria alimentară trebuie tratată ca o operaţie care asigură conservabilitatea produsului. În industria alimentară, însă, se întâlnesc şi cazuri când odată cu evaporarea apei considerată componentul volatil să se elimine şi alte substanţe care sunt mai volatile decât apa, cum este cazul substanţelor de aromă la concentrarea sucurilor de fructe. În aceste situaţii substanţele de aromă fiind componenţi utili, trebuie să fie recuperate. Evaporarea în sine este o operaţie care are la bază transferul de căldură între un purtător de căldură care cedează o parte din energia sa calorică şi un produs care primeşte energia cedată prin transfer, prin intermediul unei suprafeţe, eliminând, pe seama căldurii primite, o parte din componentul volatil sub formă de vapori şi în acelaşi timp concentrând soluţia în component nevolatil. Purtătorul de căldură uzual utilizat ca sursa de energie este aburul saturant uscat care cedează căldura de condensare, care mai este denumit şi abur primar. Vaporii care rezultă prin evaporarea parţială a solventului din soluţie se numesc şi vapori secundari sau abur secundar când componentul volatil este apa. Vaporii secundari trebuie să fie eliminaţi din instalaţia de evaporare în care se realizează concentrarea fiind, fie utilizaţi ca sursă de energie secundară, fie trimişi la o instalaţie de condensare, fie eliminaţi direct în atmosferă, dacă concentrarea se realizează la presiune atmosferică. Evaporarea se poate realiza la presiunea atmosferică, sub o depresiune oarecare sau la o presiune oarecare superioară presiunii atmosferice. 45

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

Ca sursă de energie calorică pot fi utilizaţi şi alte tipuri de vapori decât aburul în cazul când se asigură condiţiile de realizare a transferului de căldură. Concentrarea se poate realiza şi prin barbotare de gaze de ardere sau aer cald care părăsesc soluţia la temperatura de fierbere a soluţiei saturaţi în umiditate, dar acest sistem, nu prezintă avantaje economice deoarece o parte din energia termică o preiau gazele de ardere sau aerul cald. De asemenea, ca sursă de energie pot fi folosite şi radiaţiile infraroşii de anumită lungime de undă care, pătrunzând în soluţie, se transformă în energie calorică pe care o preia soluţia, eliminând o parte din solvent sub formă de vapori. Nici această sursa de energie nu este uzuală pentru operaţia de evaporare.

12.1. Factori care influenţează evaporarea Operaţia de evaporare aplicată pentru concentrarea soluţiilor este influenţată de o serie de factori. Aceştia pot fi grupaţi ca provenind din două surse: - natura şi starea soluţiei iniţiale şi produsului finit; - instalaţia şi conducerea operaţiei. Soluţiile supuse concentrării prin evaporare conţin componenţi cu anumite proprietăţi. Concentrarea soluţiei în diferiţi componenţi influenţează densitatea, vîscozitatea, conductivitatea termică, căldura specifică, presiunea de vapori, temperatura de fierbere la o anumită presiune. Solubilitatea unor componenţi este limitată de o anumită concentraţie a lor în soluţie. Unii componenţi pot fi sensibili la creşterea temperaturii care poate provoca denaturări sau descompuneri, fenomen caracteristic concentrării prin evaporare în industria alimentară. Componenţii soluţiei pot fi de diferite naturi la care mai trebuie luate în considerare agresivitatea, formarea de spumă şi depunerea de crustă. Solubilitatea limitată a anumitor componenţi limitează concentraţia maxima la care poate fi adus produsul finit. Legat de instalaţie şi conducerea operaţiei, trebuie luat în considerare: modul de funcţionare (continuu sau discontinuu), tipul şi numărul de aparate din instalaţie, legătura dintre aparatele care alcătuiesc instalaţia, concretizată prin circulaţia soluţiei şi vaporilor, presiunea la care se realizează operaţia, influenţa reciprocă dintre materialul din care este realizată instalaţia şi soluţia supusă concentrarii.

12.1.1. Temperatura şi elementele de influenţă Temperatura de fierbere a lichidelor pure este determinată de natura lichidului şi presiunea la care se găseşte, relaţia temperatură-presiune pentru diferite lichide pure se găseşte dată sub formă de curbe, în tabele sau se poate calcula pe bază de diferite relaţii. Substanţele dizolvate într-un lichid acţionează prin micşorarea presiunii de vapori a soluţiei şi ca o consecinţă prin mărirea temperaturii de fierbere în comparaţie cu lichidul pur. Pentru soluţiile diluate creşterea temperaturii de fierbere faţă de lichidul pur în majoritatea cazurilor este proporţională cu concentraţia molală a soluţiei, indiferent de natura solventului. Creşterea temperaturii de fierbere a unei soluţii faţă de temperatura de fierbere a solventului se poate determina pe baza relaţiei:

e  a  m

(12.1)

în care e este creşterea punctului de fierbere a soluţiei faţa de solventul pur, denumită şi creştere ebulioscopică deoarece relaţia (12.1) reprezintă legea ebulioscopiei, m concentraţia molală a soluţiei, a constanta caracteristică solventului. Pentru apa valoarea lui a = 0,511. Pentru soluţiile de zahăr şi sucurile de fructe, Stabnicov propune să se calculeze creşterea punctului de fierbere pe baza relaţiei: 46

Operații unitare în ingineria alimentară

e  0,38  e

0, 05 0, 045x 

(12.2)

în care x este conţinutul procentual de substanţă uscata. Creşterea punctului de fierbere a soluţiilor apoase se poate determina şi pe baza regulii empirice a lui Babo, după care raportul între presiunea de vapori a soluţiei p o şi presiunea de vapori a apei ps este constant şi independent de temperatura de fierbere la o anumită concentraţie a soluţiei şi pe această cale în funcţie de temperatura de fierbere a apei şi a soluţiei să se determine creşterea temperaturii de fierbere a soluţiei. Regula lui Babo este valabilă tot pentru soluţiile diluate. Ea poate fi extinsă şi soluţiilor concentrate dacă se aplică corecţia propusă de Stabnicov în funcţie de presiunea de vapori a soluţiei p şi raportul presiunilor de vapori indicat de Babo. Creşterea punctului de fierbere pentru unele soluţii, în anumite condiţii, se poate stabili şi cu ajutorul unor diagrame, ca de exemplu diagramele care dau liniile lui Duhring sau liniile lui Kireev-Othmer, dacă acestea sunt trasate în condiţiile soluţiei luate în considerare. La o alta presiune decât presiunea atmosferică Tişcenko propune să se determine creşterea punctului de fierbere pe baza relaţiei: 2

T  r e  en     n , K   Tn  r

(12.3)

în care e respectiv en reprezintă creşterea punctului de fierbere la o presiune oarecare, respectiv la presiunea atmosferică, T, Tn temperatura de fierbere a apei la o presiune oarecare respectiv presiunea atnosferica r, r n căldura de vaporizare la cele două temperaturi. Când fierberea unui lichid se realizează într-un strat gros, presiunea care se exercită asupra lichidului la suprafaţă sau la o anumită grosime a stratului este diferită şi ca o consecinţa şi temperatura de fierbere în punctele respective este diferită. Diferenţa de presiune pe grosimea stratului de lichid este o consecinţă a presiunii hidrostatice pe care o exercită coloana de lichid. Mărimea presiunii exercitată de lichid peste presiunea de la suprafaţa lichidului, la o anumită adâncime h în strat se calculează pe baza relaţiei:

ph  pv  h   , Pa 

(12.4)

Creşterea temperaturii de fierbere datorită fenomenelor hidrostatice -creşterea de temperatură hidrostatică- se determină din diferenţa de temperatură de fierbere la presiunea ph şi pv , respectiv:

h  th  tv , K 

(12.5)

Creşterea de temperatură hidrostatică ar impune ca pentru fierberea lichidului în stratul inferior, să se lucreze la temperaturi mai ridicate In realitate în evaporatoarele care funcţionează cu concentrare în strat de anumită grosime, fierbere se realizează numai în stratul superficial, care activează curenţii de convecţie din masa de lichid. Fenomenul hidrostatic a făcut să apară tendinţa de construire de aparate care să realizeze concentrarea în strat subţire, deoarece fenomenul hidrostatic se suprapune fenomenului ebilioscopie. În industria alimentară cele mai multe produse supuse concentrării conţin componente care se degradează sau se denaturează la temperaturi mai ridicate. Efectul negativ asupra componenţilor de acest tip creste cu mărirea duratei de acţiune a temperaturii ridicate. Din aceste motive problema conducerii operaţiei de concentrare prin evaporare în industria alimentară are o serie de aspecte care o deosebesc de conducerea aceloraşi operaţii în industria chimică. Această caracteristică a determinat pentru industria alimentară să se realizeze aparate de concentrare în care durata de contact produs-suprafaţă caldă să fie cât mai scurtă. Pentru ca temperatura să fie mai scăzută se realizează concentrarea sub depresiune. Componentele termolabile ale produselor alimentare au dus la utilizarea aparatelor cu concentrare în 47

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

film subţire, cu durată de contact produs-suprafaţă caldă de ordinul secundelor, perioadă pentru care aceste componente pot suporta temperaturi mai ridicate fără efecte negative. Termolabilitatea a dus şi la limitarea numărului de aparate legate în serie într-o instalaţie şi în unele cazuri a indicat chiar sensul de circulaţie al produsului. O altă problemă legată de temperatura pentru produsele supuse concentrării în industria alimentară este cea a componenţilor cu volatilitate mai mare decât a apei care se elimină odată cu vaporii de apă în timpul concentrării. Aceşti componenţi sunt importanţi pentru produs deoarece caracterizează produsul sub aspectul gustului şi al mirosului. Aceşti componenţi datorită volatilităţii lor nu pot fi reţinuţi în produsul concentrat. În multe situaţii -în special pentru sucurile de fructe- se impune recuperarea acestor substanţe volatile, proces cunoscut sub numele recuperarea aromei. Recuperarea aromei se realizează din aburul secundar produs de instalaţia de concentrare prin evaporare în mai multe variante, instalaţia de recuperare devenind o anexă a instalaţiei de concentrare prin evaporare.

12.1.2. Alţi factori care influenţează Dintre parametrii soluţiei supusă concentrării vîscozitatea determină frecarea şi ca o consecinţă limitează convecţia naturală care are loc în timpul transferului de căldură. Vîscozitatea nu poate fi modificată pe căi artificiale, de aceea trebuie să se ţină seama de ea. Vîscozitatea creşte cu concentraţia şi scade cu temperatura. Creşterea temperaturii în timpul concentrării este determinată sau chiar limitată de alţi factori, de aceea nu poate fi luată în considerare pentru variaţia vîscozităţii. Uneori însă, vîscozitatea atrage după sine alegerea utilajului în care sa nu se simtă influenţa sa negativă sau caiar impune sa se ia măsuri speciale în cadrul schemei de funcţionare a instalaţiei. Unele lichide au proprietatea de a forma spumă, datorita căreia se antrenează picături de lichid în vapori, ceea ce poate: duce la pierderi însemnate de substanţă utilă. Spuma apare în special în cazurile când debitul de vapori eliminat raportat la suprafaţa liberă de fierbere depăşeşte o anumită valoare, caracteristică soluţiei supusă concentrării. Pentru a împiedica efectul negativ al spumei se folosesc diferite mijloace, dintre mijloacele utilizate (atunci când este admis) este adausul de antispumanţi, între care admişi pentru industria alimentară sunt grăsimile. De asemenea, se poate practica utilizarea unor elemente constructive ca de exemplu montarea unor şicane sau a unui strat de umplutură în calea vaporilor , care au rol să spargă bulele şi să separe lichidul antrenat. Într-o serie de cazuri de concentrare prin evaporare în industria alimentară pot sa apară depuneri de crustă pe suprafaţa de transfer de căldură, care în primul rând determină creşterea rezistenţei la transferul de căldură şi drept consecinţă scăderea fluxului termic unitar. Depunerile de crustă apar datorită componenţilor a căror solubilitate este sub limita concentraţiei în care se găsesc sau a unor componenţi care la temperatura ridicată a suprafeţei se denaturează şi se depun pe suprafaţă. Condiţiile în care apar depunerile de crustă sunt diferite în funcţie de tipul de soluţie supusă concentrării şi chiar de instalaţie. În unele cazuri cum este în industria zahărului apar diferenţieri de depuneri de la campanie la campanie, sau chiar în timpul unei campanii, în funcţie de anumiţi componenţi nedefiniţi ai sfeclei, care sunt extraşi odată cu zahărul, aceasta îngreunează atât obţinerea de date, cât şi prelucrarea lor, legată de înlăturarea depunerilor de crustă. S-a remarcat că depunerile de crustă nu sunt de aceeaşi mărime de-a lungul unei instalaţii de concentrare şi nici de aceeaşi compoziţie. Pentru evitarea neajunsurilor provocate de depunerile de crustă, suprafeţele de transfer de căldură ale aparatelor de evaporare trebuie curăţate periodic de crustă, iar la dimensionarea suprafeţelor de transfer de căldură trebuie să se ţină seama de apariţia stratului de crustă. Necurăţirea la timp a suprafeţelor de transfer de căldură, mai ales când acestea sunt sub formă de ţevi poate duce chiar la împiedecarea circulaţiei soluţiei şi în consecinţa la aducerea instalaţiei în stare de nefuncţionare. 48

Operații unitare în ingineria alimentară

S-au făcut şi încercări de împiedecare a depunerilor de crustă, chiar dacă componenţii respectivi au trecut în stare solidă şi rămân în soluţie. S-au obţinut unele rezultate în această direcţie cu unde ultrasonice şi prin adaosul unor substanţe care realizează la suprafaţa de transfer o peliculă fină care impiedică depunerea de cruste. Dintre substanţele cu asemenea proprietăţi se încadrează aminele hidrocarburilor alifatice cu peste 16 atomi de carbon în moleculă. Solubilitatea componentului de baza, ca de exemplu a zaharozei sau a lactozei limitează concentraţia finală a soluţiei obţinută prin concentrare. Cum însă solubilitatea este funcţie de temperatură, concentraţia finală a soluţiilor obţinute prin concentrare prin evaporare este determinată şi de temperatură.

12.2. Sisteme de evaporare Evaporarea este o operaţie mare consumatoare de energie termică. Energia calorica consumată pentru realizarea operaţiei poate fi folosită o singură dată ca energie a aburului primar, sau de mai multe ori prin folosirea şi a energiei calorice a aburului secundar. Când se foloseşte numai energia calorică cedată de aburul primar, aburul secundar degajat din instalaţia de concentrare este trimis la condensare, sistemul acesta de conducere a evaporării este cunoscut sub denumirea de evaporare simplă sau evaporare cu simplu efect. In alte cazuri aburul secundar produs într-unul din corpurile instalaţiei de evaporare se întrebuinţează ca sursă de energie calorică în alt aparat sau alte aparate ale aceleiaşi instalaţii. Sistemul de utilizare ca sursă de energie termică a aburului secundar la parametrii la care a fost obţinut, în aceeaşi instalaţie este cunoscut sub denumirea de evaporare cu efect multiplu. In cazul când o parte din aburul secundar obţinut într-o instalaţie cu efect multiplu -indiferent de la care efect- este scos din instalaţie şi utilizat ca sursă de energie termică în alte scopuri, instalaţia este cunoscută sub denumirea de instalaţie de evaporare cu efect multiplu şi prelevări de abur. Acesta este cazul uzual utilizat la concentrarea prin evaporare în industria zahărului, unde instalaţia de concentrare a devenit sursa de abur pentru restul instalaţiilor termice care apar la realizarea produsului în ansamblu. Datorită efectelor sale asupra economiei termice acest sistem s-a extins şi la instalaţiile de concentrare cu efect multiplu pentru alte produse. Energia calorică a aburului secundar dintr-o instalaţie de evaporare poate fi folosită şi dacă printr-un anumit sistem parametrii termici (temperatură, presiune) sunt modificaţi, fiind aduşi la valori la care «r putea fi utilizaţi ca sursă de energie termică chiar în aparatul în care au fost produşi, codificarea parametrilor, de fapt, se realizează prin ridicarea presiunii cu ajutorul unui compresor sau al unui injector sistemul este cunoscut sub denumirea evaporare cu pompa de căldura sau evaporare cu termocompresiune. Pompa de căldură sau termocompresiunea poate fi realizată la o instalaţie cu simplu efect sau cu multiplu efect, aducând o economie însemnată de energie termică obţinută de la aburul primar. Rolul instalaţiilor de evaporare cu efect multiplu, cu efect multiplu şi prelevări de abur şi a celor de evaporare cu termocompresiune este de a reduce consumul specific de energie termică obţinută de la abur primar şi cel de reducere a consumului de apă ca agent de preluarea căldurii la instalaţiile de condensare care sunt anexele instalaţiilor de evaporare.

12.2.1. Evaporarea cu simplu efect Cel mai simplu sistem de concentrare prin evaporare şi eliminarea solventului este evaporarea cu simplu efect. In acest caz concentrarea la concentraţia dorită se realizează cu eliminarea aburului secundar din sistem în atmosferă, pentru instalaţii mici la presiunea atmosferică sau la instalaţia de condensare în celelalte cazuri. Evaporarea se poate realiza la presiunea atmosferică, la o presiune mai mare decât presiunea atmosferică sau la o presiune mai mică decât presiunea atmosferica (sub depresiune). Evaporarea la presiunea atmosferică se poate realiza în aparate deschise sau

49

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

închise. Evaporarea sub presiune sau subdepresiune nu se poate realiza decât în aparate închise, ceea ce prezintă o serie de avantaje printre care pentru industria alimentară este important cel de îmbunătăţire a condiţiilor igienico-sanitare. Evaporarea cu simplu efect poate fi realizată discontinuu sau continuu. Evaporarea discontinuă se realizează în regim nestaţionar, concentrarea se realizează pe şarjă. La ea s-a renunţat aproape totul, cu excepţia unor instalaţii din industria conservelor. Evaporarea continua decurge în regim staţionar, concentraţiile, debitele, temperaturile, presiunea şi alţi parametrii fiind constanţi în timp. Ca sursa de energie termică uzuală este căldura de condensare a aburului primar care trebuie să aibă o presiune superioară celei la care se realizează concentrarea, ca pe această cale să se realizeze diferenţa de temperatură necesară pentru transferul de căldură. În industria alimentară în cele mai multe cazuri se practică concentrarea sub depresiune, care prezintă o serie de avantaje, din care trebuie remarcate: - temperatura de fierbere mai scăzută contribuie la menajarea componenţilor sensibili la temperatură şi reduce energia termică necesara pentru aducerea produsului la temperatura de fierbere; - pierderile de căldură în mediul înconjurător sunt mai mici deoarece diferenţa de temperatură între interior şi mediul înconjurător este mai mica; - în unele mazuri apare chiar economia de metal pentru construcţia aparatului datorită reducerii solicitărilor mecanice prin folosirea de abur primar la presiune mai redusă. Instalaţiile de evaporare cu simplu efect sunt însă mari consumatoare de energie termică primară şi de apă pentru realizarea condensării aburului secundar, acest aspect se va prezenta ulterior. Pentru calculul instalaţiei de concentrare cu simplu efect trebuie să se determine: Bilanţul de materiale, prin intermediul căruia funcţie de anumiţi parametrii cunoscuţi se pot stabili alte elemente necunoscute. Aburul primar care asigură energia pentru transferul de căldură nu vine în contact cu produsul. Din acest motiv el nu se ia în considerare la întocmirea bilanţului de materiale. Pentru o instalaţie de evaporare cu simplu efect se pot scrie două ecuaţii de bilanţ de materiale: o ecuaţia de bilanţ total şi o ecuaţie de bilanţ parţial referitoare la un component. Utilizarea mai multor ecuaţii de bilanţ parţial nu este posibilă deoarece componenţii care rămân în produsul concentrat se concentrează în acelaşi raport. În mod normal ca ecuaţie de bilanţ parţial se ia ecuaţia care urmăreşte conţinutul de substanţă uscată. Cele două ecuaţii de bilanţ de materiale se pot scrie sub

Si  S f  W

(12.6)

sui  Si  su f  S f

(12.7)

în care: Si, Sf produsul iniţial respectiv produsul final exprimat în cantitate masică sau debit masic după cum se urmăreşte un bilanţ pentru sistem discontinuu sau sistem continuu, W apa evaporată, exprimată în acelaşi sistem, sui, suf conţinutul de substanţă uscată (sau de component urmărit) iniţial şi la sfârşitul operaţiei de concentrare. Cele două relaţii conţin cinci termeni. Ca sistemul sa fie rezolvabil trei trebuie să fie cunoscute şi să se determine două necunoscute. Pentru operaţia de concentrare în mod normal se impune să fie cunoscute concentraţiile şi unul din termenii cantitativi, ca de exemplu debitul de soluţie iniţială Si. Pentru rezolvare, însă, se poate aplica oricare variantă cu condiţia să fie trei cunoscute şi două necunoscute. Bilanţul caloric trebuie să se întocmească pentru stabilirea consumului de energie termică, respectiv consumul de abur primar. Bilanţul caloric se scrie pentru întreaga instalaţie de evaporare cu simplu efect.

50

Operații unitare în ingineria alimentară

Fig. 12.1. Evaporarea cu simplu efect.

Dacă se neglijează pierderile de căldură în mediul înconjurător, care pentru evaporatoarele izolate termic, în genere, reprezintă sub 1 % din căldura transmisă, bilanţul caloric, ţinând seama de notaţiile din figura 12.1. se poate scrie sub forma:

Q1  Q2  Q3  Q4  Q5 , W 

(12.8)

sau pentru a exprima căldura transmisă în instalaţie poate fi adusă la forma:

Q  Q2  Q5  Q3  Q4  Q1 , W 

(12.9)

Tinând seama de ecuaţia de definiţie a fiecărui termen al ecuaţiei (12.8), relaţia poate fi adusă la forma:

„

Si citi  W0i0  S f c f t f  Wi „  W0i0

,

(12.l0)

În această relaţie ordonându-se termenii şi înlocuind pe Sf cu valoarea sa din ecuaţia generală de bilanţ de materiale (12.6) se poate obţine debitul de abur primar necesar (W0):

W0  Si

c f t f  citi „

i0  i0

,

W

i„  c f t f „

i0  i0

,

, kg / s 

(12.11)

în care Si, Sf, W au notaţiile precizate la bilanţul de materiale, W 0 debitul de abur primar necesar, ci, cf căldura specifică a soluţiei iniţiale respectiv a soluţiei finale, ti, tf temperatura la care este adusei soluţia iniţială, respectiv temperatura la care este eliminată soluţia, i0, i entalpia aburului primar, respectiv a aburului secundar, i 0 entalpia condensatului rezultat din aburul primar. Tinând seama de influenţa efectului ebulioscopic şi hidrostatic asupra temperaturii de fierbere a soluţiei, tf este diferit de temperatura aburului secundar, care este corespunzătoare presiunii la care are loc evaporarea şi la care se ia şi valoarea lui i . Dacă produsul cf .tf=ci.ti , relaţia (12.11) se reduce la:

W0  W

i"c f t f , kg / s  i0 "i0 '

(12.12)

În relaţia (12.12) cf.tf = i’ şi io” – io’ = ro, iar i” – i’ = r În această situaţie relaţie devine:

W0  W

r0 , kg / s  r

(12.13)

sau dacă r0 = r se poate aproxima W0 = W, adică necesarul de abur primar este aproximativ egal cu debitul de abur secundar care se produce prin evaporare. În realitate, deoarece aburul primar trebuie să fie la o presiune mai mare decât aburul secundar şi ca o consecinţă r0r , raportul r/rQ este supraunitar şi cu atât mai mare cu cât diferenţa de presiune 51

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

între aburul primar şi cel secundar este mai mare. În mod normal într-o instalaţie de concentrare cu simplu efect se consumă 1,05-1,2 kg.abur primar/kg.abur secundar (apă evaporată) şi aburul secundar se trimite în întregime pentru condensare. Relaţia (12.11) se poate pune şi sub forma:

W  W0  sau sub forma: În care:

ci  ti  c f  t f i0"  i0' [kg/s]  Si  i"c f  t f i"c f  t f

W   W0    Si [kg/s] ci  ti  c f  t f i0"  i0' şi    i"c f  t f i"c f  t f

Coeficientul  este numit şi coeficient de evaporare, reprezentând raportul între căldura cedată de aburul primar la condensare şi căldura primită de aburul secundar pentru evaporare. El s-ar putea considera ca raportul r0/r. Ţinând seama de cele precizate  este totdeauna subunitar cu tendinţă de apropiere de unitate. Coeficientul  este numit şi coeficient de autoevaporare şi reprezintă diferenţa de entalpie a soluţiei la intrare şi ieşire în evaporator raportată la căldura primită de aburul secundar pentru evaporare. Valoarea lui  poate fi pozitivă sau negativă, după cum diferenţa de entalpie a soluţiei la intrare sau ieşire este pozitivă sau negativă, sau egală cu zero când entalpia soluţiei la intrare este egală cu entalpia soluţiei la ieşire din evaporator. Valoarea lui  pozitivă presupune existenţa unui fenomen de autoevaporare la intrarea soluţiei iniţiale în evaporator. Valoarea lui  negativă se datoreşte situaţiei când temperatura de alimentare a soluţiei în evaporator este sub temperatura de fierbere la parametrii de lucru din evaporator. În cazul bilanţului caloric real ar trebui să se introducă şi un al şaselea termen, în categoria căldurilor ieşite care să reprezinte căldura pierdută în mediul înconjurător. În mod normal la evaporatoarele izolate termic pierderile de căldură variază între 0,25-1% din căldura transmisă pentru concentrarea produsului, funcţie de mărimea instalaţiei, temperatura la care se realizează concentrarea şi condiţiile în care este realizată izolarea termică. Elemente de calcul termic. Suprafaţa de transfer de căldură (A) necesară pentru realizarea operaţiei de concentrare prin evaporare se determină din relaţia de bază a transferului de căldură:

A

Q 2 [m ] k  t m

în care: Q este căldura necesară să fie transmisă, determinată cu ajutorul relaţiei (12.9). In cazul evaporării suprafaţa de transfer de căldură nevenind în contact cu mediul înconjurător, la determinarea ei nu trebuie să se ţină seama de pierderile de căldură, care se realizează prin suprafaţa în contact cu mediul înconjurător; k - coeficient total de transfer de căldură tm - diferenţa de temperatură medie La calculul diferenţei medii de temperatură trebuie să se ţină sea-ma numai de temperatura de condensare a aburului utilizat ca sursă de căldură (ta) şi temperatura de fierbere a soluţiei la care se ia în considerare efectul ebulioscopic şi hidrostatic (tf): tm=ta-tf [K] Aplicarea acestui sistem de calcul este indicată deoarece soluţia indiferent că are la alimentare o temperatură mai mică sau mai sare decât temperatura de fierbere din evaporator, intrând în aparat prin amestec cu soluţia existentă în aparat va lua temperatura acelei soluţii producânduse, fie un fenomen de încălzire, fie de autoevaporare. 52

Operații unitare în ingineria alimentară

12.2.2. Evaporarea cu efect multiplu În industria alimentară pentru concentrarea soluţiilor se evaporă cantităţi însemnate de apă. Numai în industria zahărului în instalaţiile de concentrare se elimină prin evaporare circa 6 kg apă/kg zahăr. Utilizând instalaţii de evaporare cu simplu efect ar fi necesar un consum mare de energie termică şi în consecinţă un consum mare de combustibil. De asemenea, pentru condensarea vaporilor eliminaţi ar fi necesar un consum mare de apă, ceea ce în multe situaţii ar putea face produsul neeconomic. Evaporarea cu efect multiplu urmăreşte atât reducerea consumului de abur primar raportat la întreaga cantitate de apă evaporată cât şi reducerea consumului de apă de răcire, acestea făcându-se pe seama măririi suprafeţei totale de transfer de căldură. Principiul evaporării cu efect multiplu constă în utilizarea aburului secundar ca abur de încălzire în evaporatorul următor, cu parametrii la care a fost obţinut. Prin aceasta se realizează: - economie de abur primar, pentru că 1 kg.abur primar introdus în primul efect al instalaţiei evaporă aproape un kg.apă care devine abur secundar şi la rândul său evaporă aproape un kg.apă în efectul următor. Aceasta se poate continua în mai multe efecte. În acest mod cu 1 kg.abur primar într-o instalaţie cu n efecte se vor evapora aproape n kg.apă. În acest mod consumul de abur primar se va reduce la ceva mai mult de l/n kg/kg.apă evaporată; - economie de apă de răcire necesară pentru condensarea vaporilor secundari în condensator. Într-o instalaţie cu efect multiplu va ajunge la condensator numai aburul secundar obţinut în ultimul efect al instalaţiei deoarece aburul secundar din celelalte efecte ale instalaţiei se condensează în instalaţie cedând căldura de condensare. In această formă debitul de apă de răcire se reduce aproape de n ori, n fiind numărul de efecte de evaporare al instalaţiei. Principiul de funcţionare. Caracteristica principală a instalaţiei de evaporare cu efect multiplu constă în aceea că fiecare efect al instalaţiei funcţionează la parametrii diferiţi (temperatură, presiune), aceştia fiind din ce în ce mai mici, de la primul spre ultimul efect al instalaţiei. Dacă la primul efect vine abur primar cu temperatura t şi presiunea p 0 , în primul efect se va degaja abur secundar la temperatura t1t şi presiunea p0 t1. În produsele alimentare există o populaţie microbiană destul de diversă. Pentru stabilirea condiţiilor de sterilizare se alege o suşe de referinţă, de obicei cea care se distruge mai greu şi faţă de aceasta se stabilesc condiţiile de relaţie temperatură-timp. Ţinând seama de elementele de mai sus, prezicerile care favorizau sterilizarea la temperatură înaltă-timp scurt nu sunt totdeauna valabile pentru produsele solide ambalate, la care apare o distribuţie neuniformă a temperaturii în timpul încălzirii şi răcirii.

13.4. Pasteurizarea Aşa cum s-a precizat pasteurizarea urmăreşte distrugerea formelor vegetative ale microorganismelor şi încetinirea activităţii microorganismelor şi enzimelor. Pentru păstrarea calităţilor produselor apropiate de ale produselor proaspete pe o perioadă de timp, pasteuriarea prezintă o importanţă mare pentru multe subramuri ale industriei alimentare. Tratarea termică pentru realizarea pasteurizării, trebuie să se facă respectînd regimul termic de pasteurizare, respectiv relaţia temperatură-timp, urmărindu-se şi menţinerea calităţilor iniţiale ale produsului. 98

Operații unitare în ingineria alimentară

După modul în care se prezintă produsul, pasteurizarea se poate realiza în vrac sau cu ambalarea iniţială a produselor, în diferite tipuri de ambalaje (metalice, din sticlă, din materiale plastice). După durata de menţinere la temperatura de pasteurizară, aceasta poate fi: - pasteurizare de lungă durată; - pasteurizare medie; - pasteurizare instantanee. Pasteurizarea de lungă durată este caracterizată prin realizarea operaţiei la temperaturi mai scăzute, puţin superioare temperaturii de 60°C. În acest caz efectul de pasteurizare în perioada de încălzire şi de răcire este neglijabil, putîndu-se vorbi practic numai de pasteurizare prin menţinerea produsului la temperatura de pasteurizare t p, timpul de menţinere la acea temperatură m. Acest gen de pasteurizare în unele cazuri este dictat de natura produsului (pasteurizarea berii), în altele de tehnologia de fabricaţie şi condiţiile de dirijare a procesului tehnologic (paateurizarea laptelui pentru industria brînzeturilor). Pasteurizarea medie este caracterizată prin efect de pasteurizare atât în perioada de încălzire şi răcire de la şi pînă la începutul temperaturii cu acţiune letală, cât şi într-o perioadă de menţinere la temperatura de pasteurizare, perioadă care însă nu depăşeşte cîteva minute. Temperatura de pasteurizare şi durata de menţinere sunt caracteristice produsului. Pasteurizarea instantanee este caracterizată prin realizarea pasteurizării în timpul încălzirii şi răcirii de la temperatura cu acţiune letală pînă la temperatura de pasteurizare. şi de la temperatura de pasteurizare pînă la temperatura cu acţiune letală, fără ca la temperatura de pasteurizare să mai existe o durată de menţinere. De remarcat că în toate cazurile răcirea se conduce pînă la temperatura fazei tehnologice următoare sau cînd aceasta nu există, pînă la temperatura de depozitare. Pentru unele produse -cum este laptele- temperatura de depozitare este o temperatură de refrigerare (apropiată de 0°C. aproximativ 4°C), astfel că în aceste cazuri pasteurizarea este combinată cu refrigerarea, ambele fiind operaţii la care produsul îşi păstrează calităţile produsului proaspăt. În pasteurizările amintite se realizează numai distrugerea formelor vegetative ale microorganismelor şi indiferent care ar fi produsul supus pasteurizării, temperatura de pasteurizară nu depăşeşte 95.....98°C. In tehnică s-a introdus şi o pasteurizare instantanee -în special pentru lapte- care are drept scop să distrugă şi cea mai mare parte a formelor sporulate ale microorganismelor, fără să se modifice prea mult calităţile organoleptice ale produsului tratat. Aceasta se o

o

realizează prin aducerea produsului instantaneu la temperaturi superioare lui 100 C (de obicei 125-140 C) şi răcire bruscă. Operaţiei i s-a dat denumirea de ultrapasteurizare sau uperizare. Procedeul iniţial prevedea ca încălzirea bruscă să se realizeze prin injecţie de abur, care pe lîngă ridicarea temperaturii să realizeze şi un efect ultrasonic care să contribuie la distrugerea microorganismelor. Ulterior s-a constatat că se pot obţine efecte de distrugere a microorganismelor chiar fără efectul ultrasonic şi s-a renunţat la injecţia directă de abur. Dacă răcirea bruscă se realizează prin efect de detentă coborându-se temperatura de fierbere a produsului la 40-70°C, cum se petrece în unele instalaţii, în faza de răcire se produce un fenomen de auto-evaporare care realizează şi un efect de concentrare. Sunt şi instalaţii în care pasteurizarea se realizează sub 100°C şi pentru răcire se realizează efectul de detentă, dar autoevaporarea în aceste situaţii realizează efecte de concentrare mai mici. În practica industrială sunt şi operaţii care realizează efectul de pasteurizare ca efect secundar, scopul principal urmărit fiind încetinirea activităţii enzimatice şi/sau favorizarea altor operaţii prin efectul relaţiei temperatură-timp în domeniul pasteurizării, ca de exemplu extragerea de coloranţi (ex.: suc de roşii, vinificaţie în roşu). La tratarea solidelor în domeniul regimului de pasteurizare ca relaţie temperatură-timp în genere se urmăreşte încetinirea activităţii enzimatice (operaţia de opărire). In aceste cazuri încălzirea la temperatura de pasteurizare se

99

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

realizează numai prin stratul superficial al bucăţilor de produs, datorită transferului de căldură prin conducţie în regim nestaţionar. Instalaţiile utilizate pentru pasteurizare în genere se deosebesc între ele datorita cîtorva condiţii de lucru si anume: - după tipul de utilaj şi modul în care se realizează transferul de căldură în acesta; - după modul în care se realizează economie de energie termică pentru încălzire şi de agent de răcire pentru răcire; - după temperatura la care se realizează efectul de pasteurizare (în domennl temperaturilor normale de pasteurizare sau în domeniul uperizării); - după condiţiile tehnologice care se impun realizării pasteuriză-rii şi în special dacă pasteurizarea este o operaţie de sine stătătoare sau este continuată de altă fază tehnologică; - după modul în care este supus pasteurizării produsul: în vrac sau ambalat. Pasteurizarea celor mai multe produse se realizează în vrac, chiar dacă impune condiţii de îmbuteliere aseptică. Sunt însă şi produse care se pasteurizează după ce în prealabil au fost ambalate (de exemplu berea, unele sucuri etc).

13.4.1. Bazele teoretice ale pasteurizării Procesul de distrugere termică a formelor vegetative ale microorganismelor, aşa cum s-a precizat, este legat de relaţia temperatură-timp. Distrugerea termică se consideră că se realizează deasupra unei valori a temperaturii o

considerată cu acţiune letală- fiind de obicei 60 C. In realitate efectul de distrugere cu acţiune mai mică începe imediat ce s-a depăşit zona de temperatură optimă de dezvoltare. De asemenea se consideră că se continuă acţiunea de distrugere şi de la temperatura de pasteurizare în perioada de răcire pînă la temperatura cu acţiune letală. În special în cazul laptelui - pentru că industria laptelui de consum nu poate exista fără pasteurizare- s-au făcut o serie de cercetări pentru urmărirea condiţiilor optime de realizare, atît sub aspectul distrugerii microflorei cît si al evitării modificărilor fizico-chimice ale laptelui, încereînd aă se pună o bază teoretică pasteurizării. Pe baza studiilor prof. Kuck se consideră că există o zonă în care se poate alege regimul de pasteurizare care să asigure distrugerea totală a bacteriilor patogene, fără să se modifice prea mult proprietăţile fizico-chimice ale laptelui. Regimul de pasteurizare care asigură distrugerea totală a bacteriilor patogene, pentru lichide pasteurizate în vrac poate fi redat prin relaţia:

ln      .t p

(13.34)

în care  este timpul de menţinere a produsului la temperatura de pasteurizare (tp) şi ,  - coeficienţi caracteristici naturii şi stării produsului sub aspectul gradului de infectare cu microorganisme. Pentru laptele normal  = 36,84 şi  = 0,48. Prin lapte normat se înţelege laptele care înainte de pasteurizare a fost curăţat prin filtrare sau centrifugare, nu conţine bule de aer şi are un conţinut de microorganisme sub 1.10

6

3

celule/cm . Relaţia (13.54) presupune că produsul a fost adus instantaneu la temperatura de pasteurizare. In realitate pentru pasteurizarea medie şi înaltă, pasteurizarea începe în perioada de încălzire după ce s-a depăşit temperatura minimă cu acţiune letală -considerată 60°C şi se continuă după perioada de menţinere la temperatura de pasteurizare în perioada de răcire, pînă se ajunge la temperatura minimă cu acţiune letală. Ga să se ţină seama şi de perioada de încălzire şi de cea de răcire, Kuck a introdus un produs nedimensional -un invariant de similitudine - pe care 1-a numit criteriul lui Pasteur (Pa) şi 1-a definit prin relaţia:

100

Operații unitare în ingineria alimentară

Pa 

  d   

(l3.35)

în care  respectiv d reprezintă durata efectivă de acţiune la temperatura de pasteurizare şi  durata suficientă de acţiune a temperaturii pentru distrugerea microflorei, calculată pe baza relaţia (13.34). Pentru produsele pasteurizate 1a temperaturi superioare lui 60°C, efectul de pasteurizare apare în perioada de o

încălzire, de menţinere la temperatura de pasteurizare şi de răcire pînă la temperatura n.inimă cu acţiune letală, 60 C. Astfel că se poate vorbi de un timp efectiv de încălzire 1 în care se acţionează cu variaţia temperaturii de la 60°C la tp, un timp efectiv de menţinere m în care se acţionează la tp şi un timp efectiv de răcire r în care se acţionează cu variaţia o

temperaturii de la tp la 60 C. Pasteurizarea se consideră realizată corespunzător dacă criteriul lui Pasteur Pa > 1. În cazul acţiunii de pasteurizare în cele trei perioade, fiecare are valoarea sa pentru criteriul lui Pasteur, iar pasteurizarea se consideră corespunzătoare dacă:

Pai  Pam  Par   Pa j  1

(13.36)

Valorile lui Pa. şi Pa se calculează pentru un "5" determinat la o temperatură medie între 60 G şi t . Relaţia (13.36) este importantă pentru construcţia pasteurizatoarelor, deoarece permite calculul pasteurizării, ţinînd seama de perioada de încălzire şi răcire cu acţiune letală şi urmărind ca perioada de menţinere la tp să tindă către zero. Pentru definirea reală a pasteurizării se calculează valorile lui  pe baza relaţiei (13.34) separat pentru perioada de menţinere şi pentru cea de încălzire şi răcire, iar valorile lui  pentru cele trei perioade în cazul pasteurizării în vrac sunt determinate din condiţiile de transfer de căldură şi curgerea fluidelor. Ţinând seama de condiţiile transferului de căldură, pentru încălzirea produsului în perioada de încălzire de la 60°C la tp trebuie să se asigure un flux termic definit de o relaţie de transfer şi de o relaţie calorimetrică, care poate fi pusă sub forma:

M .c.dti  dAi .ki (tm  ti )

(13.37)

în care M, c, dti au semnificaţiile de la relaţia (13.16), dAi elementul de suprafaţă luat în considerare, ki coeficientul total de transfer de căldură în zona de încălzire şi tm ti temperatura agentului de încălzire, respectiv a produsului în zona de încălzire. Dar:

dA  Pu .dLi şi dLi  di .wi

(13.38)

în care: pu este perimetrul udat al spaţiului prin care circulă produsul; dLi – lungimea drumului parcurs pe suprafaţa elementară dA; wi – viteza de circulaţie a produsului şi dӨi – durata de parcurgere a distanţei dLi. Prin înlocuirea lui dA cu valoarea din relaţia (13.38) şi separarea variabilelor se obţine:

di 

M .c dti  pu .wi .ki tm  ti

(13.39) 0

Făcând acelaşi raţionament pentru perioada de răcire de la temperatura de pasteurizare la 60 C în care se preia o cantitate de căldură de la produsul supus pasteurizării, se obţine pentru durata efectivă în perioada de răcire:

d r 

M .c dtr  pu .wr .kr tr  tw

(13.40)

Pe de altă parte relaţia (13.34) se poate pune sub forma:

1

p

 e   t p 

(13.41)

Ţinând seama de relaţia (13.36) şi explicând ecuaţiile de definiţie ale valorilor Paj în cele trei perioade se ajunge la: 101

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

M .c.e  t ' p  pu .wi .ki

tp

dti  m M .c.e  t " p   t tm  ti  p  pu .wi .ki i

tr

t

tp

dtr 1 t  r w

(13.42)

0

în care: tp este temperatura de pasteurizare specifică produsului supus operaţiei, C; ti, tr – temperatura iniţială respectiv 0

de răcire minimă cu acţiune letală, de regulă 60 C, t’p, t”p – temperatura medie aritmetică pentru perioada de încălzire, t’p = (ti + tp)/2, respectiv pentru perioada de răcire, t”p = (tp + tr)/2, temperaturi cu ajutorul cărora pe baza relaţiei (13.41) se calculează durata suficientă de acţiune a temperaturii pentru distrugerea microflorei. Din relaţia (13.42), prin impunerea unei temperaturi de pasteurizare (tp) şi definirea celorlalţi termeni, se poate obţine valoarea lui Өm. Pentru o durată de menţinere la temperatura de pasteurizare neglijabilă Өm → 0, deci în care perioadă de menţinere se poate elimina, relaţia (13.42) devine:

 M .c   pu .wi .ki



tp

ti

dti M .c  tm  ti pu .wr .kr

dtr   t ' p  e p 1 tp t  t  r w



tr

(13.43)

deoarece t’p =t”p Relaţiile (13.42) şi (13.43) leagă condiţiile de transfer de căldură şi curgerea fluidelor cu fenomenul de distrugere a microflorei (pasteurizare). Asupra celor două relaţii se pot face următoarele observaţii: 

ti variază de la 60 C la temperatura de pasteurizare tp sau invers, 60 şi tp fiind cele două limite pentru ti;



tp pentru o durată de menţinere nulă sau neglijabilă (Өm →0), depinde de o serie de parametrii care stabilesc

0

relaţia dintre această temperatură şi condiţiile concrete de pasteurizare legate de regimul termic şi hidraulic al pasteurizatorului. Determinarea lui tp din relaţia (13.43) în care tp intervine doar ca limită superioară a lui ti, este greoaie deoarece trebuie rezolvată o funcţie care nu se poate integra prin metode normale, mai ales când t m respectiv tr sunt variabile cum se petrec fenomenele în realitate. O rezolvare mai simplă s-ar putea obţine pornind de la o temperatură de pasteurizare t p dată şi în acest caz se cunosc limitele de integrare, se determină valorile lui Өi şi Өr, se calculează τi şi τr şi dacă Pai +Par ≥ 1 se realizează o pasteurizare instantanee la tp, iar dacă Pai + Par < 1 se determină Pam şi τm şi apoi Өm. Este de remarcat că definind duratele şi respectiv relaţia te,temperatură-timp în operaţia de pasteurizare, se impun şi o serie de elemente geometrice ale pasteurizatorului deoarece

L   .w şi A  L. pu  Q / k.tm

13.4.2. Utilaje pentru pasteurizară în vrac Utilajele pentru pasteurizarea în vrac sunt de construcţia foarte diversificate, diversificarea fiind în general legată de destinaţia pasteurizării. Ca tipuri de construcţie cele mai multe se încadrează în clasa schimbătoarelor de căldură, însă sunt astfel construite ca să se poată realiza cele se se impun la pasteurizare. Pasteurizatorul cu spirală şi manta (fig.13.9) este utilizat pentru încălzirea lichidelor la anumită temperatură aproape instantaneu şi menţinerea la acea temperatură un timp determinat, cu scopul principal al opririi activităţii enzimatice pentru o anumită perioadă, al aolubilizării anumitor componenţi etc. Este în special utilizat în liniile de suc de roşii. Este construit dintr-un cilindru 1, prevăzut cu manta de încălzire 2 şi are în interior arborele 5 -gol în interior- de care este solidarizată spirala 4 prin cele două extremităţi ale ei- La unul din capete are fundul de formă specială pentru a se asigura ulimentaree prin racordul 5 la celălalt capăt de asemeni are un fund de formă specială pentru a se asigura evacuarea produsului prin racordul 6 şi posibilitatea de recirculare a lichidului sub efectul turbulenţei produsă de spirală 102

Operații unitare în ingineria alimentară

în mişcare de rotaţie prin orificiile 7. Arborele pe care este montată spirala este antrenat în mişcare de rotaţie cu scopul producerii unei turbulenţe puternice ca să asigure uniformizarea temperaturii lichidului în tot spaţiul aparatului.

Fig.13.9. Pasteurizatorul cu manta 1,2-manta de încălzire; 3-tub central; 4-spirala; 5-racord de alimentare; 6-racord de golire; 7-lagăre; 8-alimentare cu agent termic.

Aparatul în sine are trei elemente prin care se realizează transferul de căldură concomitent: suprafaţa laterală a cilindrului, a arborelui şi a spiralei, ultimele două fiind în mişcare de rotaţie. Aparatul este utilizat pentru aducerea o

lichidului la temperatura de 80-90 C şi menţinerea la această temperatură 3-6 minute. Ca sursă de energie termică se 4

utilizează căldura de condensare a aburului saturant de (20-30).l0 Pa, care se introduce conomitent în manta si arborelui central prin racordul 8, iar din arborele central ajunge şi în spirală. Condensatul din arborele central şi spirală este dirijat în manta, care are un racord de evacuarea condensatului. Dimensionarea termică se realizează pe sistemul obişnuit al schimbătoarelor de căldură cu funcţionare în regim staţionar, asigurîndu-se suprafaţa de schimb de căldură necesară pentru încălzirea lichidului de la temperatura iniţială la temperatura finală. Fiind o încălzire instantanee la temperatura finală, la calculul diferenţei medii de temperatură pentru determinarea suprafeţei de transfer se ia în considerare diferenţa de temperatură între temperatura aburului care se condensează şi temperatura finală a lichidului. La calculul coeficientului total de transfer de căldură trebuie să se ţină aeama de particularitatea construcţiei aparatului - vas cu sistem de agitare puternică. La dimensionarea tehnologică trebuie să se ţină seama de suprafaţa de transfer de căldură (A) determinată la calculul termic care este distribuită între cele trei elemente şi de volumul util (V ) necesar pentru a se asigura timpul de menţinere (% ) la temperatura finală. Volumul util necesar se determină din relaţia:

Vu  Qv .

(l3.44)

în care Q este debitul volumic de lichid. Din elementele de construcţie, suprafaţa de transfer de căldură este determinată de relaţia:

A  A1  A2  A3 sau înlocuind cu suprafeţele celor trei elemente cu elementele dimensionale avînd notaţiile din figură şi asimilînd spirala cu n inele circulare:

A  DL  dL  d1.D1n

(13.45)

Tinînd seama că n = L/p, că p = a.d1, că D1 = D – bd1, se obţine :

D  b.d1   A  L D  d    a  

(l3.46)

Uzual a = 2....2,5 şi b = 1,5. ...2. 103

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

Volumul util din elementele constructive este determinat de volumul interior al vasului cu manta (V1) din care se scade volumul arborelui central (V2) şi al spiralei (V3), sau:

Vu  V1  V2  V3  Vu 

L 

 D2  d 2  d1 4 

D  bd1   a 

(13.47)

In relaţiile (13.46) şi (13.47) în care se cunosc valorile lui A şi V , calculate conform indicaţiilor anterioare, se determină dimensiunile, alegîndu-se din cele 4 necunoscute şi 2 constante constantele şi de obicei anumite rapoarte între dimensiuni ca să se poată rezolva sistemul. Rapoartele uzuale sunt: L/D = 5...8, D/d = 3.....5 şi d > d1.

Pasteurizatoarele cu plăci sunt utilajele tipice de pasteurizară în multe cazuri şi au construcţia organizată ca în acelagi aparat să se realizeze aducerea la temperatura de pasteurizare, răcirea la temperatura de evacuare, recuperare de căldură, menţinere la temperatura de pasteurizare. Pentru acest scop sunt organizate în două pînă la cinci zone, funcţie de destinaţie. Construcţia fiecărei zone a pasteurizatorului cu plăci este a unui schimbător de căldură cu plăci obişnuit. Construcţia în ansamblu este legată de numărul de zone de schimb de căldură, de destinaţia acestora şi de existenţa sau neexistenţa unei zone de menţinere la temperatura de pasteurizare. In fig.13.10 este prezentată schema de ansamblu a unui pasteurizator cu plăci cu 5 zone de schimb de căldură şi zonă de menţinere la temperatura de pasteurizare, utilizat în special pentru pasteurizarea laptelui destinat consumului. Aparatul are în construcţia sa de fapt 5 schimbătoare de căldură cu plăci. Zonele I, II prin care se introduce laptele proaspăt în instalaţia de pasteurizare sunt zone de preîncălzire şi în acelaşi timp zone de recuperare. Zona III este cea de aducere la temperatura de pasteurizare, zona M reprezintă zona de menţinere la temperatura de pasteurizare, după care laptele pasteurizat se răceşte prin recuperare de căldură în zonele II şi I şi apoi se continuă răcirea cu apă de la reţea în zona IV şi cu apă răcită în zona V, unde laptele eate adus la 34°C. Zonele sunt separate între ele ca orice răcitor cu plăci prin plăci marginale sau intermediare care permit intrarea, respectiv ieşirea fluidelor în spaţiul dintre placi. Circulaţia în spaţiul dintre plăci se realizează în curent paralel sau mixt, paralel-serie. Ca anexă a pasteurizatorului apare în mod uzual un boiler în care ae încălzeşte apa folosită ca agent de încălzire în zona de încălzire la tp. Apa răcită pentru zona V circulă, de asemenea, în circuit închis însă în mod normal răcitorul H nu este lîngă pasteurizator ci lîngă instalaţia frigorifică care pune la dispoziţie agentul frigorific primar.

Fig.13.10. Pasteurizator cu plăci cu 5 zone.

104

Operații unitare în ingineria alimentară

Avantajul principal al pasteurizatorului cu plăci organizat cu cinci zone este cel de realizarea unei însemnate economii de căldură şi de apă de răcire datorită schimbului de căldură efectuat în zonele I şi II între laptele care se preîncălzeşte şi laptele care se răceşte. Economia de căldură este cu atît mai mare cu cît diferenţa de temperatură cu care se încălzeşte laptele în zona de pasteurizare este mai mică. Economia de apă de răcire, pe de o parte, este determinată de economia de căldură, pe de altă parte, de temperatura iniţială a laptelui. Economia de căldură poate fi definită ca fiind raportul între diferenţa de temperatură pe care o primeşte produsul în zonele de recuperare, în timpul preîncălzirii şi diferenţa de temperatură necesară pentru a se ajunge la temperatura de pasteurizare. Exprimată procentual economia de căldură se obţine din relaţia:

c 

t2  t1 .100 % t p  t1

(13.48)

Economia de apa de răcire poate fi definită ca raportul între diferenţa de temperatură pe care o cedează produsul în zonele de recuperare şi diferenţa totală de temperatură cedată în procesul de răcire (exclusiv răcirea cu apă răcită). Exprimată procentual, economia de apă de răcire se obţine din relaţia:

a 

t p  t3 t p  t4

.100 %

(13.49)

Tinînd seama că la debit constant de circulaţie al produsului în tot pasteurizatorul tp-t3=t2-t1, şi că temperatura de pasteurizare este o constantă determinată de procesul tehnologic, prin înlocuirea lui t p-t3, cu t2-t1, în relaţia (13.49) se obţine:

a 

t2  t1 t p  t4

%

(13.50)

ceea ce evidenţiază câ economia de apă de răcire este determinată de economia de căldură determinată de (t 2-t1) şi de temperatura iniţială a laptelui, în sensul că economia este mai mare cu cît temperatura iniţială este mai mică (notaţiile temperaturilor sunt marcate pe fig.13.10). La pasteurizatorul cu plăci volumul camerei de menţinere este determinat de debitul pasteurizatorului şi durata de menţinere şi se poate determina pe baza relaţiei:

V

M . m



unde: V este volumul spaţiului de menţinere; M - debitul masic al fluidului pasteurizat;  - densitatea fluidului pasteurizat; m = durata de menţinere la temperatura de pasteurizare. Zonele de transfer termic ale pasteurizatorului se calculează pe principiile obişnuite ale schimbătoarelor de căldură cu plăci. Funcţionarea corespunzătoare a pasteurizatorului de căldură cu plăci se realizează în condiţii bune de transfer de căldură dacă vitezele de circulaţie ale fluidelor sunt între 0,5-2 m/s şi în condiţii corespunzătoare pentru calitatea produsului dacă circulaţia în fiecare zonă este realizată în contracurent şi se lucrează la diferenţe de temperatură mici (între 5-15 grd.) în special în zonele în care produsul are temperatură ridicată.

Pasteurizarea cu încălzire directă şi răcire prin efecte de detentă este tot o pasteurizare în vrac. In cazul acestui mod de realizare a pasteurizării se urmăresc şi alte scopuri, ca cel de dezodorizare parţială a produsului supus pasteurizării sau de concentrare parţială. In genere instalaţiile de pasteurizare cu răcire prin efecte de detentă nu urmăresc economia de căldură deoarnce funcţionează la debite mici, deşi ca și pasteurizatorul cu plăci au funcţionare continuă. Aducerea la temperatura de pasteurizare se urmăreşte să fie aproape instantanee si durata de menţinere la

105

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

temperatura de pasteurizare redusă la minimum (atît timp cît stau în aparat). Instalaţiile se deosebesc între ele atît prin modul de a aduce produsul la temperatura de pasteurizare, cît şi prin operaţia secundară pe care urmăresc să o realizeze.

Fig.13.11. Instalație de pasteurizare a smântânii

In fig.13.11 este prezentată o instalaţie de pasteurizare pentru smântână în care aducerea la temperatura de pasteurizare se realizează prin injecţie de abur care se amestecă cu smântână, iar răcirea prin detentă sub depresiune ca să se autoevapore o cantitate de apă care să atragă după sine şi realizarea unui efect de dezodorizare. Aducerea smântânii la temperatura de pasteurizare se realizează în vasul 1 prin pulverizarea smântânii şi injectarea aburului prin intermediul unui distribuitor. Proporţia de smântână-abur este determinată de temperatura iniţială a smântânii şi parametrii aburului, deoarece prin amestec ae urmăreşte să se aducă smântână în amestec cu aburul la 93.......97°C. 4

Răcirea se realizează prin detentă în două trepte, în prima treaptă la (2...3).10 Pa ca smântîna să ajungă la o

4

o

50 ...60°C, în a doua treaptă la (0,3...0,4).10 Pa ca smântâna să ajungă la 30...35 C. Scăderea presiunii în trepte asigură şi circulaţia smântânii datorită efectului depresiunii. In aparatele de răcire amestecul de smântână-abur este pulverizat printr-un dispozitiv de pulverizare care să creeze o distribuţie în picături cu suprafaţă mare şi în acelaşi timp să se realizeze eftctul de dezodorizare. Aburul rezultat din cele două detente succesive este condensat în condensatorul semibarometric, iar gazele necondensabile sunt eliminate prin sistemul de realizare a vidului. Datorită sistemului specific, instalaţia nu are suprafeţe de transfer de căldură Procesul sub aspectul bilanţului de materiale gi termic poate fi definit prin relaţiile: - în pasteurizatorul 1:

S.cs t p  t1   Abi  ca .t p 

(13.52)

- în răcitorul-detentor 2:

S  Ab .c.t p  t1   W1.r1

(13.53)

- în răcitorul-detentor 3:

S  Ab  W1 .c.t1  t2   W2 .r2

(13.54)

Cu c au fost notate căldurile specifice, cu r căldurile de vaporizare la presiunile din vasele respective. In funcţie de entalpia aburului i se poate ajunge în trei situaţii: Ab>W1+Wp - pasteurizarea se realizează cu diluarea smîntînii; Ab = W1+W2 - pasteurizarea se realizează cu menţinerea conţinutului de grăsime al smîntînii; Ab100°0) se realizează în utilaje care funcţionează sub presiune. Utilajele pot avea funcţionare discontinuă sau continuă. In cadrul utilajelor cu funcţionare continuă în unele utilaje presiunea în zona de menţinere se menţine la valoarea necesară cu ajutorul unor coloane de lichid, care acţionează pe principii hidrostatice, în alte utilaje presiunea se menţine la valoarea necesară pe principii mecanice, prin intermediul unor valve.

Fig.13.14. Variaţia temperaturii în timp a produsului supus sterilizării.

In afară de faptul că productivitatea utilajelor continui este mult mai mare şi condiţiile de lucru pentru personalul de deservire este mult mai comod, principalul avantaj al sterilizatoarelor continui este economia foarte importantă de energie termică şi economia de apă de răcire. 111

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

13.5.1. Sterilizarea cu suprapresiune de aer. Datorită fazei gazoase care se închide odată cu produsul în ambalaj, care are proprietatea de a se dilata cu creşterea temperaturii, sau în lipsă de volum disponibil de a-şi mări presiunea mult cu creşterea temperaturii, în special în cazul ambalajelor din sticlă este absolut necesar să se ia măsuri pentru echilibrarea presiunii în exteriorul ambalajului. In anumite situaţii se construiesc ambalaje din sticlă care pot fi închise cu un capac special -tip supapă de reţinere- care la creşterea presiunii în interiorul ambalajului permite evacuarea din interior spre exterior a unei cantităţi de amestec gazvapori, ca să se echilibreze presiunea interioară cu cea exterioară. La cele mai multe tipuri de capace pentru ambalajele din sticlă însă nu se pot lua măsuri constructive care să asigure echilibrarea şi se impune din aceste motive mărirea presiunii în exteriorul ambalajului, realizîndu-se aşa zisa sterilizare cu suprapresiune de aer. Valoarea reală a presiunii din interiorul ambalajului depinde de: - dilatarea fazei gazoase închise în ambalaj; - diferenţa de dilatare dintre ambalaj şi produs; - eventuala emanaţie de gaze din produs, după închiderea ambalajului, în timpul realizării operaţiei de sterilizare. Ca să se poată realiza sterilizarea fără deteriorarea ambalajelor sau pierderea etanşeităţii în perioada de lucru, se pot lua două genuri de măsuri: - să se facă umplerea şi închiderea ambalajelor în asemenea condiţii ca presiunea din interior să crească cît mai puţin peste presiunea de saturaţie a agentului de încălzire; - să se asigure o echilibrare a presiunii din interior prin realizarea în exterior a unei presiuni totale mai mari decît presiunea de saturaţie a agentului de încălzire, fără schimbarea temperaturii de sterilizare. Pentru micşorarea creşterii presiunii din interiorul ambalajului peste presiunea de saturaţie la temperatura de sterilizare sau la oricare temperatură pînă la atingerea acesteia, fie în perioada de încălzire, fie în cea de răcire, la umplerea şi închiderea ambalajelor este necesar să se ia următoarele măsuri: - să se umple cît mai mult ambalajul cu produs, ca pe această cale să se reducă la minimum spaţiul de faza gazoasă care se închide în recipient; - să se mărească cît mai mult temperatura produsului la închidere ca faza gazoasă care se închide să fie cît mai dilatată şi proporţia de fază vapori în faza gazoasă cît mai mare; - să se realizeze închiderea sub depresiune ca faza gazoasă să fie cît mai dilatată. - să se realizeze un ambalaj şi un capac care să permită o creştere cît mai mare a volumului închis în interiorul ambalajului, în cazul cînd apar fenomene de dilatare. O primă măsură în această direcţie este raportul diametru/înălţime cît mai mare. Cea de-a doua este utilizarea de capace cu inele de dilatare. Aceste măsuri sunt uşor de luat la ambalajele metalice. Echilibrarea presiunii interioare printr-o presiune exterioară menţinînd temperatura de lucru, se poate realiza prin mărirea presiunii parţiale a fazei gazoase în exteriorul ambalajului, faza vapori din amestecul gaz-vapori, ramînînd la temperatura de saturaţie corespunzătoare regimului de lucru. Aceasta se poate realiza prin introducere de aer în utilajul de sterilizare, care prin presiunea sa parţială să contribuie la mărirea presiunii totale în exterior. Pentru echilibrarea exterioară a presiunii din interiorul ambalajului, este necesar sa se cunoască valoarea presiunii din interiorul ambalajului în diferite momente ale procesului tehnologic. Presiunea din interiorul ambalajului în momentul închiderii ermetice a acestuia este p1, egală cu presiunea reală la care a-a realizat închiderea (atmosferică sau alta dacă s-a realizat închidere sub depresiune). Presiunea din interiorul ambalajului corespunde cu suma presiunilor parţiale a vaporilor de apă, p1’, şi aerului de deasupra produsului închis în ambalaj, p1a : 112

Operații unitare în ingineria alimentară

p1  p1a  p1 ' Dacă p1, este definit de presiunea de închidere, p1’, este definit de temperatura de închidere şi se poate considera egal cu presiunea de saturaţie a apei la temperatura de închidere. In aceate condiţii este definit şi p 1a, care peprezintă presiunea parţială a aerului în momentul închiderii. Pentru oricare alt moment după închidere în timpul realizării operaţiei de sterilizare presiunea din interiorul ambalajului poate fi definită prin relaţia:

p2  p2 a  p2 ' p2’ fiind presiunea de saturaţie a vaporilor de apă la temperatura din interiorul ambalajului la momentul respectiv, înspre peretele ambalajului şi p2a presiunea parţială a fazei gaz (aerului) închis în ambalaj. Considerînd că faza gazoasă (aerul) respectă legile gazelor perfecte între p1a si p2a trebuie sa existe următoarea corelaţie:

p1a .V1 p2 a .V2  T1 T2 Sau

p2 a  p1a

V1 T2 . V2 T1

în care: V1, V2 volumul la dispoziţia fazei gazoase (gaz-vapori), la închiderea ambalajului, respectiv la momentul luat în considerare; T1, T2 - temperatura absolută a produsului la aceleaşi momente. Chiar dacă în timpul sterilizării se consideră că nu apar transformări de ordin chimic sau biochimic care ar putea mări cantitativ faza gazoasă, totuşi valorile lui V1, şi V2 diferă între ele datorită mai multor elemente dintre care oricum trebuie luat în considerare dilatarea diferită a produsului faţă de ambalaj şi dacă ambalajul are elemente care pot modifica volumul interior disponibil. De obicei produsul are coeficient de dilatare mai mare decît ambalajul în cazul ambalajelor din sticlă. Pentru obţinerea valorii lui p2a în funcţie de pla şi celelalte elemente de obicei nu se lucrează cu valorile lui V1 şi V2 ci cu raportul lor definit prin relaţia:

V1 1  a  V2 1  ya

(13.61)

în care a este gradul de umplere al ambalajului, este subunitar apropiat de 1, luînd în mod normal valori între 0,95...0,98, în funcţie într-o oarecare măsură şi de raportul D/A al ambalajului. Uu cît raportul este mai mic cu atît a se apropie de unitate; y este raportul între coeficientul de dilatare al produsului şi ambalajelor. Pentru majoritatea produselor ambalate în ambalaje din sticlă y = l,03...l,05. In valoarea lui y se pot lua în considerare şi alte elemente care influenţează raportul V1/V2. Înlocuind relaţia (13.61) în (13.60) se obţine:

p2 a  p1a

1  a T2 . 1  ya T1

(l3.62)

Tinînd seama că p1a , T1 şi a reprezintă condiţiile de la închidere, y fiind un termen cunoscut pe alte considerente, pe baza relaţiei de mai sus se poate determina p2a pentru oricare temperatură T2 şi în consecinţă şi valoarea lui p2 care este presiunea care se poate măsura în utilajul de sterilizare. Pentru evitarea spargerii borcanelor sau a aruncării capacelor, excesul de presiune din interior care apare datorită comportării fazei gazoase închise în ambalaj se poate echilibra croindu-se în exterior o suprapresiune de aer, prin introducere de aer sub presiune în utilajul de sterilizare. Această situaţie trebuie urmărită pe toată perioada de încălzire şi menţinere la temperatura de sterilizare şi chiar în perioada de răcire la începutul acesteia cînd temperatura în ambalaj este încă ridicată. De aceea: pentru conducerea procesului este necesar să se determine o curbă de relaţie p i, Ti între

113

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

temperatura de închidere si cea de sterilizare şi să se introducă aer astfel ca valorile lui pi să fie corespunzătoare celor calculate pentru Ti respectiv.

13.5.2. Utilaje pentru sterilizare discontinuă. Utilajele pentru sterilizarea discontinuă poartă denumirea generică de autoclave. Ele pot fi de diferite construcţii: verticale, orizontale, pot realiza operaţia în timp ce produsul ambalat se menţine în stare statică sau într-o anumită stare de mişcare pentru îmbunătăţirea condiţiilor de transfer de căldură. Pentru sterilizarea produselor ambalate se utilizează destul de mult autoclavul vertical, în care ambalajele sunt în poziţie statică şi care nu realizează economie de căldură. In industria conservelor de carne s-a extins un autoclav orizontal, care are în interior un dispozitiv care asigură o mişcare de rotaţie ambalajelor şi în oarecare măsură realizează o economie de căldură. Sub aspectul consumului de energie termică ambele tipuri de autoclave, au consum de energie termică mult mai ridicat decît sterilizatoarele continuii. Autoclavul vertical este un cilindru sudat, montat vertical, cu fundul bombat sudat, capacul bombat demontabil, fiind fixat de cilindru cu un sistem de balama, care-i permite capacului să basculeze. Capacul se poate etanşa de corpul autoclavului prin buloane şi piuliţe care fac să fie presată garnitura montata între cilindru şi capac. Pentru uşurarea manevrării capacul se prelungeşte la balama cu o bată pe care este montată o greutate. Poziţia greutăţii pe bată este aleasă ca să echilibreze greutatea capacului. La partea inferioara în interior este montat un barbotor prin care se introduce aburul de încălzire şi aerul cînd se lucrează cu suprapresiune de aer. Fiind un vas care lucrează sub presiune, trebuie să fie prevăzut cu racorduri şi armături de siguranţă, conform prescripţiilor metrologiei (ventil de aerisire, supapă de siguranţă, manometru), iar pentru sterilizare la suprapresiune se impune să aibă teacă pentru termometru. Sterilizarea se realizează în apă, apa încălzindu-se prin barbotare de abur cu presiunea corespunzătoare temperaturii de sterilizare. Sterilizarea se realizează discontinuu, funcţionarea fiind ciclică, deoarece toate fazele se realizează în acelaşi vas. Pentru uşurarea manevrării ambalajelor, acestea se introduc în autoclav după ce în prealabil sunt aranjate în coşuri.

Fig.13.15. Autoclavul vertical. 1-corpul autoclavului; 2-fund ellipsoidal; 3-capac articulate; 4-dispozitiv de închidere; 5-supapă suprapresiune; 6-manometru; 7-contragreutate; 8-barbotor pentru abur; 9-coșuri din tablă perforată; 10-articulație; 11-bară; 12-ventil de aerisire; 13-termometru. 114

Operații unitare în ingineria alimentară

Rotoclava este un autoclav orizontal, cu funcţionare discontinuă, dar care are un dispozitiv care permite rotirea coşurilor cu ambalaje în interiorul autoclavului, ceea ce contribuie la îmbunătăţirea transferului de căldură şi ca o consecinţă la scurtarea duratei fazelor, în special cea de încălzire şi de răcire. Unul din fundurile cilindrului orizontal este sudat, celălalt este montat prin balama şi cu posibilităţi de închidere etanşă pe aceleaşi principii ca la autoclava verticală pentru a permite introducerea şi scoaterea coşurilor cu ambalajele. Deasupra autoclavei există un vas sub presiune, în care se încălzeşte apa înainte de a fi introdusă în autoclav şi în oarecare măsură prin recircularea apei se face o anumită economie de energie termică. Atît cilindrul inferior cît şi cel superior sunt izolate termic, ceea ce de asemenea contribuie la economia de căldură.

Fig.13.16. Rotoclava.

Calculul utilajelor pentru sterilizarea discontinuă, indiferent care este tipul lor, porneşte de la tipul de autoclav luat în considerare, cu dimensiuni date şi după caz se determină: producţia ce se poate realiza, bilanţul caloric cu determinarea necesarului de energie termică şi de apă de răcire. In cazul produselor ambalate în sticlă este necesar să se stabilească relaţia presiune-temperatură care trebuie respectată pentru evitarea aruncării capacelor. Producţia se dtermină funcţie de numărul de ambalaje care se pot introduce la o şarjă în autoclavă şi de durata ciclului de sterilizare, ţinînd seama şi de timpii de manevră. Numărul de ambalaje care se pot încărca într-o şarjă n este determinat de numărul de ambalaje din coş şi numărul de coşuri. Considerînd coşul cilindric şi că spaţiul ocupat de ambalaj -deşi acesta este cilindric- este paralelipipedic pentru a ţine seama de spaţiile libere dintre ambalaje, volumul coşului este:

Vc  iar volumul ocupat de un ambalaj este:

 4

.Dc2 .H c

Va  d a2 .ha

şi numărul de ambalaje care se introduc în coş:

n1 

Vc  Dc H c  . . Va 4 d a ha

(13.63)

şi numărul de ambalaje care se introduc în autoclavul cu z coşuri este:

n  n1.z Dacă durata ciclului de sterilizare este

(13.64)

   i în care se iau în considerare timpii activi şi timpii pentru manevrele de

umplere, închidere, golire, producţia autoclavului exprimată în ambalaje pe unitatea de timp este:

115

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

N  .

n



(13.65)

în care  este un coeficient de utilizare a capacităţii de producţie, subunitar cu tendinţa de apropiere de 1. Bilanţul termic trebuie să fie determinat pentru fiecare fază de lucru independent, deoarece consumul de abur diferă în perioada de încălzire faţă de cea de sterilizare, iar în perioada de răcire se consumă apă. In perioada de încălzire trebuie să se încălzească apa, autoclavul, coşurile și ambalajele la temperatura de sterilizare şi produsul din ambalaj să fie adus aproape de temperatura de sterilizare. In acelaşi timp trebuie să se acopere pierderea de căldură în mediul înconjurător. Toată energia termică se ia de la aburul care se condensează, deci energia termică de condensare, și ținând seama de principiile de întocmire a bilanţului termic se obţine relaţia:

Qab   Qi  Qp

(13.66)

îa care: Qab = Ab.r (produsul dintre cantitatea de abur consumată şi căldura de vaporizare la temperatura de sterilizare); Qi = Mi.ci.(tfi-tii) ceea ce reprezintă ecuaţia calorimetrică pentru încălzirea unuia din elementele luate în considerare (autoclav, coşuri, ambalaje, apă şi produs) şi Qp = ka.Aa.tmi.i în care ka coeficientul de transfer de căldură de la apa din autoclav la mediul înconjurător; Aa suprafaţa autoclavului prin care se realizează pierderea; tmi -diferenţa de temperatură medie la care se realizează pierderile de căldură în mediul înconjurător şi i durata perioadei de încălzire. La calculul lui k trebuie să se ţină seama dacă autoclavul este izolat sau nu. Ca să se poată realiza faza de încălzire trebuie să se respecte şi relaţia de transfer de căldură de la apa din autoclav la produsul din ambalaj:

Q  M p .c p .(t fp  tip )  k. A.tm .i

(13.67)

transfer de căldură realizat în regim nestaţionar, în care k este coeficientul total de transfer de căldură de la apă la produs; A - suprafaţa totală a tuturor ambalajelor în care se găseşte cantitatea M de produs; tm - diferenţa medie de temperatură între apa din autoclav şi produsul din ambalaj. Relaţia (13.67) poate fi aplicată si numai pentru un singur ambalaj, luîndu-se în acest caz A suprafaţa totală a ambalajului prin care trece căldură de la apă la cantitatea M de produs care se află în ambalaj. In perioada de menţinere la temperatura de sterilizare pentru bilanţul termic se aplică acelagi sistem însă se ţine ae taina că se mai consumă căldură doar pentru ridicarea temperaturii produsului şi pentru acoperirea pierderilor de căldură pentru perioada de menţinere m. In perioada de răcire transferul de căldură este un caz tipic de transfer de căldură în regim nestaţionar în timp şi spaţiu, deoarece apa de răcire intră pe toată perioada răcirii la temperatură constantă şi este evacuată la temperatură variabilă. La început este evacuată la o temperatură mai ridicată, apoi pe măsura ae se realizeasă răcirea temperatura de ieşire scade.

13.6.3. Utilaje pentru sterilizare continuă cu coloane hidrostatice Caracteristica principală a utilajelor cu funcţionare continuă din această grupă este închiderea spaţiului de sterilizare şi menţinerea presiunii în acest spaţiu prin intermediul a două coloane de lichid de înălţime corespunzătoare, una repreaentînd zona de încălzire, cea de-a doua o parte din zona de răcire.fie asemenea, caracteristic este sterilizarea în abur. Se cunosc mai multe construcţii de sterilizatoare hidrostatice. La toate deplasarea produselor ambalate supuse sterilizării se realizează continuu prin intermediul unui lanţ fără sfîrşit care deplasează ambalajele cu produse de la intrarea în zona 116

Operații unitare în ingineria alimentară

de încălzire la evacuarea din zona de răcire. La toate instalaţiile din această categorie lanţul fără sfîrşit are dispozitiv de blocare, ca în caz de accident ambalajele cu produsele să rămînă în poziţia în care au ajuns. O caracteristică esenţială comună tuturor instalaţiilor din această grupă este economia de căldură faţă de instalaţiile cu funcţionare discontinuă. La aceste instalaţii încălzirea se realizează pe seama căldurii recuperate din zona de răcire, deoarece apa din zona de răcire care circulă în contracurent cu ambalajul în care este introdus produsul după ce a parcurs zona de răcire trece în zona de încălzire oedînd din căldura acumulată ambalajelor cu produs care se încălzesc. In coloanele care asigură închiderea zonei de sterilizare pe principii hidrostatice, ambalajul şi produsul sunt supuşi unei presiuni în creştere, de la presiunea atmosferici la presiunea de sterilizare, respectiv în descreştere după cum se deplasează în zona de încălzire sau zona de răcire. Presiunea în cregtere sau în descreştere este determinată de înălţimea coloanei de lichid de deasupra ambalajului. O altă caracteristică esenţială -care poate fi în anumite situaţii şi o deficienţă- este raportul î : m : r perfect definit şi caracteristic tipului de instalaţie, raportul variind de la aproximativ 2:7:6 la 1:6:3. Instalaţiile de sterilizare hidrostatică au precizat domeniul de tip de ambalaj cu care lucrează fiind destinate în special numai pentru ambalaje metalice şi numai pentru capacităţi 1/4 ... 1/1; pentru ambalaje mai mari se realizează instalaţii speciale. Temperatura la care se realizează sterilizarea se poate varia prin poziţia racordului de evacuare a apei în zona de încălzire, instalaţiile uzuale au posibilitatea să realizeze sterilizări la temperatura 110.....120°C dar se poate ajunge chiar la 127°C. Aceasta însă atrage creşterea înălţimii coloanelor hidrostatice. Faptul că sunt destinate sterilizării produselor în ambalaje metalice, face ca instalaţiile cu coloane hidrostatice să nu fie întrebuinţate pentru sterilizare cu suprapresiune de aer. Această utilizare este limitată şi de înălţimea care s-ar impune pentru coloanele hidrostatice. Instalaţiile de sterilizare hidrostatică pot fi cu coloană de sterilizare sau cu cameră de sterilizare cum este instalaţia Carvallo.

Sterilizatorul Stork. Face parte din categoria sterilizatoarelor hidrostatice. Este prevăzut cu patru coloane de aceeaşi înălţime: o coloană de încălzire, o coloană de sterilizare şi două coloane de răcire, coloanele avînd înălţimea o

uzuală să se poată realiza sterilizări pînă la 120 C prin coloana de încălzire în care lanţul fără sfîrşit se deplasează în două direcţii de jos în sus şi apoi de sus în jos, se realizează alimentarea la partea inferioară, după care ambalajele cu produse introduse în coşuri se deplasează în plan vertical, fără să se acţioneze asupra lor în vederea sterilizării. Porţiunea de coborâre a lanţului fără sfîrşit în coloana este separată printr-un perete vertical. Această porţiune reprezintă adevărata zonă de încălzire şi coloana de închidere hidrostatică a camerei de sterilizare. După ce lanţul fără sfîrşit pe care sunt fixate coşurile a ajuns la partea inferioară a coloanei de încălzire, trece la partea inferioară în coloana de sterilizare, în care face patru drumuri în plan vertical, două de jos în sus şi două de sus în jos şi pe la partea inferioară trece în prima coloană de răcire. Această coloană ca şi coloana de încălzire, printr-un perete vertical este împărţita în două parţi: în prima parte în care lanţul fără sfîrşit se deplasează de jos în sus se realizează şi închiderea hidraulică, iar răcirea se face prin imersie în apă, în a doua parte în care deplasarea se realizează de sus în jos se continuă răcirea prin stropire cu apa. La partea inferioară a primei coloane de răcire lanţul cu coşurile trece în ultima coloană, care de asemenea este împărţită printr-un perete vertical în două, o ramură cu deplasare de jos în sus pe care se termină răcirea prin stropire şi o ultimă ramură cu deplasare de sus în jos în care se realizează uscarea ambalajelor. La partea inferioară a acestei ramuri se elimină ambalajele cu produsele.

Sterilizatorul are formula de sterilizare aproximativ 1:4:3, în camera de sterilizare,

sterilizarea se realizează în abur care se condensează. Răcirea se termină prin pulverizarea apei de la reţea în ultimele două ramuri din cele două coloane de răcire, după care este pompată în coloana hidrostatică de răcire, iar de la partea inferioară a acesteia împreună cu condensatul rezultat de la aburul introdus în coloana de sterilizare pătrunde în partea 117

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

inferioară a coloanei de încălzire, circulă în contracurent cu ambalajele şi produsul si se evacuează la partea superioară printr-un racord, la înălţime corespunzătoare temperaturii de sterilizare. Antrenarea lanţului fără sfîrşit se realizează la partea superioară a ultimei coloane de răcire. Pentru calculul instalaţiilor de sterilizare hidrostatică trebuie să se pornească de la cîteva condiţii impuse de natura produsului supus sterilizării şi tipul de instalaţie utilizat. Sub aspectul naturii produsului si tipului de ambalaj sunt determinanţi trei parametrii: - temperatura de sterilizare, ts - durata de menţinere în zona de sterilitare m - debitul de produs de sterilizat.

Fig.13.17. Sterilizatorul Stork.

Dat fiind că temperatura de sterilizare determină înălţimea coloanei de lichid care realizează închiderea hidrostatică, în cazul când în instalaţie se sterilizează produse cu diferite temperaturi de sterilizare, va trebui să se ia în considerare temperatura cea mai mare. Ţinând seama că diferenţa de presiune între presiunea impusă de temperatura de sterilizare (p s) şi presiunea atmosferică (pa) trebuie să fie echilibrată de coloana de lichid atât la încălzirea cât şi la răcire înălţimea liberă a acesteia este dată de relaţia:

h

ps  pa [m]  .g

în care: ρ este masa specifică a apei din coloana respectivă.

118

(13.68)

Operații unitare în ingineria alimentară

Înălţimea h determină înălţimea constructivă a coloanei şi lungimea lanţului în diferite zone ale instalaţiei (încălzire, sterilizare, răcire). Lungimea lanţului din zona de sterilizare (Ls) şi durata de menţinere din această zonă determină viteza lanţului:

N

n1.w [ambalaj/s] e

(13.70)

Bilanţul termic şi calculul consumatorilor de apă şi abur se reduce la stabilirea bilanţului termic pe cele trei zone. Ţinând seama de construcţia aparatelor de acest tip este necesar să se înceapă cu analiza zonei de răcire în care se preia toată căldura de la temperatura de sterilizare la temperatura de depozitare, apa încălzindu-se de la temperatura de la reţea la temperatura de trecere spre zona de încălzire. In zona de răcire nu are raţiune să se ia în considerare pierderile de căldură în mediul înconjurător. Se impune ca debitul de apă de răcire să fie circa 80% din debitul de produs iar trecerea în zona de încălzire să 0

prezinte o temperatură de circa 100 C. dată fiind forma constructivă şi funcţională în zona de răcire este necesar să se verifice dacă se respectă condiţiile de transfer termic şi dacă produsul nu părăseşte aparatul cu o temperatură mai mare decât cea normală. Pentru bilanţul termic şi determinarea consumului de abur în zona de sterilizare şi încălzire trebuie să se ţină seama de ambele zone în acelaşi timp şi să se scrie: - o ecuaţie de bilanţ termic pentru zona de preîncălzire care este de forma:

Q  Q i

în care: în

p.in

 (W  Ab).c(ti  t f .in ) [W]

(13.71)

 Q trebuie să se ia în considerare căldura luată de debitul de produs, debitul de ambalaje, coşuri şi lanţ care i

însoţesc produsul, iar Qp.in sunt pierderi în regim staţionar, deci nelegat de perioada de încălzire. W şi Ab sunt debitele de apă care vin din coloana de răcire respectiv de abur care a condensat în zona de sterilizare, ti este temperatura amestecului la intrare în coloana de încălzire şi se determină din relaţia:

(W  Ab).c.ti  W .c.ter  Ab.c.ts [W]

(13.72)

ter fiind temperatura apei la trecerea din zona de răcire, t s fiind temperatura de sterilizare şi tf.in temperatura de ieşire a apei din coloana de încălzire tf.in > tip ( tip fiind temperatura iniţială a produsului). Tot pentru coloana de încălzire trebuie considerat fenomenul de transfer de căldură nestaţionar prin care se realizează încălzirea produsului. De acest lucru se poate ţine seama prin relaţia:

M p .c p (t fp  tip )  k. A.tmed .i [J]

(13.73)

relaţia care se poate scrie referindu-se la produsul dintr-un ambalaj şi la elementele legat de acesta. Pentru zona de sterilizare trebuie să se scrie de asemeni un bilanţ caloric reprezentat prin relaţia:

Qmp .c(ts  t fp )  Qp  r. Ab [W]

(13.74)

în care: Qmp este debitul de produs supus sterilizării şi elementele auxiliare, în kg/s;

Qp  Qp1  Qp 2 şi Qp1  ke . Ae (ts  tm ) [W]

(13.75)

reprezentând căldura pierdută în mediul înconjurător de suprafaţă A e şi temperatura tm;

Qp 2   . Ae (ts  tal ) [W]

(13.76)

reprezentând pierderea de căldură la baza zonei de sterilizare prin suprafaţa liberă a apei (A e), tae fiind temperatura suprafeţei libere a apei, care este apropiată de temperatura de sterilizare, iar α este coeficientul parţial de transfer de căldură la condensare la suprafaţa liberă a apei. 119

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

120

Operații unitare în ingineria alimentară

Capitolul 14 REFRIGEREA ȘI CONGELAREA

Refrigerarea şi congelarea sunt operaţii prin care se urmăreşte mărirea duratei de conservabilitate a produselor alimentare sub influenţa temperaturii scăzute. Uneori prin realizarea refrigerării sau congelării se urmăresc şi alte scopuri cum ar fi: crearea condiţiilor favorabile pentru desfăşurarea unor procese biochimice în condiţii optime de temperatură pentru dirijarea procesului tehnologic (fermentare alcoolică în ind. berii, a şampaniei), modificarea unor proprietăţi fizice care să faciliteze prelucrarea tehnologică într-un anumit mod (modificarea consideraţiei într-o anumită fază de fabricaţie la ciocolată, margarină, unt, trecerea apei din stare lichidă în stare solidă pentru a permite liofilizarea), etc. Reţeaua de unităţi în care se utilizează temperaturile scăzute în vederea conservării produselor alimentare, poartă denumirea de lanţ frigorific. Denumirea simbolizează legătura care trebuie să existe între verigile care asigură prelucrarea prin frig a produselor alimentare, depozitarea acestora la temperaturi scăzute, transportul frigorific sau izoterm între diverse unităţi comerciale cu profil alimentar şi aparatele frigorifice de uz casnic. Lanţul frigorific este compus din unităţi fixe şi mobile: -Unităţi fixe (cu exceptia celor comerciale se numesc frigorifere sau depozite frigofice): -Centre de colectare (lapte, peşte, etc.); -Unităţi de producţie (abatoare, fabrici de bere, industrializarea cărnii, industrializarea laptelui, etc.); -Antrepozite frigorifice de stocaj şi distribuţie; -Unităţi comerciale şi de alimentaţie publică; -Aparate de uz casnic. -Unităţi mobile (Mijloace de transport care fac legătura între unităţile fixe): -Izoterme auto sau CF; -Transport frigorific (auto, CF, nave, avioane cu compartimente frigorifice) (au instalaţii frigorifice proprii). De regulă, fiecare categorie de produse alimentare are un lanţ frigorific propriu, aşa cum se observă în figură.

Fig 14.1. Lanţuri frigorifice

121

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

În mod normal variaţiile de temperatură admise, faţă de optimul recomandat trebuie să fie de maxim 1°C. Trebuie respectate şi condiţiile de umiditate recomandate. În imagine este prezentat un lanţ frigorific pentru legume şi fructe congelate.

Fig. 14.2. Schema lanţului frigorific pentru legume şi fructe congelate

Clasificarea frigoriferelor se poate realiza după mai multe criterii: -Dupa natura produselor depozitate: -Frigorifere generale (produse diverse mai puţin cele care impun un regim special de depozitare - citrice, peşte, etc.); -Frigorifere cu profil specializat (pt. produse care necesită condiţii deosebite de păstrare); -După destinaţie: -Frigorifere de colectare (pentru produse colectate în vederea industrializării, distribuirii sau colectării); -Frigorifere industriale sau tehnologice (pentru refrigerare, congelare, şi depozitare de scurtă durată, au capacităţi de depozitare de 500…5000t şi de congelare de 20…100t/24h); -Frigorifere de stocaj (pentru uniformizarea ritmului de aprovizionare şi asigurarea lanţului frigorific); -Frigorifere de distribuţie (alimentare periodică de la cele industriale şi de stocaj, în vederea distribuţiei produselor spre consum); -Frigorifere speciale (portuare, din comerţul cu ridicata, pentru export); -După regimul de temperatură: -Frigorifere pentru produse refrigerate (0°C); -Frigorifere pentru produse congelate (-20°C); -Frigorifere mixte; -După tipul construcţiei: -Frigorifere orizontale sau monoetajate (înălţimi mari de stivuire şi paletizare); -Frigorifere verticale (pe mai multe niveluri, cu capacitate foarte mare); -După capacitatea de depozitare: -Frigorifere de capacitate mare (1500…16000t); -Frigorifere de capacitate medie (300…600t); -Frigorifere de capacitate mică (12…125t).

Refrigerarea se realizează prin aducerea produselor alimentare la temperaturi în vecinătatea temperaturii de solidificare a apei, apa rămânând în stare lichidă. Congelarea se realizează prin aducerea produselor la temperaturi inferioare temperaturii de solidificare a apei pure şi trecerea parţială a apei din stare lichidă în stare solidă. Temperaturile 122

Operații unitare în ingineria alimentară

de congelare sunt alese sub temperatura limită de dezvoltare a microorganismelor, temperatură la care este posibilă frânarea sau chiar împiedicarea unor transformări sau reacţii (în special reacţii de natură enzimatică). Durata de conservabilitate este cu atât mai mare cu cât efectul inhibitor al temperaturilor scăzute asupra vitezei de reacţie a anumitor procese biochimice este mai mare, iar efectul inhibitor este mai mare cu cât temperatura este mai scăzută. Durata de conservabilitate depinde şi de natura procesului, de compoziţia şi starea lui, de respectarea unei anumite tehnologii pentru realizarea refrigerării sau congelării. In fig. 14.3. este dat un grafic al relaţiei între durata de conservabilitate şi temperatură. Din grafic rezultă şi influenţa naturii produsului şi stării lui asupra duratei de conservabilitate.

Fig.14.3. Relația dintre durata de conservabilitate și temperatură.

Refrigerarea şi congelarea ca operaţii, se aplică în special produselor proaspete. Uneori pentru produsele ce se congelează se aplică în prealabil un tratament termic pentru inactivarea enzimelor, în special în cazul produselor vegetale. Alteori în produsele proaspete se adaugă anumite substanţe cu acţiune inhibitoare pentru anumite reacţii, ca de exemplu adausul de zahăr la unele fructe. Prin refrigerare şi congelare nu se distrug microorganismele şi

enzimele produse de acestea. Scăderea

temperaturii duce în general la micşorarea sau la oprirea activităţii lor. Efectul temperaturii scăzute se menţine numai cât temperatura rămâne la nivelul respectiv. In anumite condiţii, prin congelare rapidă se poate produce distrugerea mecanică sau prin plasmoliză a microorganismelor. Temperaturile scăzute la care se realizează tratamentul pentru refrigerare sau congelare sunt obţinute în instalaţiile industriale în special cu ajutorul instalaţiilor frigorifice. Temperaturile de refrigerare se pot realiza şi prin răcire cu gheaţă. Temperaturile de congelare se pot realiza şi prin răcire cu dioxid de carbon solid (procedeul denumit cu gheaţă carbonică), cu azot lichid, etc. In genere, sistemele cu gheaţă, dioxid de carbon solid, azot lichid sau altele sunt utilizate numai pentru menţinerea temperaturii la un anumit nivel scăzut. Calitatea de consum, a produselor cărora li s-a mărit durata de conservabilitate prin tratament frigorific depinde de calitatea materiei prime conservată prin frig, de modul în care s-a realizat tratamentul prin frig (tehnologia refrigerării, respectiv congelării), de condiţiile de păstrare după realizarea tratamentului prin frig (condiţiile de depozitare, durata de păstrare) şi de modul de a fi readus produsul la condiţii de folosire după durata de conservare.

123

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

14.1. Factori care influenţează operaţia Tratamentul prin frig al produselor alimentare este influenţat de o serie de factori. Aceştia pot fi grupaţi în: -

factori dependenţi de natura şi starea în care se găsesc componenţii produsului;

-

factori dependenţi de instalaţia în care se realizează operaţia.

Temperatura la care este adus produsul şi modul de aducere la temperatura de păstrare influenţează esenţial calitatea produselor şi durata de conservabilitate.

14.1.1. Factori dependenţi de natura şi starea componenţilor în produs Alimentele conţin substanţe dispersate ionic, molecular, coloidal şi uneori, ca suspensii. Unul din principalii componenţi ai alimentelor este apa, care în multe produse proaspete depăşeşte 60%, în unele ajung chiar la 92-95% raportat la total. La tratamentul prin frig, trebuie să se ţină seama de particularităţile de structură şi comportare, pentru evitarea fenomenelor de destabilizare care se pot reflecta negativ asupra calităţii produsului. Majoritatea componentelor organice ale alimentelor se găsesc în produs sub formă de sisteme coloidale, la care mediul de dispersie este apa. Face excepţie de la această formă grăsimea. Unele componente ale alimentelor se găsesc sub formă de sisteme celulare. La tratamentul prin frig, pentru a se asigura menţinerea calităţii produsului, trebuie să se ţină seama şi de acest element. Sistemul în care se găsesc componente într-un produs, particularitatea de structură ale componenţilor alimentelor, natura şi proporţia lor determină condiţiile tehnologice de realizare a tratamentului prin frig, de păstrare şi de readucere a produsului la starea iniţială. Influenţa componenţilor dizolvaţi sub formă de soluţie adevărată. Datorită conţinutului ridicat de apă al produselor alimentare, unii componenţi, (în special cei de natură anorganică, dar şi unii de natură organică) se găsesc în produs sub formă de soluţie adevărată în care dizolvantul este apa, iar dizolvatul este reprezentat de componenţii respectivi. Tratamentul prin frig – răcirea produsului – până la atingerea temperaturii de congelare, atrage după sine mărimea solubilităţii gazelor, scăderea solubilităţii substanţelor solide, reducerea coeficientului de difuziune, reducerea presiunii osmotice, creşterea vâscozităţii fazei care se găseşte în stare lichidă. Mărirea solubilităţii gazelor şi scăderea solubilităţii substanţelor solide pot determina fie reacţii secundare nedorite, fie fenomene de destabilizare care se reflectă negativ asupra calităţii produsului. Conţinutul de substanţe solide dizolvate modifică temperatura de congelare a dizolvatului. 0

Apa în stare pură se solidifică la 0 C. Conţinând substanţe dizolvate scade şi temperatura de solidificare (congelare). Scăderea temperaturii de congelare în cazul soluţiilor diluate s-a observat că este proporţională cu modalitatea soluţiei:

c  Kc .m [K]

(14.1)

unde: ∆c este scăderea punctului de congelare faţă de temperatura de solidificare a solventului pur; m – concentraţia molală a soluţiei (moli dizolvaţi la 1 kg solvent); Kc – constantă caracteristică solventului, denumită şi constantă crioscopică. Constanta crioscopică a apei este K c = 1,86.

124

Operații unitare în ingineria alimentară

S-a observat că, la substanţele dizolvate, disociate electronic, scăderea punctului de congelare este mai mare, pentru aceeaşi concentraţie, în unele cazuri tinzând să devină proporţional cu concentraţia ionică. In cazul soluţiilor de NaCl s-a observat o scădere a punctului de congelare aproape proporţională cu concentraţia ionică. Constanta crioscopică a apei raportat la concentraţia ionică este 0,9 Kc. Dacă în soluţie sunt dizolvaţi mai mulţi componenţi scăderea punctului de congelare este proporţională cu concentraţia molară raportată la suma componenţilor. In cazul soluţiilor nesaturate, dacă temperatura soluţiei scade, când se ajunge la o anumită valoare a temperaturii corespunzătoare saturaţiei, o parte din dizolvant se solidifică şi în consecinţă se măreşte concentraţia molară a soluţiei, se măreşte efectul crioscopic şi scade temperatura de congelare. Temperatura de congelare are valoare:

tc  tsp  c [0C]

(14.2)

unde: tc, tsp este temperatura de congelare a soluţiei, respectiv temperatura de solidificare a solventului pur. Există o concentraţie la care scăderea temperaturii sub o anumită valoare atrage după sine solidificarea soluţiei sub forma unei mase compacte. Temperatura respectivă se numeşte temperatura eutectică, iar punctul care este caracterizat atât prin temperatură cât şi prin concentraţie se numeşte punct eutectic. Fiecare substanţă dizolvată într-un anumit dizolvant îşi are punctul său eutectic. In cazul când dizolvantului este apa, punctul eutectic poartă denumirea de punct criohidratic, iar temperatura respectivă temperatură crionidratică. In cazul când soluţia conţine două substanţe care nu reacţionează între ele şi care au puncte eutectice diferite, temperatura de solidificare totală este de regulă mai scăzută decât temperatura eutectică individuală cea mai coborâtă. In cazul produselor alimentare care sunt sisteme polidisperse, nu există un punct eutectic propriu-zis, ci o zonă de eutexie. Pentru cea mai mare parte a produselor alimentare zona de 0

euxietate este între -50 … -60 C. Corelaţia temperatură-concentraţia soluţiei pentru congelare este caracterizată fiecărui produs datorită naturii componenţilor dizolvaţi şi raportul dintre ei. In fig. 14.3 este prezentată o asemenea situaţie. La temperatura tA şi concentraţia XA soluţia este în stare lichidă, temperatura respectivă fiind superioară temperaturii de eutexie şi de congelare. Răcind soluţia la temperatura tB începe congelarea, se depun cristale de lichid solidificat şi pentru soluţie creşte concentraţia în dizolvant. Atinsă temperatura te şi concentraţia Xe toată masa se solidificată, punctul E fiind punctul eutectic. In unele cazuri deşi este atinsă temperatura de pe curba BE la concentraţia respectivă, nu se formează cristale de gheaţă cu toate că temperatura scade. Punctul de corelaţie temperatură - concentraţie se găseşte sub curbă în zona normală de soluţie cu cristale de gheaţă. Fenomene ca: agitarea, atingerea unei temperaturi minime, adăugarea unei impurităţi sau a unui cristal de gheaţă, determină o creştere bruscă a temperaturii la o valoare corespunzătoare pe curba BE şi începe depunerea de cristale. Fenomenul de subrăcire este prezentat în diagrama 14.4 unde apare în plus, faţă de fig. 14.5 o curbă de temperatură minimă şi o zonă de soluţie subrăcită. Starea de subrăcire poate apare şi la punctul eutectic.

Fig.14.4. Fenomenul de subrăcire.

Fig.14.5. Relația concentrație-temperatură a soluției de congelare. 125

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

Fenomenul de subrăcire apare uşor când scade temperatura brusc, însă nu este stabil, deoarece se atinge uşor temperatura minimă de subrăcire. Scăderea lentă a temperaturii nu favorizează apariţia fenomenului de subrăcire, însă în cazurile în care acest fenomen apare, subrăcirea este mai stabilă. Comportarea descrisă este întâlnită la produsele alimentare, însă nu este valabilă şi pentru soluţiile care au iniţial un conţinut de substanţe dizolvată mai mare decât concentraţia eucticului. Scăderea punctului de congelare cu ∆c atrage o scădere a presiunii de vapori a soluţiei din produs în comparaţie cu presiunea de vapori a dizolvantului la aceeaşi temperatură. Scăderea presiunii de vapori se poate calcula în funcţie de scăderea punctului de congelare cu relaţia:

pc 

1 103 1 c

(14.3)

Influenţa asupra componenţilor prezenţi ca sisteme coloidale. Majoritatea componenţilor organici ai alimentelor – exceptând grăsimile – reprezintă sisteme coloidale, mediul de dispersie fiind apa, iar amestecul fiind un hidrosol sau un hidrogel. Sistemele coloidale nu influenţează punctul de congelare, presiunea parţială de vapori, presiunea osmotică sau viteza de difuziune. Prin menţinerea temperaturii produsului în zona temperaturilor de refrigerare, în genere, nu apare nici o acţiune pozitivă sau negativă asupra stării de hidrosol sau de hidrogel. Hidrosolurile îşi pot pierde stabilitatea prin micşorarea gradului de dispersie, care apare ca urmare a contopirii mai multor particule. Pierderea stabilităţii are drept consecinţă separarea fazei disperse de faza continuă şi se manifestă prin fenomene de coagulare, floculare sau precipitare masei disperse. Stabilitatea hidrosolurilor este asigurată de doi factori care se opun contopirii particulelor şi care acţionează într-o oarecare măsură compensator unul faţă de celălalt. Cei doi factori sunt: sarcina electrică de acelaşi semn a particulelor coloidale, care provoacă respingerea particulelor între ele şi învelişul de hidratare al particulelor. La congelarea, prin cristalizarea unei părţi din apă se reduce gradul de hidratare, apare tendinţa de contopire şi de pierdere a stabilităţii. Hidrogelurile îşi pot pierde stabilitatea datorită infestării fenomenului de sinteză. Concentraţia mărită a electroliţilor după separarea unei părţi din apă prin cristalizare, intensifică fenomenul de sinteză prin coagularea unor elemente structurale mobile. Cristalele mari care apar în anumite cazuri la congelare duc la pierderea stabilităţii gelurilor deoarece au acţiune distructivă asupra macromoleculelor sau agregatelor moleculare care caracterizează starea de gel. Coloizii proteici fie că sunt soluri sau geluri, la congelare suferă anumite fenomene de denaturare, concretizate în special prin agregări de particule coloidale, care au drept consecinţă micşorarea capacităţii de reţinere a apei. Fenomenul acesta poate apărea şi la refrigerare, însă în acest caz este mai puţin intens. Solurile pe bază de amidon, prin congelare suferă fenomenul de agregare, care poartă denumirea de retrogradare. Fenomenul se explică prin reducerea învelişului de hidratare. Fenomenele de acest tip, în genere sunt ireversibile, de aceea procesul tehnologic de refrigerare, respectiv congelare, trebuie să fie condus urmărindu-se cât mai mult evitarea apariţiei lor. Influenţa asupra componenţilor emulsionaţi. Emulsiile în genere, îşi micşorează stabilitatea prin căderea temperaturii, datorită creşterii tensiunii superficiale care variază în sens invers cu temperatura. Congelarea produce 126

Operații unitare în ingineria alimentară

destabilizarea şi chiar spargerea emulsiilor datorită modificărilor produse în membranele de protecţie a particulelor dispersate. Fenomenul este ireversibil şi drept consecinţă, nu mai sunt reconstituibile prin decongelare. Cu cât viteza de congelare este mai rapidă şi temperatura de depozitare mai scăzută, fenomenul de destabilizare emulsiilor este mai slab. El poate apărea însă, în timpul fazei de decongelare dacă acesta nu se efectuează rapid. Influenţa asupra sistemelor celulare din produse. Produsele alimentare de origine vegetală şi animală neprelucrate prezintă structuri celulare. Prin păstrarea lor în stare proaspătă, în condiţii normale de depozitare, de exemplu în cazul fructelor, boabelor de cereale,etc. se observă continuarea activităţii fiziologice. Tratamentul prin frig determină modificări ale metabolismului celular, ale permeabilităţii membranei celulare şi în cazul congelării se ajunge chiar la distrugerea parţială a structurii celulare. Astfel scăderea temperaturii sub o anumită limită duce la dereglarea metabolismului normal al celulei, cu posibilitatea de formare a unor compuşi nocivi pentru celulă. Temperatura de refrigerare bine aleasă aplicată la fructe recoltate la un anumit stadiu de maturitate, măreşte durata de conservabilitate şi poate îmbunătăţi chiar calităţile iniţiale ale produselor. Congelarea, cu formare de cristale, determină de cele mai multe ori modificări ireversibile defavorabile, care sunt funcţie de natura celulei, de rezistenţa membranei, conţinutul de apă, etc. Congelarea apei se realizează cu mărirea volumului cristalului în comparaţie cu al lichidului din care provine. Mărirea volumului creează tensiuni locale care pot afecta structura celulară ireversibil prin dislocări mecanice. Cu cât cristalele sunt mai mari cu atât efectul dislocărilor mecanice este mai puternic. Structura microcristalină are efecte mai puţin vătămătoare. Creşterea cristalelor afectează în primul rând pereţii celulari. Pe lângă efectele mecanice, care apar datorită congelării apei din produs, apar şi unele efecte fizico-chimice. Prin cristalizarea apei în spaţiile intercelulare, apare efectul mecanic care presează asupra pereţilor celulei din exterior spre interior şi provoacă, în acelaşi timp, deformarea puternică a celulei. Datorită diferenţei de conţinut de apă între interiorul celulei şi spaţiul intercelular apare migrarea apei din interior spre exterior. Scăderea conţinutului de umiditate în interiorul celulei poate atrage chiar moartea celulelor prin plasmoliză. Prin fenomenele de destabilizare a sistemelor proteice intracelulare au de suferit nucleul, protoplasma şi mai ales membrana care îşi pierde însuşirea de semipermeabilitate. Rezistenţa celulelor la acţiunea letală a cristalizării extracelulare depinde în mare măsură de natura produsului. Cristalizarea intracelulară, care se produce în timpul congelării rapide, are un caracter letal mai important decât cristalizarea intercelulară deoarece efectele mecanice şi fizicochimice sunt mai puternice.

14.1.2. Influenţa apei din produs Cea mai mare parte a însuşirilor produselor alimentare sunt influenţate de conţinutul în apă al produsului şi de modul de legare a acesteia. Principal apa din produse se poate găsi sub formă de apă liberă sau de apă legată. Apa liberă este reţinută mecanic în produs şi poate fi cedată mai uşor. Apa legată este, în genere, reţinută prin hidratarea ionilor, moleculelor sau a particulelor coloidale care au însuşiri hidrofile. Apa congelabilă este în funcţie de temperatura la care este adus produsul şi de natura produsului (dacă apa este în stare liberă sau legată). In fig. 14.6 este dat un grafic în care se prezintă variaţia procentului de apă congelabilă faţă de total apă, funcţie de temperatură şi natura produsului. Este de remarcat că, la temperaturile normale de congelare între 0

0

15 C şi -20 C, se poate congela între 60 şi 95% din apă în funcţie de temperatură şi natura produsului. In genere se congelează mai puţină apă la produsele de origine vegetală şi mai multă la produsele de origine animală, deoarece la

127

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

produsele de origine vegetală avem soluţii mai concentrate. Dacă s-ar lua în considerare conţinutul în umiditate (apă) al produselor se poate constata că, procentual, se congelează mai puţină apă la produsele cu umiditate mare.

Fig.14.6. Variația procentuală de apă congelabilă funcție de temperatură.

Activitatea fiziologică a celulelor şi a microorganismelor se bazează pe reacţii biochimice complexe, a căror viteză este determinată şi de diluţia soluţiilor, respectiv de conţinutul în apă. Ca o mărime care caracterizează efectul apei asupra activităţii microorganismelor s-a introdus noţiunea de „activitate a apei” sau de grad higromecanic al apei din produs, care a fost definit prin relaţia:

hr 

pm ps

(14.4)

în care: pm este presiunea de vapori a apei din soluţia polidispersă conţinută în material; ps – presiunea de vapori a apei pure la aceeaşi temperatură cu a apei din produs. Presiunea de vapori a apei la o temperatură dată este o caracteristică precisă, determinabilă şi cunoscută. Presiunea de vapori a apei din soluţia polidispersă este determinată de o serie de elemente. Se poate aprecia că atât timp cât produsul mai conţine apă liberă presiunea de vapori a apei din soluţia polidispersă din material rămâne constantă şi egală cu presiunea de vapori a apei pure la aceeaşi temperatură. Pentru un produs care în stare naturală conţine apă liberă atât timp cât este tratat prin frig în fază de refrigerare, activitatea apei, respectiv gradul higrometric, rămâne egal cu 1. Pentru orice produs tratat prin frig în fază de refrigerare, activitatea apei nu se schimbă atât timp cât nu apare o variaţie a umidităţii produsului. Prin eliminarea unei părţi din apa conţinută într-o soluţie acesta se concentrează indiferent de modul de eliminare a apei. In cazul congelării, prin solidificarea unei părţi din apă de fapt soluţia polidispersă se concentrează şi drept consecinţă îi scade temperatura de congelare, presiunea de vapori şi se modifică şi alte caracteristici. Scăderea presiunii de vapori se face cu ∆pc definit prin relaţia (14.3) şi ca o consecinţă presiunea de vapori devine: pm = pmi - ∆pc [Pa]

(14.5)

în care: pm, respectiv pmi reprezintă presiunea de vapori a apei din soluţia dispersă la momentul în care s-a produs pierderea de presiune ∆pc, respectiv presiunea de vapori a apei din soluţia polidispersă iniţială. Ţinând seama de cele de mai sus, într-o oarecare măsură presiunea de vapori a apei din soluţia polidispersă este funcţie de molalitatea soluţiei. Ţinând seama de diferenţa gradului higrometric al apei, scăderea presiunii de vapori a soluţiei din produs faţă de presiunea de vapori a apei la aceeaşi temperatură, atrage după sine scăderea gradului higrometric al produsului.

128

Operații unitare în ingineria alimentară

Pentru evitarea schimbului de umiditate între produs şi mediul ambiant este necesară egalitatea dintre gradul higrometric şi umezeala relativă a aerului, respectiv între presiunea de vapori din produs şi presiunea parţială a vaporilor de apă din mediu. Datorită acestui fenomen gradul higrometric al produselor, în funcţie de natura lor variază între 92 … 100%, ceea ce permite depozitarea produselor fără să apară pierderi în greutate la umezeli relative corespunzătoare gradului higrometric al produsului. S-a observat că activitatea microorganismelor se desfăşoară numai peste anumite valori ale coeficientului de activitate a apei, respectiv a gradului higrometric. La temperaturile obişnuite valoarea lui hr minim este de 0,91 - 0,98 pentru bacterii, 0,88 – 0,91 pentru drojdii şi 0,80 – 0,88 pentru mucegaiuri. O serie de microorganisme osmofile se dezvoltă până la h r minim de 0,6. Creşterea temperaturii atrage după sine scăderea gradului higrometric minim la care se pot dezvolta microorganismele, iar scăderea temperaturii atrage după sine creşterea gradului higrometric minim la care se pot dezvolta microorganismele. Dacă se urmăreşte definiţia gradului higrometric, se constată că el este de fapt un număr nedimensional şi că are o ecuaţie de definiţie analogă cu a umezelii relative, când acesta nu este exprimată procentual, cu singura deosebire că la gradul higrometric apare la numărător presiunea de vapori a apei din soluţia polidispersă conţinută în material, iar la umezeala relativă presiunea parţială a vaporilor din mediul ambiant. La un produs oarecare, la care presiunea de vapori a apei din soluţia polidispersă conţinută în material este egală cu presiunea parţială a vaporilor din mediul în care se găseşte produsul, nu apare schimb macroscopic de umiditate între produs şi mediul şi în consecinţă, nu apare pierderi în greutate la produs. Dacă gradul higrometric este adus la valori care împiedică dezvoltarea microorganismelor, atunci produsul s-ar putea păstra într-un mediu cu aceeaşi temperatură şi umezeală relativă egală cu gradul higrometric îndeplinindu-se două condiţii: conservabilitate şi evitarea pierderilor în greutate. Conservabilitatea produselor tratate prin frig se datorează, de fapt, corelării între valoarea temperaturii şi gradul higrometric. Deoarece în cazul refrigerării asupra gradului higrometric nu se poate acţiona, conservarea prin refrigerare se realizează numai prin efectul temperaturii. Gradul higrometric în acest caz are rol numai la reducerea sau mărirea pierderilor în greutate. In cazul congelării prin cristalizarea unei părţi din apă se modifică şi gradul higrometric şi se poate ca el să asigure sub limitele la care se mai menţine activitatea microorganismelor. Gradul higrometric însă are influenţă asupra pierderilor în greutate şi în acest caz el permite depozitarea fără pierderi la umezeli relative ale mediului mai mic.

14.2. Influenţa temperaturii asupra conservabilităţii In afara celor amintite datorită caracterului lor biologic, alimentele în funcţie de compoziţia şi însuşirile lor, pot suferi diferite reacţii datorită agenţilor biochimici sau fizico-chimici. Viteza de desfăşurare a diferitelor tipuri de reacţii este influenţată şi de temperatură, în sensul că pe măsură ce scade temperatura scade şi viteza de reacţie. Ţinând seama că majoritatea reacţiilor din produsele alimentare se încadrează în categoria reacţiilor de ordinul întâi şi ţinând seama de ecuaţia constantei vitezei de reacţie:

k  A.e E / RT

(14.6)

se vede clar influenţa de inhibare a temperaturii scăzute. Scăderea vitezei de reacţie poate fi atrasă şi de micşorarea lui A sau a măririi lui E (energia de activare) ceea ce este normal. Logaritmând ecuaţia se ajunge la:

ln k  ln A 

E RT

(14.7) 129

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

ceea ce în cazul că A, E şi R sunt constante, reprezintă ecuaţia unei drepte cu ordonata la origine, ln A, şi cu panta E/R. Făcând diferenţa constantelor vitezei de reacţie la două temperaturi T 1 corespunzător cu k1 şi T2 corespunzător lui k2 se ajunge la:

ln k1  ln k2  

E E  RT1 RT2

(14.8)

sau adus la numitor comun şi făcând operaţiile relaţia devine:

ln

k1 E  T1  T2     k2 R  T1T2 

(14.9)

Raportul k1/k2 (al constantelor vitezelor de reacţie la două temperaturi), reprezintă de fapt coeficientul care arată cu cât se măreşte sau se micşorează viteza de reacţie când temperatura variază de la T 1 la T2. El este numit şi coeficientul de temperatură. Din analiza relaţiei (14.9) se constată că influenţa variaţiei temperaturii este mai mică la reacţiile cu energia de activare mică cum este cazul reacţiilor enzimatice şi ca o consecinţă acestea să fie inhibate sunt necesare scăderi mari de temperatură. Pentru reacţiile chimice obişnuite variaţia temperaturii cu 10 grade, atrage după sine o modificare a valorii coeficientului de temperatură de 2 – 3 ori, ceea ce arată de fapt variaţia vitezei de producere a reacţiei respective. 0

0

Considerând o variaţie medie de 2,5 ori/10 grade, pentru o scădere de temperatură a unui aliment de la 30 C la 0 C s-ar micşora viteza de reacţie de aproximativ 2,53 ≈ 15 ori. Trebuie însă remarcat că valoarea energiei de activare variază cu temperatura în sensul că pe măsura scăderii 0

0

temperaturii se modifică energia de activare şi în intervalul de la 30 C la 0 C viteza de reacţie scade de circa 20 ori pe când 0

0

în intervalul de la 0 C la -18 C mai scade, după datele lui Close, de 18 ori. Intr-un aliment, datorită naturii sale şi compoziţiei complexe, se produc, în acelaşi timp, diferite tipuri de reacţie, în 0

unele cazuri interdependente. Dacă activitatea microorganismelor este, în genere, inhibată la -10 C, în sensul că sub această temperatură nu se mai înmulţesc un număr însemnat de enzime continuă să fie active şi în substraturi congelate. 0

Sub -40 C se consideră că încetează practic activitatea tuturor enzimelor. 0

Reducerea temperaturilor în jurul lui 0 C din motive enumerate nu asigură o conservare a calităţilor produselor proaspăt decât pentru scurtă durată, câteva zile în funcţie de natura produsului. 0

Reducerea temperaturilor sub 0 C prin congelarea unei părţi din apă determină mărirea conservabilităţii, cu cât 0

temperatura este mai scăzută. Aducând la -40 C şi menţinându-l la această temperatură se poate asigura conservabilitatea fără modificări esenţiale ani de zile. Această operaţie însă este costisitoare prin consumul ridicat de frig pentru congelarea şi pentru cel de menţinere la această temperatură.

14.3. Refrigerarea Aşa cum a fost definită iniţial, prin refrigerare se urmăreşte aducerea produselor alimentare la temperatură 0

apropiată de 0 C, fără să se producă congelarea apei. In funcţie de natura produsului supus refrigerării, de scopul ei, refrigerarea poate fi realizată lent sau rapid, între cele două limite putând fi diferite trepte. Răcirea produselor alimentare până la temperaturi apropiate de punctul de congelare, fără formare de gheaţă în produs, este denumită refrigerare. De regulă presupune transfer de căldură şi masă (umiditate) de la produs la mediul de

130

Operații unitare în ingineria alimentară

răcire. Temperatura de refrigerare a produselor alimentare este de 0…5°C. Mediul de răcire trebuie să aibă temperatura mai redusă cu 3…5°C. Clasificarea refrigerării se poate realiza după mai multe criterii: -După natura mediului de răcire utilizat: -Refrigerare în aer; -Refrigerare în agenţi intermediari (apă, apă de mare, soluţii de NaCl, etc.); -Refrigerare prin contact cu gheaţă hidrică; -Refrigerarea lichidelor în schimbătoare de căldură; -Refrigerarea în vid; -După viteza de desfăşurare a procesului: -Refrigerare lentă; -Refrigerare rapidă (cea mai recomandatăşi cea mai des utilizată). Procesul de refrigerare este tipic nestaţionar (viteza de răcire variază de la un punct la altul şi în timp). Procesul se consideră încheiat când temperatura medie a ajuns la valoarea dorită. Există câţiva parametri care descriu procesul de refrigerare: -Viteza de răcire globală - raportul dintre reducerea totală a temperaturii medii şi durata totală a procesului de refigerare; -Intensitatea de răcire (timpul de înjumătăţire) - durata în care diferenţa dintre temperatura medie a produsului şi temperatura mediului de răcire este redusă la jumătate. Pentru intensificarea refrigerării se poate utiliza în prima fază aer cu -8…-15°C, iar apoi aer cu 0°C. Un proces de refrigerare este reprezentat în figură:

Fig. 14.7. Variaţia temperaturii medii a unui produs în timpul refrigerării t0-temperatura constantă a mediului de răcire; z-timpul de înjumătăţire a diferenţei de temperatură

Un exemplu care poate să edifice modul în care se realizează refrigerarea este următorul: -Timpul de înjumătăţire este z=4h; -Temperatura iniţială este ti=30°C; -Temperatura finală (dorită) este tf=2°C; Temperatura aerului utilizat pentru răcire este t0=0°C; -După 4h temperatura medie a produsului ajunge de la 30°C la 15°C; -După alte 4h temperatura medie a produsului ajunge de la 15°C la 7,5°C; -După alte 4h temperatura medie a produsului ajunge de la 7,5°C la 3,75°C; -După alte 4h temperatura medie a produsului ajunge de la 3,75°C la 1,88°C; -Se constată că după 16h, produsul a ajuns la cca. 2°C, iar procesul s-a încheiat. Refrigerarea în aer este procedeul cel mai utilizat pentru refrigerarea produselor solide (carne, produse din carne, brânzeturi, lactate, păsări, peşte, legume, fructe, ouă, semipreparate culinare, etc.); La refrigerarea cu un singur nivel de temperatură a aerului, aceasta variază uzual între 131

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

1…+1°C. La refrigerarea cu două nivele de temperatură (carcase de carne, păsări, unele fructe), temperatura aerului este de: --8…-9°C la unele fructe; --5…-6°C la bovine; --10…-12°C la porcine. Temperatura scăzută a aerului este menţinută de regulă pe durata primului timp de înjumătăţire. Apoi aerul are -1…+1°C.În figură sunt reprezentate câteva procese de răcire pentru o carcasă de bovină.

Fig.14.8. Curbele de variaţie a temperaturii la racirea unei carcase de bovină. 1-suprafaţă; 2-centrul termic; A-refrigerarea într-o fază cu aer la +2°C; B-refrigerarea în două faze cu aer la -5°C şi 0°C

Viteza aerului cu camera de refrigerare goală este de cca.: -0,3m/s la răcirea lentă; -2…3m/s la răcirea rapidă Cu încăperea plină se ajunge la viteze ale aerului de 5…6m/s în zonele dintre produse. Atât temperatura cât şi viteza aerului influenţează durata refrigerării, aşa cum se arată în figură.

Fig.14.9. Influenţa temperaturii şi vitezei aerului asupra duratei refrigerării carcaselor de carne

Modul de aşezare a produselor în camerele sau tunelele de refrigerare trebuie să asigure spaţii de curgere pentru aerul rece. În cazul cărnii s-a dovedit mai eficientă asigurarea unei circulaţii verticale a aerului, de sus în jos, ca în figură.

132

Operații unitare în ingineria alimentară

Fig.14.10. Schema distribuţiei aerului la răcirea cărnii în tunele cu circulaţie verticală descendentă 1-canal de aer; 2-ajutaj; 3-linie aeriană de transport; 4-carcasa de carne; 5-canal de distributie a aerului

14.3.1. Procedee de refrigerare Procedeele de refrigerare se diferenţiază în funcţie de starea fizică a produsului supus refrigerării şi de natura agentului de refrigerare. Procedeele de refrigerare se pot împărţi în două grupe mari: refrigerarea prin intermediul unei suprafeţe de schimb de căldură şi refrigerare prin contact direct între produsul supus răcirii şi agentul care preia căldură. Refrigerarea prin intermediul unei suprafeţe de transfer de căldură se foloseşte în cazul răcirii produselor în stare lichidă. Suprafaţa de transfer de căldură este a unui schimbător de căldură. Căldura este preluată de un agent frigorific primar, care se vaporizează, sau de un agent frigorific secundar care, în genere, nu-şi schimbă starea de agregare ci suferă doar o schimbare de temperatură. Schimbul de căldură se realizează în regim staţionar sau nestaţionar determină de tipul de aparat şi de circulaţia fluidelor. Pentru calculul unui asemenea tip de refrigerare se respectă regulile de calcul ale schimbătoarelor de căldură. Refrigerarea prin contact direct între produsul supus răcirii şi agentul de răcire se aplică în special la răcirea produselor care se prezintă ca produs solid cu tot conţinutul său de umiditate. Instalaţiile ;i conducerea procesului în acest caz depind în special de natura agentului de răcire. Se pot folosi ca agenţi de răcire aerul, apa, o soluţie în care dizolvantul este apa, sau gheaţa. Alegerea agentului de răcire într-o oarecare măsură este determinată de natura produsului supus refrigerării. Refrigerarea în gheaţă se realizează prin amestecul produsului supus refrigerării cu bucăţile de gheaţă. Sistemul este utilizat în special pentru refrigerarea peştelui. Aceasta se realizează prin amestecarea peştelui cu bucăţi de gheaţă în lăzile în care se şi transportă peştele. Refrigerarea în apă sau o soluţie răcită, se realizează prin imersarea produselor în apă sau soluţia respectivă, prin 0

stropire sau în sistem mixt. Agentul de răcire este adus la temperatura 0,5 … 2 C, fie prin răcire cu gheaţă, fie prin răcire cu ajutorul unei instalaţii frigorifice. Concomitent ce refrigerarea, în acest caz, are loc şi o spălare a produsului, mai mult sau mai puţin avansată. Răcirea în apă sau cu soluţie răcită se aplică în special pentru răcirea păsărilor în flux continuu, în sistem conveierizat. Refrigerarea în aer este procesul cel mai răspândit şi practic, aplicabil oricărui tip de produs, deoarece prin acest procedeu nu sunt afectate calităţile organoleptice ale alimentelor şi nici integritatea ambalajelor în cazul produselor ambalate. 133

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

Pentru refrigerare în aer sunt importanţi trei parametrii ai aerului: temperatura, viteza de circulaţie a aerului şi în cazul produselor neambalate ermetic la aer, umezeala relativă. Temperatura aerului trebuie astfel aleasă încât să asigure o diferenţă de temperatură cât mai mare, însă acelaşi timp să se evite congelarea produsului. Instalaţiile de refrigerare sub aspectul temperaturii aerului pot funcţiona în două moduri: la o temperatură de intrare a agentului de răcire sau la două temperaturi de intrare a agentului de răcire în timp. 0

In acest din urmă caz în faza iniţială se lucrează cu aer la -9 … -15 C în funcţie de natura produsului , iar după aducerea 0

0

stratului superficial al produsului în jur de 0 C se ridică temperatura aerului la -1 … -4 C, astfel încât temperatura stratului superficial să nu mai scadă, în schimb să scadă temperatura în interiorul produsului. Viteza aerului depinde de tipul de refrigerare care se urmăreşte să se realizeze. Pentru refrigerare lentă aerul se deplasează ci viteze până la 0,3 m/s, pentru refrigerare rapidă se poate lucra cu viteze peste 3 m/s, asigurându-se până la 6 m/s sau pentru produse cu grosimi mici chiar până la 16 m/s. Mărirea vitezei de circulaţie a aerului atrage după sine mărirea coeficientului parţial de transfer de căldură de la suprafaţa produsului la aer, scurtarea duratei de refrigerare, însă se măreşte şi consumul de energie electrică pentru asigurarea circulaţiei aerului datorită creşterii pierderilor de presiune proporţional cu pătratul vitezei. Umezeala relativă este importantă pentru produsele neambalate ermetic faţă de aer. In această situaţie este important să fie cât mai ridicată pentru a reduce pierderile de apă prin evaporare la suprafaţă, pierderi care de fapt devin pierderi din greutatea produsului. Mărirea umezelii relative a aerului se realizează prin recircularea aerului. La recircularea totală aerul intră în sistemul de răcirea produsului cu umezeală relativă de 98 … 100%. Procesul de transfer de căldură, respectiv de transfer de substanţă în cazul refrigerării produselor în bucăţi, este un proces de transfer nestaţionar, determinat de variaţia în timp a temperaturii produsului în interiorul bucăţii. Produsele supuse refrigerării în timpul realizării operaţiei se pot găsi în sistem staţionar sau în spaţiul în care se realizează refrigerarea.

14.3.2. Pierderile în greutate în timpul refrigerării Apar ca rezultat al evaporării la suprafaţa de contact produs-aer, prin transfer de substanţă de la suprafaţa umedă a produsului la aer. Transferul de substanţă este descris de relaţia:

M  ks ( pm  pv ).A. [kg]

(14.10)

în care: ∆M este apa evaporată, respectiv pierderea în greutate; pm, pv – presiunea de vapori a umidităţii din material, respectiv a umezelii din aer; A – suprafaţa de contact produs-aer; ks – coeficientul de transfer de substanţă de la suprafaţa de contact la aer; ∆τ – timpul de contact. Se constată că la aceeaşi parametrii de lucru, pierderile în greutate sunt proporţionale cu timpul de contact, respectiv durata de refrigerare. De asemenea, se constată că la p m = pv pierderile în greutate sunt nule. Dar pv  . ps şi în consecinţă la φ = hv pierderile sunt nule. Cum

hv  1 şi umezeala relativă trebuie să tindă către 100%.

Ţinând seama că trecerea apei din produs în aer se realizează prin evaporare şi cantitatea de căldură necesară pentru evaporare trebuie asigurată prin transfer de căldură, sub acest aspect trebuie să se respecte relaţia:

Q  M .r   tm  ta . A. [J]

134

(14.11)

Operații unitare în ingineria alimentară

în care: r este căldura de evaporare a apei; α – coeficientul parţial de transfer de căldură; tm, ta – temperatura suprafeţei materialului respectiv temperatura aerului. Din (14.10) şi (14.11) rezultă:

hs 

 tm  ta

[s/m] . r pm  pv

(14.12)

din care se poate trage concluzia că coeficientul de transfer de substanţă depinde de α, (t m – ta) şi (pm – pv). Pierderile în greutate prin înlocuirea lui ks se vor putea determina pe baza relaţiei:

M 

 r

(tm  ta ). A. [kg]

(14.13)

De remarcat că mărirea umezelii relative nu atrage după sine pericolul apariţiei fenomenului de condensare la suprafaţa produsului, deoarece aceasta este mai caldă decât aerul, iar aerul în timpul proceselor de transfer se încălzeşte.

14.3.3. Camere și tunele de refrigerare Camerele de refrigerare se execută în mumeroase variante constructive, în funcţie de natura produselor şi modul de distribuţie a aerului. De obicei după răcire sunt utilizate şi pentru păstrarea produselor. Dimensiunile uzuale ajung până la 24x24m sau 18x36m, cu înălţimi până la 7…8m. Capacitatea poate să ajungă până la 200…800t. Încărcarea trebuie să se poată realiza în max. 4…5 zile. Peste noapte trebuie să se poată răci întreaga cantitate introdusă în cameră peste zi astfel încât variaţia maximă a temperaturii să nu depăşească 4…8°C. Circulaţia aerului este realizată prin canale şi există mai multe sisteme de răcire. În figură este prezentat un sistem de răcire cu două canale de aer, unul pentru suflarea aerului rece şi unul pentru aspiraţia aerului cald.

Fig.14.11. Sistem de răcire cu două canale de aer 1-canal de aspiraţie; 2-ventilator; 3-baterie de răcire; 4-canal de suflare aer rece

La camerele cu un singur canal de aer pentru distribuţia aerului, acesta prezintă ramificaţii pentru asigurarea unei distribuţii uniforme. Aspiraţia aerului cald se realizează liber prin deschizături practicate în perete.

135

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

Fig.14.12. Sistem de răcire cu un singur canal de aer 1-canal de suflare aer rece; 2-canal de aspiraţie aer cald; 3-răcitor de aer şi ventilator; 4-stivă de produse

Se poate realiza suflarea aerului rece şi prin canale amplasate sub podea.

Fig.14.13. Sistem de răcire cu suflarea aerului prin podea 1-comandă automată ventilatoare; 2-admisie aer proaspăt; 3-higrostate; 4-ventilator axial; 5-ceas programator; 6-duze decongelare şi umidificare; 7-baterie de încălzire; 8-baterie de răcire; 9-termostate; 10-umidificator

O parte din aerul uzat iese prin fantele practicate în perete, iar altă parte se amestecă cu aerul proaspăt în camera de amestec 2 şi este recirculat cu ajutorul ventilatorului 4, peste bateriile 7 (care încălzeşte aerul iarna) şi 8 (care răceşte aerul vara). Aerul la parametrii doriţi este suflat prin canalele practicate în podea. Umidificarea aerului se realizează prin umidifiactorul 10 procesul fiind controlat de higrostatele 3. Termostatele 9 controlează funcţionarea ventilatorului (pornit când este cald şi oprit când este rece), iar ceasul programator 5, realizează decongelarea automată a bateriilor 7 şi 8 la intervalele de timp reglate. Camerele de refrigerare din industria cărnii şi a laptelui se prevăd cu răcitoare de aer carcasate, având ventilatoare proprii. Aceste răcitoare se montează pe unul dintre pereţii longitudinali, iar dacă lătimea camerei este mai mare de 6m, răcitoarele se montează pe ambii pereţi longitudinali. Pentru intensificarea circulaţiei se utilizează 136

Operații unitare în ingineria alimentară

ventilatoare auxiliare, care nu mai supun aerul uscării.

Fig.14.14. Cameră frigorifică cu răcitoare de perete multiple şi ventilatoare auxiliare (1)

Se pot utiliza şi răcitoare de aer prevăzute cu ventilator axial şi difuzor sau ajutaje pentru suflarea aerului. Acestea se montează pe unul din pereţii frontali, sau pe o platformă montată deasupra uşii de intrare. Aerul poate fi suflat astfel până la 6…7m. Acest sistem nu asigură o circulaţie foarte uniformă a aerului suflat printre tavan şi produse.

Fig.14.15. Sistem de circulare având răcitor prevăzut cu ventilator axial şi difuzor, fără canale de aer 1-baterie de răcire; 2-tavă de colectarea apei; 3-ventilator axial; 4-difuzor; 5-stive de produse; 6-obturator

Intensificarea circulaţiei aerului se poate realiza prin utilizarea ventilatoarelor centrifugale.

Fig.14.16. Sistem de circulare având răcitor prevăzut cu ventilator centrifugal, fără canale de aer 1-carcasa răcitorului; 2-admisie aer; 3-baterie de răcire; 4-ventilator centrifugal; 5-ajutaj 137

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

Tunelele de refrigerare se utilizează pentru răcirea rapidă a produselor, asigurându-se curenţi de aer cu viteze mari de curgere. Lăţimile uzuale sunt de 3 sau 6 m, iar lungimile sunt de 6, 9, 12, 15, 18 sau 24m. Înălţimile sunt de 3,6…4,8m. Circulaţia aerului poate să fie longitudinală sau transversală, fiind asigurată de ventilatoare axiale sau centrifugale. Funcţionarea poate să fie discontinuă (întreruptă de încărcare-descărcare) sau continuă. În figură este prezentat un tunel de refrigerare a semicarcaselor cu circulaţia aerului în curent longitudinal.

Fig.14.17. Tunel de refrigerare cu circulaţie longitudinală a aerului 1-tunel; 2-răcitor de aer; 3-ventilator centrifugal; 4-perete fals

Există şi tunele de refrigerare cu circulaţie transversală a aerului.

Fig.14.18. Tunel de refrigerare cu circulaţie transversală a aerului 1-răcitor de aer; 2-perete fals; 3-carcase de carne; 4-tavan fals

Tunelele de refrigerare care asigură o circulaţie verticală a aerului asigură o răcire mai uniformă. O primă variantă prezentată are răcitoarele de aer montate lateral.

Fig.14.19. Tunel de refrigerare cu circulaţie verticala a aerului şi răcitoare laterale 1-răcitor de aer; 2-tavan fals; 3-spaţiu de refrigerare

138

Operații unitare în ingineria alimentară

Răcitoarele de aer se pot monta şi în exteriorul tunelului, de unde este suflat în interior.

Fig.14.20. Tunel de refrigerare cu circulaţie verticala a aerului şi răcitoare exterioare 1-răcitor de aer; 2-ventilator axial; 3-schelet metalic de susţinere a liniilor de transport aerian; 4-tavan fals perforat; 5-carcase de carne

Intensificarea refrigerării se poate realiza utilizând sisteme de suflare a aerului (duşare) de tipul celor din figură. Temperatura aerului la ieşirea din răcitor este de -5…-7°C, iar viteza de circulaţie este de 8…10m/s.

Fig.14.21. Sisteme pentru duşare cu aer rece a)-cu canal de aer deasupra liniei aeriene; b)-cu canale de aer sub linii; c)-cu utilizarea bateriilor auxiliare de răcire. 1-canal de aer; 2-cadrul liniei aeriene; 3-ajutaj; 4-linie aeriană; 5-carcase de carne; 6-con de aer; 7-baterii de răcire auxiliare

Faţă de răcirea prin convecţie forţată, se poate reduce durata răcirii carcaselor de carne cu 2…3 ore, iar pierderea în greutate cu 20…25%, dacă se utilizează tunele de răcire rapidă prin convecţie şi radiaţie.

Fig.14.22. Tunele de refrigerare rapidă a cărnii prin convecţie şi radiaţie 1-răcitoare de aer; 2-ventilatoare; 3-fante de distribuţie a aerului; 4-baterii de răcire prin radiaţie 139

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

Refrigerarea în două faze în aceeaşi încăpere se poate realiza utilizând un răcitor de aer centralizat ca în figură. Avantajul constă în reducerea manipulărilor şi a pierderilor de căldură datorate acestora, iar dezavantajul în reprezintă necesitatea utilizării unei suprafeţe de transfer termic foarte mari.

Fig.14.23. Tunele de refrigerare rapidă în două faze în aceeaşi încăpere cu răcitor de aer centralizat; 1-răcitor de aer centralizat; 2-răcitor de aer propriu fiecărui tunel; 3-şicane; 4-trapă; 5-canale de aer rece; 6-canale se aer cald

Refrigerarea în două faze se poate realiza şi în două încăperi diferite, ca în figură. Prima fază se realizează în tunelul I timp de 4…5h, la -10…-13°C, la o viteză medie a aerului de 1m/s, iar a doua fază se realizează în tunelul II timp de 10…15h, la o temperatură de 0°C şi cu o viteză medie a aerului de 0,3m/s.

Fig.14.24. Cameră frigorifică pt. rfrigerarea rapidă a cărnii în două faze în spaţii diferite; a)secţiune longitudinală; b) planul camerei; c) plan de amplasament pt. utilaje 1,3-ventilatoare; 2-4-baterii de răcire; 5-tavă colectoare de condens; 6-linie aeriană de transport; 7-perete fals

140

Operații unitare în ingineria alimentară

Mijloacele de transport se utilizează pentru refrigerarea fructelor şi legumelor proaspete, în vederea transportului pe distanţe mari. În imagine este reprezentat un agregat frigorific pentru refrigerarea fructelor şi legumelor în vagoane C.F. Sensul de curgere a aerului printre lădiţele cu fructe sau legume din vagon, se inversează automat după 15…20min, cu ajutorul unor clapete prevăzute pe canalele de aer.

Fig.14.25. Agregat frigorific pentru refrigerarea fructelor şi legumelor în vagoane C.F.; 1-ventilator (aspiraţie); 2-vagon; 3-canal de aer; 4-răcitor de aer; 5-ventilator (refulare) 6-furtunuri flexibile de racordare

Imersia în agenţi intermediari se utilizează pentru refrigerarea unor produse vegetale, a păsărilor sau a peştelui. Ca agenţi utilizaţi pentru imersie, se utilizează: -Apă la 0,5…+2°C; -Apă de mare la -2…0°C. Un asemenea sistem pentru refrigerarea păsărilor este prezentat în figură.

Fig.14.26. Bazin pentru refrigerarea păsărilor prin imersie; 1-generator de fulgi de gheaţă; 2-palete directoare; 3-transportor; 4-sistem de acţionare; 5-racord de prea-plin; 6-elevator; 7-bazin; 8-celulă

O altă soluţie intâlnită în practică o reprezintă refrigerarea păsărilor în bazine, în curent de apă rece.

Fig.14.27. Refrigerarea păsărilor în bazine în curent de apă rece; 1-canal de circulare a apei glaciale; 2-păsări; 3-bazin iozolat termic; 4-transportor înclinat; 5-reductor; 6-plan înclinat; 7-conveer; 8-masă; 9-serpentină răcire apă; 10-izolaţia bazinului; 11-pompă; 12-conducte de recirculare apă

Pentru refrigerarea peştelui există mai multe soluţii tehnice. O instalaţie care utilizează răcitoare tubulare este prezentată în figură.

Fig.14.28. Schema instalaţiei de refrigerare a peştelui în răcitoare tubulare; a) schema instalaţiei: 1-bazin de răcire a apei de mare cu ajutorul saramurii; 2-pompă; 3-răcitor tubular pentru peşte; b) secţiune prin răcitorul tubular: 1-spaţiu de trecere pentru peşte; 2-ajutaje tangenţiale pentru intrare apă de mare răcită; 3-cameră inelară 141

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

Refrigerarea peştelui se poate realiza şi în cisterne alimentate cu apă de mare.

Fig.14.29. Schema instalaţiei de refrigerare a peştelui în cisterne de răcire alimentate cu apă de mare; 1-pompe; 2-răcitor de apă; 3-cisternă de răcire a peştelui; 4-concentrator de sare; 5-încălzitor apă; 6-filtru grosier; 7-filtru fin

Peştele poate fi refrigerat şi într-un transportor, ca cel din figură.

Fig.14.30. Schema instalaţiei de refrigerare continuă a peştelui prin imersie în apă de mare răcită, cu sistem transportor; 1-pompă; 2-ecluză rotativă pentru descărcare; 3-răcitor de apă de mare; 4-conducte de apă de mare răcită; 5-ecluză rotativă pentru încărcare; 6-transportor (coveer); 7-bazin izolat termic

Se poate realiza răcirea peştelui şi în bazine. Apa este răcită în vase cu manta, prevăzute cu agitatoare mecanice. Pentru barbotarea peştelui şi intensificarea răcirii, prin partea inferioară a bazinului se suflă aer comprimat. Peretele filtrant permite recircularea apei.

Fig.14.31. Schema instalaţiei de refrigerarea peştelui în bazine cu apă răcită în vase cu manta, prevăzute cu agitatoare; 1-agitator cu braţe; 2-manta de răcire; 3-electromotor; 4-transmisie prin curea; 5-arborele agitatorului; 6-filtru cu sită; 7-conductă de evacuare; 8-bazin; 9,10,11-distribuitoare de aer; 12-traductor de temperatură 142

Operații unitare în ingineria alimentară

Pentru refrigerarea peştelui se poate utiliza stropirea cu apă rece peste peştele care se găseşte pe transportoare suprapuse.

Fig.14.32. Schema instalaţiei de refrigerarea peştelui prin aspersie, cu transportoare suprapuse; 1-tavă colectoare a apei; 2-transportor de peşte refrigerat; 3,7,9-transportoare intermediare suprapuse; 4-alimentare cu peşte; 5-conducte de stropire; 6,8-dispozitive de ghidare

Ultima variantă prezentată pentru refrigerarea peştelui, o reprezintă utilizarea aspersiei în compartimentele de răcire a vaselor de transport.

Fig.14.33. Schema instalaţiei de refrigerarea peştelui prin aspersie, în compartimente de răcire ale vaselor de transport; 1-conducte de stropire; 2-pompă de apă; 3-vaporizator; 4-pompă de saramură; 5-filtru; 6-bazin de aspiraţie; 7-serpentine de răcire; 8-lăzi cu peşte

Refrigerarea prin contact cu gheaţă hidrică se utilizează ca procedeu industrial, la refrigerarea peştelui, a legumelor, sau a altor produse care necesită o răcire rapidăşi menţinerea suprafeţei în stare umedă cât mai lung timp. În figură este reprezentat un sistem mecanizat pentru încărcarea lăzilor cu fulgi de gheaţă, pentru refrigerarea legumelor. Masa gheţii reprezintă cca. 40% din masa legumelor supuse refrigerării.

Fig.14.34. Linie mecanizată de încărcare a lăzilor cu fulgi de gheaţă, pentru refrigerarea legumelor; 1-alimentare cu gheaţă; 2-generator de zăpadă; 3-furtun flexibil; 4-buncăr cu fulgi de gheaţă; 5-clapetă; 6-transportor cu role; 7-lăzi cu legume; 8-transportor 143

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

Refrigerarea în vid este o metodă modernă de păstrare a produselor cu conţinut ridicat în apăşi suprafaţă mare de răcire. Se utilizează în special pentru legume ca salata şi spanacul, sau pentru alge marine comestibile. Refrigerarea se bazează pe efectul de răcire datorat vaporizării la presiuni scăzute a unei părţi din apa conţinută de produse şi de apa cu care au fost stropite acestea.

Fig.14.35. Aparat de refrigerare sub vid; 1-pompă de vid; 2-cameră cu vacuum pentru introducerea produselor

Refrigerarea produselor lichide în aparate schimbătoare de căldură se aplică produselor alimentare cum sunt: lapte, smântână, bere, vin, sucuri de fructe, etc. Schimbătoarele de căldură cele mai utilizate sunt de tip: -Cu plăci; -Cu manta şi agitator interior; -Ţeavă în ţeavă; -Multitubulare. Cei mai utilizaţi agenţi de răcire sunt: -Apa glacială; -Soluţii saline; -Soluţii alcoolice. În figură este reprezentat un schimbător de căldură cu plăci pentru pasteurizarea laptelui.

Fig.14.36. Schimbător de căldură cu plăci utilizat la pasteurizarea laptelui; 1-intrare apă; 2,4,5,8-intrare lapte; 3,6,9-ieşire lapte; 7-ieşire saramură; 10-intrare apă caldă; 11-intrare apă rece; 12-intrare saramură

144

Operații unitare în ingineria alimentară

Pentru refrigerarea brânzei se poate utiliza un aparat cu doi cilindri, ca cel din imagine.

Fig.14.37. Răcitor de brânză cu doi cilindri 1-capac; 2-palete elicoidale; 3-cuţite; 4-tambur; 5-carcasă exterioară; 6-manta pentru circularea saramurii; 7-con alimentar; 8-tablou de comandă; 9-buncăr de încărcare; 10-cuplaj; 11-reductor; 12-transmisie prin curele; 13-răcitor; 14-electromotor; 15-suport

O altă soluţie pentru refrigerarea brânzei este prezentată în imaginea alăturată.

Fig.14.38. Răcitor de brânză tubular de tip Westfalia; 1-capac; 2-dispozitiv de închidere; 3-spaţiu intertubular; 4-placă tubulară; 5-cilindru interior; 6-fascicul de ţevi; 7-izolaţie termică; 8-cilindru exterior; 9,13-racorduri pentru agentul frigorific; 10-şurub de fixare a capacului; 11-flanşă; 12-stativ tubular

În practică se pot întâlni şi alte procedee, respectiv sisteme de refrigerare a diverselor produse alimentare.

14.4. Congelarea Aşa cum s-a definit iniţial prin congelare se urmăreşte reducerea din stare lichidă prin congelarea a cât mai mult din ea sub efectul scăderii temperaturii. Odată cu aceasta se urmăreşte inactivitatea microorganismelor şi enzimelor şi reducerea vitezei tuturor reacţiilor către zero. In funcţie de produs şi de utilaj se pot realiza următoarele tipuri de congelare: -

congelarea foarte lentă cu viteza medie de congelare wm < 1 mm/s;

-

congelare lentă, cu wm = 1 … 5 mm/h;

-

congelare rapidă cu wm = 5 … 50 mm/h;

-

congelare foarte rapidă cu wm > 50 mm/h. 145

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

14.4.1. Procedee de congelare Congelarea se poate realiza în sistem discontinuu sau în sistem continuu, aceasta depinzând atât de procedeul de congelare cât şi de utilajele în care se realizează congelarea. Procedeele de congelare se pot împărţi în două grupe mari: prin intermediul unei suprafeţe de schimb de căldură sau prin intermediul unui agent frigorific cu care vine în contact produsul, agentul frigorific fiind în stare lichidă sau gazoasă. Congelarea prin intermediul unei suprafeţe de schimb de căldură se realizează în mod curent între plăcile unui aparat cu care vin în contact produsul şi în interiorul cărora circulă în mod normal un agent frigorific, placa fiind evaporatorul unei maşini frigorifice. Congelarea cu agent frigorific în stare lichidă se poate realiza practic în două moduri: prin contracurent direct cu un agent frigorific intermediar, agent rămânând în stare lichidă şi prin contact direct cu un agent frigorific lichid, care în timpul congelării se evaporă. Agentul frigorific trebuie să fie necongelabil la temperatura de congelare şi nu trebuie să aibă influenţă negativă asupra calităţii produsului. Agenţii frigorifici lichizi utilizaţi în mod normal sunt soluţii de NaCl, CaCl2, glicerină, alcool etilic, etc. care datorită concentraţiei au temperatura de congelare mai coborâtă decât temperatura de congelare a produsului. Acest sistem de congelare este utilizat în special la congelarea păsărilor în sistem conveiermzat. Congelarea în contracurent direct cu un agent frigorific lichid care se evaporă se poate realiza cu azot lichid, aer lichid sau dioxid de carbon solid este răspândită la mijloacele de transport cu durată de transport mai mare iar a azotului lichid s-a răspândit în instalaţii de congelare în care produsul vine în contact direct cu agentul frigorific. Dezavantajul principal al azotului lichid este temperatura de vaporizare la presiunea atmosferică foarte scăzută (0

195,8 C) ceea ce face să se formeze, din primul moment la suprafaţa produsului, o crustă dură, care contribuie la apariţia de tensiuni interioare, datorită creşterii ulterioare a volumului produsului prin congelare. Pericolul acesta este cu cât mai mare cu cât raportul volum/suprafaţă este mai mare (la produsele în bucăţi mari). De asemenea, pericolul creşte cu creşterea conţinutului de apă congelabilă. Acest pericol se poate evita prin: -

congelarea produselor la dimensiuni reduse;

-

folosirea unei cantităţi de azot lichid mai mici, astfel ca să se diminueze schimbul de căldură pe această cale.

Congelarea în aer este însă foarte răspândită şi aplicabilă pentru orice tip de produse din aceleaşi motive indicate la refrigerare. Parametrii aerului importanţi pentru realizarea congelării sunt temperatura şi viteza de circulaţie. Sub aspectul umezelii relative, ţinând seama că de obicei se lucrează cu recircularea de aer, întotdeauna aerul va avea la intrare umezeala relativă apropiată de 100%. Temperatura aerului trebuie aleasă astfel ca să poată realiza congelarea în condiţiile prescrise, determinat fiind temperatura de congelare, tipul de congelare realizat şi natura produsului supus congelării. Se adoptă pentru aer 0

temperaturi care ajung la -30 … -50 C, iar în instalaţia de răcire a aerului cu agent frigorific primar, se adoptă diferenţe de temperatură între 5 – 12 grd., determinat de mărimea suprafeţei de schimb de căldură şi durata anuală de funcţionare. La durate mari de funcţionare se iau diferenţe de temperaturi mai mari, ca să fie necesare suprafeţe de transfer de căldură

146

Operații unitare în ingineria alimentară

mai mici. Micşorarea suprafeţei de transfer de căldură reduce pierderea de presiune a aerului la trecerea peste aceasta şi drept consecinţă se reduce consumul de energie pentru vehicularea aerului. Viteza aerului variază în funcţie de natura produsului, de mărimea bucăţii, de faptul dacă produsul este supus congelării ambalat sau în vrac, de temperatura aerului, de tipul de utilaj în care se realizează congelarea, de tipul de congelare care se urmăreşte să se realizeze. Mărirea vitezei aerului, ca şi în cazul refrigerării, atrage după sine o creştere a coeficientului parţial de transfer de căldură, însă atrage şi o creştere a pierderilor de presiune şi ca o consecinţă, o creştere a consumului de energie. Pentru determinarea vitezei aerului, este necesar să se facă un calcul de optimizare pe baza căruia să se stabilească condiţia de consum minim de energie pe tona de produs, ţinând seama şi de variabilele duratei de congelare cu viteza aerului. Valoarea optimă a vitezei de circulaţie a aerului este determinată şi de dimensiunile produsului supus congelării, care intervine în mărimea duratei de congelare.

14.4.2. Camere şi tunele de congelare. In camerele sau în tunele, congelarea se realizează discontinuu, produsul finit staţionar. Agentul care preia căldura de la produs este aerul care în timpul realizării operaţiei se încălzeşte şi în unele cazuri (la refrigerare în special) preia umiditate de la produs. Indiferent dacă congelarea se realizează într-o cameră sau într-un tunel, pe lângă parametrii aerului care trebuie să fie caracteristici procesului, este important sistemul de circulaţie al aerului. In fig. 14.5 este dată o schemă cu diferite sisteme de circulaţie a aerului în camere de congelare. Se pot realiza şi alte sisteme de circulaţie, care să urmărească activitatea transferului de căldură. La toate tipurile de camere aerul este refulat la partea superioară deasupra produselor, de obicei suspendate în camere, indiferent de tipul camerei, de obicei, rămâne în cadrul operaţiilor lente. Suprafaţa de schimb de căldură, de obicei, este formată din elemente tubulare montate pe perete.

Fig.14.5. Sisteme de circulație a aerului în camerele de congelare

Celulele de congelare sunt camere frigorifice de dimensiuni reduse, complet izolate termic, destinate produselor de dimensiuni reduse, de regulă preambalate, aşezate în tăvi, pe rastele mobile. Produsele pentru care se utilizează cel mai des asemenea celule sunt: -Unt preambalat în cutii de carton; -Măruntaie de pasăre preambalate în pungi din material plastic; -Pachete cu carne tranşată; -Peşte sub formă de brichete, etc. Ventilatoarele asigură un debit de 150…200 recirculări pe oră a volumului celulei goale. În figură este prezentat un sistem de congelare în celule, cu circulare longitudinală a aerului.

147

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

Fig.14.39. Celule ce congelare cu circulaţie forţată a aerului; 1-răcitoare de aer carcasate cu ventilatoare axiale; 2-spaţiu de congelare

In tunelele de refrigerare respectiv congelare, în funcţie de natura produsului, de sistemul de aşezare, de ambalajul în care se găseşte produsul, circulaţia aerului poate fi longitudinală, transversală sau în unele cazuri verticală. In fig. 14.40 este prezentat schematic un tunel cu circulaţia aerului în lungul tunelului (longitudinală), iar în fig. 14.41 este prezentat schematic un tunel cu circulaţia aerului transversală. In ambele cazuri ventilatorul este prevăzut cu motor electric care să permită schimbarea sensului de rotaţie al ventilatorului şi în acelaşi timp sensul de circulaţie al aerului pentru a se putea realiza o refrigerare cât mai uniformă în întregul tunel. Aerul are o circulaţie în sistem închis. Surplusul de apă antrenat de aer prin scăderea în greutate a produsului, se condensează pe suprafaţa de schimb de căldură a răcitorului de aer şi este 0

colectat în tava de colectare de sub răcitor. Când temperatura aerului este mult sub 0 C (în special în cazul congelării) vaporii se solidifică pe răcitorul de aer şi periodic gheaţa trebuie să fie topită de pe suprafaţa de schimb de căldură. Temperatura aerului este determinată de operaţia care se realizează: refrigerare sau congelare.

Fig.14.40. Tunel cu circulație longitudinal a aerului. 1-produsul; 2-ventilator; 3-schimbător de căldură; 4-tavă colectare apă; 5,6-șicane.

Fig.14.41. Tunel cu circulație transversal a aerului. 1-produsul; 2-ventilator; 3-schimbător de căldură; 4-apă colectată; 5-tavă de colectare. 148

Operații unitare în ingineria alimentară

Tunelele de congelare sunt spaţii frigorifice izolate având lungimea mult mai mare decăt lăţimea. Aerul are temperaturi de -25…-40°C, iar viteza de minimum 1,5m/s fără produse. Se utilizează pentru congelarea rapidă a următoarelor tipuri de produse: -Carcase de carne; -Păsări preambalate, etc. Durata ciclului de congelare depinde de natura produselor: -2 ore pentru produse mărunte preambalate; -12…18 ore pentru semicarcase de carne; -24…40 ore pentru păsări preambalate în cutii de carton. Circulaţia aerului în tunele poate să fie: -Longitudinală; -Transversală verticală; -Mixtă. Indiferent de modul de circulaţie, trebuie asigurate spaţii pentru recircularea aerului. Câteva exemple de tunele de congelare sunt prezentate în figură.

Fig.14.42. Tunele de congelare cu circulaţie forţată a aerului; a) circulaţie longitudinală utilizând plafon fals; b) circulaţie longitudinală utilizând perete despărţitor (paravan); c) circulaţie longitudinală utilizând deflectoare; 1-spaţiu de congelare; 2-răcitoe de aer; 3-ventilator; 4-plafon fals; 5-paravan lateral; 6-retur aer recirculat

În tunele, produsele trebuie aşezate în plane paralele cu direcţia de curgere a aerului, pentru a nu stânjeni circulaţia aerului. Două variante de aşezare sunt prezentate în figură.

149

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

Fig.14.43. Modul de aşezare a produselor în tunelele de congelare; a) pe linii aeriene longitudinale; b) pe linii aeriene trnsversale

O circulaţie foarte eficientă a aerului se obţine prin alăturarea a două tunele de congelare, ca în figură, obţinându-se tunele de congelare îngemănate. Acestea au avantajul că aerul are un rol activ pe întreg circuitul.

Fig.14.44. Tunele de congelare îngemănate; 1-spaţiu de congelare; 2-răcitoare de aer; 3-ventilatoare

Pentru congelarea carcaselor de animale având dimensiuni mai reduse (viţei, berbeci, etc.) este recomandată circulaţia verticală a aerului rece.

Fig.14.45. Tunele de congelare cu suflare verticală a aerului; 1-spaţiu de congelare; 2-răcitoare de aer; 3-ventilator; 4-plafon perforat; 5-cameră de depresiune

Tunelele de congelare cu circulaţie mixtă au răcitoarele amplasate perfect simetric pe pereţii frontali, ca în figură.

150

Operații unitare în ingineria alimentară

Fig.14.46. Tunel de congelare cu circulaţie mixtă a aerului

Aparatele de congelare cu funcţionare semicontinuă sunt caracterizate prin deplasarea mecanizatăşi întreruptă (sacadată) a produselor în spaţiul de congelare. Sunt întâlnite în unele abatoare pentru congelarea păsărilor preambalate în cutii de carton.

Fig.14.47. Tunel de congelare cu funcţionare semicontinuă 1-vaporizator; 2-deflector; 3-cărucior rastel; 4-ventilator; 5-cablu de antrenare; 6-tubulatură aer; 7-uşi batante; 8-bară şi dispozitiv de acroşare

Apartele de congelare cu funcţionare continuă sunt în general specializate pentru anumite categorii de produse. Toate operaţiile de transport sunt mecanizate şi complet automatizate, un exemplu de conveier pentru transportul produselor congelate fiind prezentat în imagine.

Fig.14.48. Conveier pentru transportul automatizat al produselor congelate

Sistemele de congelare continuă sunt intercalate în linii tehnologice care au asigurat un flux continuu de fabricaţie. În figură este reprezentat un tunel de congelare cu circulaţie longitudinală a aerului, utilizat pentru congelarea în 151

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

flux continuu a carcaselor de carne suspendate de cârlige cu role, care se deplasează pe căile aeriene de rulare tractate de un conveier cu lanţ.

Fig.14.49. Tunel pentru congelare în flux continuu cu circulaţie longitudinală a aerului; 1-spatiu de congelare; 2-racitoare de aer; 3-ventilatoare; 4-plafon fals; 5-conveier

Un alt tunel de congelare cu funcţionare continuă este cel pentru călirea îngheţatei, produs de firma daneză Hoyer şi reprezentat în imagine:

Fig.14.50. Tunel pentru călirea îngheţatei, produs de firma Hoyer; 1-conveier alimentare; 2-conveier descărcare

14.4.3. Sisteme de congelare prin fluidizare In categoria utilajelor cu funcţionare continuă, pe plan mondial s-au realizat o serie de tipuri de utilaje caracteristice unor firme constructoare şi produselor supuse congelării. Dintre cele mai moderne aparate de congelare sunt aparatele cu funcţionare în strat fluidizat, în care deplasarea produsului şi transferul de căldură de la produs la agentul de răcire se realizează pe principiile fluidizării sau în aparatele mixte: fluidizare în paralel cu congelare în strat fix. Se cunosc o serie de tipuri de utilaje de congelare care funcţionează prin fluidizare. Unele dintre aceste utilaje este cel de tip Flofreeze. Congelatorul de acest tip (fig. 14.51) are circulaţia aerului transversal pe tunel şi posibilitatea de a realiza viteze de circulaţie care să asigure fluidizarea produsului ce ajunge în jgheabul de fluidizare, în funcţie de tipul de produs. Înălţimea stratului de produs fluidizat, de asemenea, variază în funcţie de tipul de produs congelat prin fluidizare. La mazăre startul de produs fluidizat este de 120 – 150 mm. Grosimea stratului, respectiv debitul de produs se realizează acţionând asupra ritmului de alimentare şi variind înălţimea pragului de deversare care reglează ritmul de evacuare.

152

Operații unitare în ingineria alimentară

Fig.14.51. Congelator Flofreeze. 1-bandă de alimentare cu produs; 2-jgheab de fluidizare; 3-pâlnie de evacuare; 4-prag de deversare.

Datorită pierderilor de presiune mai mari provocate de viteza mare a curentului de aer pentru a se asigura viteza de fluidizare necesară, ventilatoarele sunt de tipul centrifugal. Alte aparate au în locul jgheabului o bandă transportoare care asigură deplasarea continuă. Aparatele de congelare în strat fluidizat cu bandă transportoare, au banda transportoare cu viteză reglabilă, realizată din sârmă de oţel inoxidabil. În imagine este prezentat un asemenea aparat produs de firma Lewis.

Fig.14.52. Congelator în strat fluidizat de tip Lewis; 1-carcasă izolată; 2-platformă vibratoare pentru separarea apei; 3-dozator pâlnie; 4-bandă alimentare; 5-zonă de suflare aer cu presiune ridicată; 6-dispozitiv de realizare a unui strat uniform; 7-zonă de fluidizare minimă; 8-ventilator radial; 9-ventilator axial; 10-pâlnie evacuare

Congelatorul spiral reprezintă o soluţie foarte modernă pentru congelarea produselor alimentare de dimensiuni reduse. Acest tip de aparat, reprezentat în imagine, este produs pentru diferite capacităţi de congelare, de compania suedeză Frigoscandia.

Fig.14.53. Congelator spiral Frigoscandia; 1-încărcare; 2-panou de comandă; 3-uşă de acces; 4-incintă izotermă; 5-vaporizator; 6-ieşirea produselor; 7-întoarcerea covorului transportor; 8-sistem de antrenare; 9-covor transportor Frigobelt, 10-spălarea covorului transportor 153

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

14.4.4. Sisteme de congelare cu azot lichid Se cunosc mai multe tipuri de aparate pentru realizarea congelării în azot lichid. Aparatul Cryotransfer fig.14.54. este format dintr-o bandă transportoare 1, pe care se deplasează produsul care circulă prin trei spaţii separate între ele, un spaţiu precongelare 2, un spaţiu de congelare în care se pulverizează azot lichid prin duzele 5 din care cu ventilatorul 6 se recirculă faza gazoasă în zona 2 pentru precongelare. Produsule congelate, după congelare, trec într-un spaţiu de uniformitate a temperaturii. Toată congelarea cu azot lichid se realizează sub formă de congelare rapidă între 0,5 – 20 min. după tipul produsului, mărimea bucăţilor şi debitul de azot lichid introdus raportat la debitul de produs supus congelării. Rapiditatea congelării se datorează în primul rând diferenţei mari de temperatură între agentul de congelare şi produs. Consumul specific de azot lichid este determinat de conţinutul iniţial de apă din produs şi de proporţia de apă congelabilă. Consumul specific de azot lichid variază între 0,6 – 1,6 kg/kg produs. Intr-o măsură consumul specific este şi un element regulator al vitezei de congelare şi al diferenţei de temperatură dintre azot şi produs.

Fig.14.54. Aparatul Cryotransfer.(schema). 1-bandă transportoare; 2-zona de precongelare; 3-zona de congelare; 4-zona de evacuare; 5-pulverizator de azot lichid; 6-ventilator; 7-conducte pentru azot gazos.

Instalaţia de congelare cu azot lichid este simplă, fiind lipsită de suprafeţe de schimb de căldură. Insă congelarea cu azot lichid – din cauza preţului acesteia – este scumpă în comparaţie cu alte tipuri de congelare. Congelarea cu azot lichid se poate aplica atât pentru produse preambalate cât şi pentru produse neambalate, acestea constituind un avantaj faţă de congelarea prin fluidizare care se aplică numai la produse neambalate.

14.4.5. Utilaje pentru congelarea prin intermediul unei suprafeţe de schimb de căldură Spre deosebire de celelalte sisteme de refrigerare, respectiv congelare, la care transferul de căldură între agentul frigorific şi suprafaţa produsului se realizează prin convecţie, la congelarea prin intermediul unei suprafeţe de schimb de căldură transferul de căldură se realizează prin conducţie. Principalele tipuri de aparate utilizate în acest scop sunt aparatele cu plăci, la care agentul frigorific circulă în interiorul plăcii, plăcile fiind de fapt evaporatorul unei maşini frigorifice. Congelatorul funcţionează discontinuu. In mod curent se folosesc două tipuri de plăci şi anume: -

plăci din oţel în contact cu ţevi interioare prin care circulă agentul frigorific (fig. 14.55.a);

-

plăci dintr-un aliaj de aluminiu, obţinute de obicei prin turnare, cu spaţiul interior compartiment pentru dirijarea circulaţiei agentului frigorific (fig. 14.55.b).

154

Operații unitare în ingineria alimentară

Fig.14.55. Tipuri de plăci folosite în mașinile frigorifice. a-plăci de oțel; b-plăci din aliaj de aluminiu.

Plăcile de la ultimul tip sunt mai avantajoase deoarece întreaga suprafaţă este în contact cu agentul frigorific. Pe de altă parte fiind confecţionate din aluminiu sunt mult mai uşoare decât plăcile cu feţe cărora vin în contact. Plăcile sunt aşezate orizontal şi branşate la instalaţia frigorifică prin furtune flexibile, rezistente la presiune. Plăcile sunt legate între ele prin bolţuri care le permit să se îndepărteze sau să se apropie una de alta. Îndepărtarea sau apropierea se realizează prin intermediul unui dispozitiv hidraulic montat deasupra camerei izolate. Dispozitivul hidraulic are un cilindru cu piston. La cursa pistonului în sus bolţurile permit deplasarea plăcilor, la cursa pistonului în jos plăcile se apropie una de alta, distanţa minimă dintre plăci fiind reglată de şipci de distanţare care au rolul să asigure distanţa minimă dintre plăci, fără să strivească bucăţile de produs. Acest tip de aparat este întrebuinţat, în genere, pentru congelarea produselor preambalate. Incinta în care se găsesc plăcile este izolată termic, este prevăzută cu uşi de acces pe două laturi opuse pentru izolarea şi scoaterea produselor. Pe una din laturile fixe sunt montate racordurile flexibile prin care se realizează circulaţia agentului frigorific. De regulă fiecare congelator îşi are agregatul său frigorific. Aparatul Tehnofrig DCP 9, care face parte din această categorie, este construit cu 9 plăci, distanţa între plăci se poate regla între 30 – 90 mm., răcirea plăcilor se realizează prin detentă directă de amoniac. Capacitatea de congelare este 3000 – 5000 kg/24h.

Fig.14.56. Aparatul Tehnofrig DCP 9. 1-plăci de aluminium; 2-bolțuri; 3-suporți; 4-cilindru de presiune; 5-piston; 6-șipci distanțiere; 7-produs.

Congelatoarele cu plăci orizontale se utilizează pentru produse preambalate având formă paralelipipedică şi grosimi de maxim 100 mm. Un asemenea congelator de tip Sabroe este prezentat în imagine.

155

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

Fig.14.57. Congelator cu plăci orizontale; 1-distribuitor agent frigorific; 2-furtun de legătură între distribuitor şi plăci; 3-placă; 4-spaţiu pentru produse; 5-uşă; 6-cilindru hidraulic

Congelatoarele cu plăci rotative, au plăcile dispuse radial în interiorul unui tambur cu arbore orizontal. Asemenea aparate, ca cel prezentat în figură sunt destinate congelării cărnii dezosate, a peştelui şi fileului de peşte în bloc.

Fig.14.58. Congelator cu plăci rotative; 1-instalaţie alimentare; 2-tablou de comandă; 4-secţie de congelare; 5-cap divizor pentru amoniac; 6-dozator volumic; 7-scară; 8-axul rotorului; 10-dispozitiv de descărcare; 11-masă de descărcare

Aparatele de congelare cu cilindrii metalici sunt prevăzute cu un dispozitiv de îndepărtare a produsului de pe suprafaţa răcită, în scopul realizării unui transfer termic mai bun de la suprafaţa metalică la produs. Asemenea aparate sunt freezerele pentru obţinerea îngheţatei la pahar.

Fig.14.59. Freezer pentru obţinerea îngheţatei la pahar; 1-cilindrul freezerului; 2-şnec (amestecător); 3-robinet de curgere a îngheţatei; 4-vas de alimentare a cilindrilor; 5-dispozitiv de curgere a amestecului în cilindrii; 6-dispozitiv pentru deschiderea robineţilor de îngheţată; 7-capac; 8-motoare electrice de antrenare a şnecurilor; 9-compresor; 10-electromotorul compresorului; 11-condensator răcit cu apă; 12-vaporizator; 13-role de rulare 156

Operații unitare în ingineria alimentară

Congelarea prin imersie în agenţi intermediari are un domeniu de aplicare mai restrâns, fiind limitat la congelarea păsărilor preambalate în pungi din materiale impermeabile şi la congelarea directă a unor specii de peşti. Cele mai utilizate saramuri sunt: -Saramura de clorură de calciu; -Propilenglicol. Congelarea prin contact cu agenţi criogenici este o metodă foarte utilizată în prezent şi constă în aplicarea unui şoc termic produsului prin contact direct cu agenţi criogenici având temperaturi foarte scăzute. Cei mai utilizaţi agenţi criogenici utilizaţi sunt: -Azotul lichid; -Aerul lichid; -Protoxidul de azot. În imagine este prezentat un tunel criogenic de congelare.

Fig.14.60. Tunel criogenic de congelare cu azot; 1-încărcare; 2-evacuare vapori; 3-ventilatoare; 4-ventil pentru azot; 5-panou de comandă; 6-descărcare; 7-rampă de injecţie; 8-covor transportor; 9-motoreductor

14.5. Calculul instalaţiilor de refrigerare – congelare Stabilirea dimensiunilor tehnologice se face de la utilaj la utilaj în funcţie de caracteristicile constructive şi funcţionale.

14.5.1. Determinarea necesarului de frig Cantitatea de căldură care trebuie preluată de la produs la refrigerare se determină pe bază de bilanţ caloric, ţinându-se seama de tipul instalaţiei şi de agentul de răcire utilizat. Ţinând seama că există numai refrigerare, căldura preluată este de natura căldurii sensibile şi se calculează pe baza relaţiei de tip:

Qpr  M .c(ti  t f ) [J]

(14.14)

în care: M este cantitatea de produs supus refrigerării sau debit în cazul instalaţiilor în flux continuu; c – căldura specifică medie a produsului; ti, tf – temperatura iniţială respectiv temperatura finală medie a produsului.

157

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

Căldurile specifice medii ale produselor se pot lua din tabele sau în caz că nu se găsesc date se pot calcula pe baza relaţiei cunoscute, în funcţie de conţinutul în umiditate. Temperatura finală medie a produsului – considerată şi temperatura de refrigerare – se ia ca valoare medie între temperatura suprafeţei produsului şi temperatura din centrul bucăţii de produs supusă refrigerării. La această cantitate de căldură necesară pentru realizarea răcirii produsului trebuie să se adauge şi căldurile pierdute şi anume: - căldura pierdută de la mediul ambiant prin transfer de căldură din exterior spre interiorul incintei, care se calculează pe baza relaţiei de tip:

Qp  k. A.tmed . [J]

(14.15)

în care: k este coeficientul total de transfer de căldură la care se realizează transferul între exterior şi incintă; A – suprafaţa de transfer de căldură prin care se realizează transferul; ∆tmed – diferenţa de temperatură medie, între exteriorul şi interiorul incintei, care trebuie determinată ţinând seama de condiţiile concrete în care se realizează transferul; τ – durata operaţiei de refrigerare pentru instalaţiile de refrigerare discontinuă. La inst. de refrigerare continuă τ =1. Valoarea coeficientului total de transfer de căldură poate fi determinat pe considerente economice, determinându-se pe această cale grosimea izolaţiei sau se iau valori medii de k şi în funcţie de acestea se determină grosimea izolaţiei. 2

Valorile medii ale lui k sunt cuprinse între 0,3 … 0,5 W/(m grd). - necesarul de căldură care trebuie preluat de la apa care se evaporă din produs (pierderi în greutate). Aceasta trebuie determinată ţinând seama de căldura de evaporare a apei din produs în condiţiile respective.

Qpg  M .r [J]

(14.16)

în care: ∆M este pierderea în greutate raportată la cantitatea (debitul) de produs supus refrigerării, care se poate calcula pe baza relaţiei (14.13); r – căldura de vaporizare la temperatura de refrigerare. - în cazul în care pentru răcire sunt necesare anumite dispozitive (cărucioare, conveiere, etc.) trebuie să se preia şi căldura de răcire a acestor dispozitive (Qd). necesarul de căldură de preluat se calculează pe baza unei ecuaţii calorimetrice de tipul (14.13) înlocuind cu parametrii corespunzători dispozitivele de la care trebuie preluată căldura. De remarcat că dispozitivele respective fiind de obicei metalice, acestea ajung prin răcire la temperatura spaţiului în care se realizează refrigerarea, care este mai coborâtă decât temperatura de refrigerare. Ţinând seama de cele de mai sus necesarul de căldură care trebuie preluat (necesarul de frig care trebuie asigurat) pentru refrigerare este:

Qr  Qpr  Qp  Qpg  Qd

(14.17)

Necesarul de agent de răcire se va determina în funcţie de valoarea lui Q r şi ţinând seama de condiţiile concrete ale agentului respectiv (aer, fluid care se încălzeşte, agent frigorific care se evaporă). In funcţie de Qr – în cazul când transferul de căldură se realizează prin intermediul unei suprafeţe – se determină şi suprafaţa de transfer de căldură necesară. Chiar la răcirea cu aer apare o suprafaţă de transfer de căldură necesară în utilajul respectiv pentru răcirea aerului. La congelare bilanţul caloric prezintă particularităţi legate de natura operaţiei şi în unele cazuri chiar de utilajul în care se realizează congelarea, fapt care impune să se facă adaptările obişnuite legate de pierderile în greutate, de pierderile de frig datorită mediului înconjurător, de dispozitivele care apar pentru deplasarea produselor. 158

Operații unitare în ingineria alimentară

Spre deosebire de refrigerare, pentru calculul căldurii care trebuie preluată de la produs, trebuie să se ţină seama de starea produsului la începutul operaţiei, de proporţia de apă din produs, de proporţia de apă care se congelează, de temperatura medie finală după congelare. In cazul stării iniţiale trebuie să se ia în considerare dacă produsul a fost refrigerat în prealabil într-o altă instalaţie – cazul uzual – sau dacă se introduce în instalaţia de congelare nerefrigerat. Căldura, care trebuie preluată de la produs pentru realizarea congelării se poate calcula pe baza relaţiei:

a b   Qpr  M c1 (ti  tc )  . .L  cs (tc  t f ) [J] 100 100  

(14.18)

relaţia care ţine seama de o răcire iniţială, cu apa în fază lichidă, de fenomenul de solidificare a apei şi de continuarea răcirii cu o parte din apă adusă în stare solidă. In relaţia de mai sus M este cantitatea (debitul) de produs supus refrigerării; c1, cs – căldura specifică a produsului cu apa în stare lichidă (ca la refrigerare), respectiv cu o proporţie de apă în stare solidă; ti, tc, tf – temperatura produsului la intrarea în instalaţia de congelare, respectiv temperatura de congelare, respectiv temperatura medie finală a produsului la sfârşitul operaţiei; a – conţinutul procentual de apă al produsului (la începutul operaţiei); b – conţinutul procentual de apă ce congelează din totalul apei (% din a); L – căldura latentă de solidificare a apei. Trebuie să se remarce următoarele: -

căldura specifică a produsului cu o parte din apă în fază solidă este mai mică decât căldura specifică a produsului cu toată apa în stare lichidă, deoarece căldura specifică a gheţii este mai mică decât căldura specifică a apei;

-

temperatura de congelare în realitate nu este constantă, ci egală cu temperatura de solidificare a gheţii. Ea variază în funcţie de conţinutul iniţial de substanţe dizolvate (scăderea punctului de congelare) şi de proporţia de apă congelabilă. Se poate vorbi de un palier de congelare. La alegerea temperaturii de congelare trebuie să se ţină seama de aceste elemente.

-

În literatură se găsesc relaţii pe baza cărora se determină necesarul de căldură la congelare, cuprinzând căldura latentă în cadrul căldurii sensibile, prin mărirea căldurii specifice, respectiv prin stabilirea unei entalpii a produsului la fiecare temperatură. Relaţiile respective prezintă oarecare elemente de comoditate în calcul, însă pot duce uşor la erori.

Bilanţul caloric pentru congelare este definit de aceeaşi relaţie ca şi pentru refrigerare şi pentru stabilirea necesarului de frig se poate folosi aceeaşi relaţie (14.18) cu corecturile specifice pentru fiecare termen. De asemenea, la stabilirea necesarului de agent de răcire trebuie să se ţină seama de condiţiile concrete ca şi la refrigerare.

14.5.2. Durata operaţiei de refrigerare – congelare Stabilirea duratei de refrigerare, respectiv a vitezei de răcire se reduce de fapt la o problemă de transfer de căldură prin conducţie în regim nestaţionar, cu flux termic în toate direcţiile, posibil de rezolvat pentru particule de formă definită regulată prin metoda diferenţelor finite. In special pentru refrigerare s-au elaborat mai multe metode, care ţin seama de faptul că în acela mai multe cazuri trebuie să se refrigereze particule de diferite forme şi în special care au formă neregulată. Dintre metodele care dau rezultate mai apropiate de realitate, este metoda lui Bäckstrom. In procesul de refrigerare trebuie să se transmită o cantitate de căldură de la produs la agentul de răcire, ca prin aceste, produsul să se răcească pe seama căldurii preluată de agentul de răcire. Acest fenomen se poate descrie prin relaţia: 159

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

 . A(tc  ts )d 

M .c.dt   . A(ts  ta )d 

[J]

(14.19)

în care notaţiile sunt cele obişnuite cu precizările următoare: ts, ta, tc sunt temperaturi la suprafaţa produsului (s), în centrul produsului (c) sau temperatura agentului de răcire (a), iar δ reprezintă ½ din grosimea particulei supusă răcirii. Considerând temperatura mediului de răcire o constantă (t a), alura curbei de răcire pe grosimea produsului este o exponenţială, ţinând seama că şi temperatura suprafeţei produsului şi temperatura din centrul produsului sunt variabile în timp de la o temperatură iniţială comună, la o temperatură finală diferită. Diferenţa de temperatură între centrul şi suprafaţa produsului dispare de fapt numai în timpul depozitării. Această diferenţă scade pe măsură ce procesul de refrigerare avansează. (fig. 14.61).

Fig.14.61. Variația temperaturii la suprafața și în centrul produsului la refrigerare.

Pentru calculul valorii lui α în cazul produselor alimentare neambalate refrigerate în curent de aer, după Bäckstrom se poate utiliza relaţia:



  (5  3,4w)1  

pm  pv    3,5 [W/(m2K)] tim  ta 

(14.20)

în cazul când w < 5 m/s, sau în cazul când w > 5 m/s:



  (2  10 w )1  

10( pm  pv )    3,5 [W/(m2K)] tim  ta 

(14.21)

în care: pm – pv este diferenţa presiunilor parţiale între presiunea de vapori a apei din material şi presiunea vaporilor de apă din aerul din mediul înconjurător; tim, ta – temperatura iniţială a produsului respectiv temperatura aerului; w – viteza aerului. Valoarea lui pm se calculează la temperatura medie a suprafeţei produsului, care la rândul său se calculează pe baza relaţiei:

tm  t f m 

ti  t f m 5

0

[ C]

(14.22)

Durata operaţiei de congelare se determină cu o expresie obţinută pornind de la relaţia (14.19), transformată prin integrare şi anume:



M .c tim  ta ln [s] k . A t f m  ta

In această relaţie valoarea lui k se determină din relaţia: 160

(14.23)

Operații unitare în ingineria alimentară

1 1 3D 2 [(m K)/W]   k  16.

(14.24)

în care D este grosimea (dimensiunea) de calcul pentru produsul supus refrigerării. Pentru produsele cu formă definită D = 2δ din relaţia (14.19). pentru carcasele la care nu se cunoaşte decât masa:

D  0,047 M [m]

(14.25)

unde M are aceeaşi semnificaţie ca în relaţia (14.19) respectiv (14.23) reprezentând masa carcasei. Calculul duratei de congelare este mai dificil decât al duratei de refrigerare. Dificultatea suplimentară provine din cauza schimbării de stare fizică a unei părți din apă, care se realizează pe un interval de temperatură, cu variația conductivității termice. Transferul de căldură la congelare se realizează tot în regim nestaționar ca și la refrigerare. Pe perioada de congelare datorită variaţiei conţinutului de săruri dizolvate temperatura nu este o constantă. Totuşi în variaţia temperaturii produsului se regăseşte palierul caracteristic congelării referindu-ne la temperatura din centrul produsului (fig.14.62.).

Fig.14.62. Variația temperaturii la suprafața și în centru produsului în timpul congelării.

Pentru calculul orientativ al duratei de congelare se face unele simplificări şi anume: -

se consideră că întreaga cantitate de căldură se ia la temperatura de congelare;

-

se consideră că produsele sunt omogene şi izotrope;

-

se consideră că temperatura mediului care preia căldura rămâne constantă;

-

pentru conductivitatea termică a produsului se ia o valoare medie.

Durate congelării propriu-zise τc, ca valoare aproximativă se poate determina pe baza relaţiei:

c 

  ic  1 . .    [s] t  A.k B. 

(14.26)

în care: A şi B sunt coeficienţi dependenţi de forma geometrică a produsului supus congelării. Valorile lui A şi B se dau în tabela 14.1. Se constată că de regulă B = 4A. ∆t este diferenţa de temperatură între temperatura de congelare şi temperatura medie a agentului de răcire ∆t = t c – tam.

 1 1    i [(m2K)/W] i k 

(14.27)

  /   caracterizează produsul şi materialul de ambalare. Pentru diverse materiale de ambalare valorile termenului   /   sunt precizate în tabela 14.2. Valorile termenului   /   sunt date experimental pentru domeniu restrâns. Valoarea termenului

i

i

i

i

i

i

δ este grosimea produsului, respectiv ambalajul prin care se produce transferul de căldură prin conductivitate termică; 161

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

∆ic – diferenţa de entalpie la congelarea produsului (între începutul şi sfârşitul congelării), deci conţinând căldura de congelare a cantităţii de apă care trece fin stare lichidă în stare solidă; λ, λi – conductivitatea termică a produsului, respectiv a materialelor pentru ambalaj; α – coeficient parţial de transfer de căldură de la produse la agentul de transfer de căldură. La congelare valoarea lui α se poate determina din relaţia: 0,8

α = 7,5 w w fiind viteza aerului.

162

2

[W/(m K)]

(14.28)

Operații unitare în ingineria alimentară

Partea III

OPERAŢII CU TRANSFER DE MASĂ

163

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

164

Operații unitare în ingineria alimentară

Capitolul 15 USCAREA MATERIALELOR

15.1. Noţiuni introductive. Definirea operaţiei Materialele naturale sau produsele fabricate conţin proporţii variabile de umiditate provenită din contactul cu apă lichidă sau cu vaporii de apă din aer; uneori umiditatea este apa reacţiilor chimice care au generat produsul sau apa de constituţie structurală. Pentru necesităţi de prelucrare, depozitare sau conservare, convenienţe de transport sau cerinţe de utilizare, procesele tehnologice prevăd frecvent operaţii pentru reducerea sau înlăturarea practic totală a apei conţinute. Operaţiile pentru îndepărtarea apei sunt numeroase şi anume: - operaţii mecanice (sedimentarea, filtrarea, centrifugarea, presarea etc.) ; - operaţii termice (evaporarea, răcirea prin autoevaporare etc); - operaţii de difuziune (extracţia, absorbţia); - operaţii termice şi de difuziune (uscarea, cristalizarea, distilarea, rectificarea). Uscarea este operaţia unitară care constă în evaporarea superficială a umidităţii, urmată de transportul vaporilor formaţi, cu ajutorul unui agent purtător de căldură cum ar fi aerul sau gazele calde (proces termic) şi concomitent difuziunea umidităţii din interiorul materialelor către suprafaţă (proces de transfer de masă). In industria alimentară, operaţia de uscare este foarte răspândită putându-se afirma că umiditatea se elimină din produs pentru a asigura conservabilitatea. Conţinutul maxim de umiditate al produselor alimentare la care conservabilitatea este asigurată variază în funcţie de produs în limite destul de largi (20 - 2 %), corespunzător valorii la care nu se mai pot dezvolta microorganismele. Utilizarea uscării în industria alimentară trebuie să ţină seama de faptul că anumite componente ale produselor alimentare sunt termosensibile, ceea ce impune conducerea procesului într-un anumit mod. Uscarea se poate realiza prin fierbere sau prin antrenare. Uscarea prin fierbere, analog evaporării, presupune aducerea produsului la o temperatură la care presiunea de vapori a lichidului volatil din produs atinge valoarea presiunii din aparat, la care lichidul se vaporiazează eliminându-se sub formă de fază de vapori. Metoda se întâlneşte şi la uscarea prin depresiune (vid) sau la uscarea prin sublimare (liofilizare) a produselor congelate. Uscarea prin antrenare presupune produsul în contact cu o fază gazoasă (independentă), sistemul evoluând spre echilibru între presiunea parţială a vaporilor lichidului în faza gazoasă şi a celei de la suprafaţa produsului. In acest caz căldura necesară evaporării lichidului se furnizează prin intermediul gazului-agent de antrenare a umidităţii.

15.1.1. Factori care influenţează uscarea Operaţia de uscare este influenţată de factori care se referă la: - produsul supus uscării; umiditatea iniţială şi umiditatea finală; - debitul, natura şi forma de prezentare a produsului; 165

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

- termosensibilitatea; - friabilitatea; - deformabilitatea, degradabilitatea componenţilor, impurificabilitatea produsului etc; - agentul de uscare: temperatură, umezeală relativă, conţinut de umezeală, presiune compoziţie chimică, impurităţi etc; - operaţia de uscare în sine: temperatura maximă admisă, durata uscării, sistemul de funcţionare, viteza de uscare admisă.

15.1.2. Clasificarea materialelor umede In sistem industrial uscarea se poate aplica atât materialelor cu structură cristaloidă cât şi celor cu structură coloidă. In industria alimentară, cu foarte puţine excepţii, produsele supuse uscării constituie sisteme coloidale. In cazul sistemelor cristaloide există apă legata absorbtiv sau reţinută mecanic care se îndepărtează prin uscare. De la caz la caz poate exista şi apă legată chimic care nu se elimină prin uscare. Structurile coloidale sunt sisteme formate din aglomerări de particule care cuprind domeniul de dimensiuni intermediar între molecule şi particule macroscopice (5x10

-10

-7

- 2x10 m). Există materiale cu o afinitate deosebită faţă de

un lichid, în care se pot dizolva sau forma geluri - aceştia sunt coloizii liofili; materialele care nu au această proprietate faţă de un anumit lichid se numesc coloizi liofobi. Materialele hidrofile adsorb moleculele de apă, particulele componente se acoperă cu un film gros de lichid, ceea ce conduce la creşterea vîscozităţii odată cu creşterea concentraţiei substanţei dispersate. Materialele hidrofobe se acoperă doar cu un film subţire de molecule de apă, ceea ce nu conduce la creşterea vîscozităţii prin creşterea concentraţiei substanţei dispersate. După Lîkov materialele umede se clasifică conform: Soluţii coloidale (soluri, emulsii macromoleculare) Se pretează la uscare prin pulverizare: lapte, sînge, concentrate fosfatidice, sucuri, etc. Corpuri coloidale; geluri elastice (ad-sorb lichidele apropiate ca polaritate umflîndu-se, iar prin uscare se contractă fără pierderea proprietăţilor elastice): gelatină, aluat de făină, materiale plastice, cauciuc, fibre sintetice. Corpuri gelatinoase (geluri, sisteme coloidale coerente, cu structură spaţială, cu aspect solid şi mare afinitate pentru lichide) Corpuri capilar-poroase: geluri casante (prin uscare îşi modifică puţin dimensiunile dar devin sfărâmicioase putându-se transforma în pulberi prin măcinare; adsorb orice lichid care le udă); nu se întîlnesc in industria alimentară: materiale ceramice slab arse, mangal, nisip cuarţos. Corpuri coloidale capilar-poroase: majoritatea materiilor prime pentru industria alimentară precum şi a produselor alimentare prezintă structură capilar-poroasă cu pereţii porilor elastici - boabe de cereale, fructe, legume etc. In funcţie de dimensiunile golurilor (capilarelor) din produs clasificarea materialelor umede, se face conform: Materiale compacte: difuziunea este absentă Coloizi sau geluri elastice Materiale poroase prezentând goluri: macroscopice: corpuri poroase în care presiunea de vapori a apei în porii materialului este practic egale cu cea de la suprafaţa liberă; capilare: cînd prezintă diametrul mai mare de 10 -9

-7

m, au proprietăţile asemănătoare celor cu goluri -7

macroscopice; cînd prezintă diametrul de la 10 m la 10 m, presiunea de vapori a apei din material este mai mică decît cea de la suprafaţa liberă; 7

microscopice: prezintă diametrul mai mic decît 10 m; in goluri apar forţe moleculare, legături chimice etc. 166

Operații unitare în ingineria alimentară

15.1.3. Moduri de legare a apei în materialele umede Caracterul legăturii dintre material şi umiditate condiţionează parametrii agentului de uscare, influenţează durata operaţiei de uscare şi consumul său energetic. La baza clasificării formelor de legare a apei cu materialul se aplică schema propusă de Rebinder, care ia în considerare intensitatea energiei de legătură dintre umiditate şi material. Conform acesteia legătura dintre material si umiditate poate fi de trei feluri: - legătură chimică, exprimată prin relaţii cantitative exacte; - legătură fizico-chimică, exprimată prin relaţii care nu sunt strict riguroase; - legătură mecanică, care permite reţinerea apei în proporţii nedeterminate. Modurile de legare a apei în materialele umede sunt prezentate mai jos: 4

5

Chimic- apă compoziţionala: puternic legată ionic (energia de legătură 10 -10 kJ/kmol); se elimină numai la temperaturi înalte, de regulă nu in operaţia obişnuită de uscare. Fizico-chimic (prin interacţiunea moleculara a apei cu materialul): adsorbtiv: apă reţinută prin forţe moleculare (Van der Waals)f chimice, electrostatice (Coulomb); adsorbţia este spontană, exotermă; este însoţită de absorbţie şi, de obidei, urmată de fenomene osmotice cu efect termic nul. osmotic: provoacă umflarea materialului, fără a fi însoţită de efect termic. structural: apa aflata în interiorul celulelor Mecanic (conţinută în interiorul şi pe suprafaţa porilor şi capilarelor datorită contactului direct sau prin adsorbţia şi condensarea vaporilor de apă din aerul umed; este reţinută prin forţe de adeziune peste filmul de molecule legate adsorbtiv sau prin forţe asociate tensiunii superficiale la materialele granulare): legată meniscular: numai în punctele de contact ale granulelor; legată funicular: cantităţile mai mari de apă care se reunesc formînd punţi şi inele de lichid; legată la saturaţie: umiditatea umple eomplet toţi porii, predominînd faza lichidă.

15.1.4. Echilibrul higroscopic. Umiditatea de echilibru izotermele de sorbţie Corpurile coloidale capilar-poroase, în categoria cărora sunt incluse cele mai multe corpuri umede, prezintă o suprafaţă mare în raport cu volumul lor. Pe suprafaţa lor se produc fenomene de adsorbţie şi condensare a vaporilor, evaporare a umidităţii etc. Evaporarea umidităţii prin uscare nu poate avea loc decât în contact cu un gaz, care în condiţiile de stare considerate nu condensează şi este insolubil în lichid; de regulă acest gaz este aerul la presiune atmosferică. Pentru a se realiza uscarea este necesar ca presiunea parţială a vaporilor de apă existenţi imediat deasupra suprafeţei umede, pm , să fie mai mare decât presiunea parţială a vaporilor de apă din aer, p v. Presiunea vaporilor de apă formaţi deasupra materialului umed, la o anumită temperatură, depinde de umiditatea materialului, menţinîndu-se timp îndelungat un material umed într-o atmosferă cu vapori de apă, la un moment dat, se atinge starea de echilibru higroscopic pm = pv , corespunzătoare umezelii relative a aerului din incintă; umiditatea materialului in acest caz se numeşte umiditate de echilibru, ue. Materialul poate ceda umiditate prin evaporare în exterior sau adsorbi vapori de apă din aerul exterior în funcţie de relaţia pm – pv. La echilibru higroscopic, care este un echilibru dinamic, cantitatea de apă evaporată în unitatea de timp este egală cu cantitatea de umiditate adsorbită de material din aer. Umiditatea de echilibru este o caracteristică a materialului, funcţie de temperatură şi umezeala relativă a aerului:

ue  f (t ,  ) 167

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

Pentru o anumită temperatură (constantă) a aerului, t, curba u e = f(φ) se numeşte curbă de echilibru sau izotermă de sorbţie. Starea materialului umed, din punct de vedere al uscării poate fi prezentată grafic, după Lîkov, conform fig.15.1.

Fig. 15.1. Starea materialului umed în diagrama u = f(φ) (uh max – umiditatea higroscopică maximă; ue – umiditatea de echilibru; ps – presiunea de saturaţie)

Izotermele de sorbţie diferă ca formă şi expresie matematică de la un material la altul. Forma exactă a curbei se obţine doar experimental. Expresia matematică, empirică, care redă relaţia intre umiditatea la echilibru şi umezeala relativă a aerului a fost stabilită de Lîkov şi are forma:

ue 

a  b 

(15.1.)

în care a şi b sunt constante specifice materialului; pentru unele materiale umede din industria alimentară valorile acestor constante sunt precizate în tabela 15.4. Izotermele de sorbţie sunt clasificate în cinci variante, conform fig. 15.2. şi anume: Izoterma de tip I (izoterma Langmuir) se întâlneşte dacă la suprafaţa corpurilor are loc o adsorbţie monomoleculară; Izoterma de tip II, are o formă sigmoidală şi este specifică corpurilor capilar-poroase cu pori fini care permit formarea de straturi multimoleculare (materiale de construcţii, lemn, săpun, paste etc.); Izoterma de tip III, este specifică materialelor plastice hidrofobe (polimeri organici); aceste curbe apar când la valori reduse ale umezelii relative ale aerului, φ, există o atracţie mică între material şi apă, în timp ce la φ mare forţele de atracţie sunt mai mari decât forţele dintre moleculele substanţei adsorbite; Izotermele de tip IV şi V provin din tipurile II şi III dacă în corpul capilar poros apare fenomenul de condensare capilară, ceea ce conduce la o creştere bruscă a umidităţii de echilibru pentru anumite valori ale umezelii relative.

Fig. 15.2. Izoterme teoretice de sorbţie 168

Operații unitare în ingineria alimentară

Izotermele de sorbţie, în general, nu coincid cu cele de desorbţie, apărând aşa numitul fenomen de histereză de sorbţie. Izotermele de sorbţie pot fi împărţite în trei zone, numite izoterme locale (IL), zone care corespundla trei moduri de reţinere a apei (fig.15.3.)

Fig. 15.3. Histereza de sorbţie-desorbţie şi izoterme locale

- IL I: corespunde apei legată orientat, în strat monoaolecular, formînd o zonă polară; - IL II: corespunde apei legate în strat multimolecular, chemo-sorbit; - IL III: corespunde apei libere, capilare, nobile, care formează soluţii.

15.1.5. Gradul higrometric al materialului umed Pentru conservarea prin uscare a produselor alimentare prezintă importanţă gradul higrometric de echilibru al produsului, h , definit ca valoare a raportului dintre presiunea de vapori a lichidului volatil (în speţă apa) în masa de material umed şi presiunea de saturaţie a lichidului pur la aceeaşi temperaturi:

hr 

pm ps

(15.2)

în care: pm -presiunea de vapori a lichidului volatil în masa de produs; p s-presiunea de saturaţie a aceluiaşi lichid, pur, la aceeaşi temperatură; hr - gradul higrometric de echilibru al produsului. Presiunea de vapori a lichidului în masa de produs nevolatil, pm depinde de natura sa, a lichidului volatil, de conţinutul de lichid volatil raportat la substanţa uscată, temperatură modul de legare a lichidului; presiunea de saturaţie a lichidului volatil pur, p s , depinde numai de natura şi temperatura sa. Conceptul de grad higrometric de echilibru al materialului umed (denumit adesea şi activitatea apei în produs) prezintă, pentru industria alimentară, un interes deosebit, fiind o măsură a imfluenţei apei asupra fenomenelor microbiologice care pot avea loc în produs. Astfel, se consideră că, acţiunea bacteriilor ordinare este inhibată pentru hp < 0,9, a drojdiilor pentru hr< 0,88 Iar a mucegaiurilor pentru hr < 0,8. Unele suşe de microorganisme osmofile se pot dezvolta pînă la h = 0,6, totuşi prezenţa lor este rară şi dezvoltarea lentă, încât practic se consideră că hr = 0,75 este o valoare suficient de scăzută pentru ca microorganismele să nu se aai dezvolte. Această valoare poate fi atinsă atît prin uscare cît şi prin adaos de zahăr sau de sare. In fig.15.4. se prezintă variaţia gradului higrometric de echilibru pentru câteva produse alimentare în funcţie de conţinutul de apă (umiditate) raportat la substanţa uscată, usu. Pe figură apare dreapta de higroscopicitate standard, aproximativ corespunzătoare pentru amidon şi celuloză. Produsele mai puţin higroscopice sunt caracterizate prin curbe situate deasupra, iar cele mai higroscopice prin curbe situate sub dreapta de higroscopicitate standard. In prima categorie se includ materialele

169

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

insolubile în apă (bentonită, kieselgur) şi produsele bogate în grăsimi (seminţe oleaginoase, cacao); în cea de-a doua categorie se includ produsele bogate în zahăr solubil si/sau săruri minerale (ex.fructele deshidratate).

Fig.15.4. Gradul higrometric de echilibru al unor produse alimentare în funcţie de conţinutul de apă (umiditate) raportat la substanţa uscată, usu.

Diferenţa dintre gradul higrometric de echilibru al produsului şi umezeala relativă a agentului de uscare (aerul) constituie forţa motrice sau diferenţa de potenţial a procesului de uscare care influenţează în mod direct viteza de uscare. Umezeala relativă a aerului, , definită prin relaţia:



pv ps

(15.3)

în care pv - presiunea parţială a vaporilor de apă din aer; ps -presiunea de saturaţie a apei la temperatura aerului, precizează că va avea loc proces de uscare doar atunci cînd p v (din relaţia 15.3) va fi mai mic decît pm (din relaţia 5.2).

15.2. Calculul procesului de uscare In calculul unui proces sau operaţii de uscare trebuie să se urmărească o serie de elemente ca: bilanţul de materiale cu determinarea necesarului de umiditate de eliminat şi a necesarului de agent de uscare; bilanţul caloric cu determinarea necesarului de aport de căldură pentru realizarea uscării, determinarea duratei operaţiei de uscare în diferite faze şi în totalitate. Bilanţul de materiale şi bilanţul caloric urmăresc procesul de uscare la limită, precizându-se doar condiţii marginale de desfăşurare a procesului. Din aceste motive calculele legate de bilanţul de materiale şi de bilanţul caloric cuprind împreună ansamblul de fenomene de statică a uscării. Determinarea duratei operaţiei de uscare pătrunde în cinetica de desfăşurare a procesului de uscare şi în ansamblu redă cinetica uscării.

15.2.1. Statica uscării Moduri de exprimare a umidităţii materialelor Umiditatea materialului poate fi exprimată: - faţă de cantitatea totală de material; se notează cu u şi se exprimă în procente. Poate căpăta valori cuprinse între 0 şi 100 %; - faţă de cantitatea de substanţă absolut uscată; se notează cu u' şi se exprimă în procente; poate căpăta valori cuprinse între 0 şi 100 %.

170

Operații unitare în ingineria alimentară

Umiditatea raportată la substanţa absolut uscată u', se poate exprima în funcţie de umiditatea raportată la total u prin relaţia

u' 

u  100, % 100  u

(15.4)

Bilanţul de materiale al uscării De regulă în calculele de proiectare se cunosc: - masa (sau debitul M\ de material iniţial, kg. sau kg/s.; - umiditatea materialului iniţial, u sau u', %; - umiditatea materialului final, u2 sau u2’, %; - parametrii aerului proaspăt şi uzat (respectiv conţinutul de umezeală), x1 şi x2 kg vapori apă/kg aer uscat; şi se cer a fi determinaţi: - masa (sau debitul) M2 de material final, kg. sau kg/s.; - masa (sau debitul) U de apă îndepărtată, kg. sau kg/s.; - cantitatea (sau debitul) L da aer care realizează uscarea, kg. sau kg/s, sau 6 consumul specific de aer pentru realizarea uscării, kg.aer uscat/kg.apă evaporată. Pentru aceasta se scrie bilanţul de materiale pentru uscător (fig.5.5.).

Fig.15.5. Schiţă pentru întocmirea bilanţului de materiale

In uscător intră: - masa (sau debitul) M1 de material conţintnd: - M material uscat, kg sau kg/s; - U1 apă în stare lichidă, kg sau kg/s; - masa (sau debitul) L1 de aer, conţinînd: - L aer uscat, kg sau kg/s; - X1 vapori de apă, kg sau kg/s. Din uscător ies: - masa (sau debitul) M2 de material, conţinînd: - M material uscat, kg sau kg/s; - U2 apă în stare lichidă, kg sau kg/s; - masa (sau debitul) L2 de aer, conţinînd: - L aer uscat, kg sau kg/s.; - X2 vapori de apă, kg sau kg/s. Bilanţul total de materiale: Bilanţul total de materiale:

M1  L1  M 2  L2 M  U1  L  X 1  M  U 2  L  X 2

(15.5.) (15.6.) 171

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

U1  X 1  U 2  X 2

(15.7.)

X 1  L  x1; X 2  L  x2

(15.8.)

U1  U 2  L( x2  x1 )

(15.9.)

l

L 1  U x2  x1

şi

L

U x2  x1

(15.10.)

rezultând astfel consumul specific de aer-agent de uscare si necesarul (masă sau debit masic) de aer uscat cu ajutorul căruia se realizează uscarea. Bilanţul termic al uscării În figura 15.6. se prezintă schema de principiu a unui uscător în care materialul cu debitul M de material uscat trece prin uscător reducându-şi cantitatea de umiditate de la U1 la U2. Aerul cu debitul L are uscat este preîncălzit de la temperatura t0 la temperatura t1 într-un calorifer care îi transferă fluxul termic Qc. În uscător se mai introduce căldura Qi suplimentară; pierderile de căldură sunt Qp.

Figura 15.6. Schema de principiu a unui uscător pentru întocmirea bilanţului termic.

Fluxuri termice intrate în uscător: - cu materialul uscat

Q1  M  c1  t1 '

- cu umiditatea materialului Q2  U1  cu1  t1 ' - cu suportul şi transportul materialului Q3  M t  ct1  t1 ' - de la caloriferul pentru încălzirea aerului, Qc - de la încălzitorul interior al uscătorului, Qi - cu aerul Q4  L  i0 Fluxuri termice ieţite din uscător: - cu materialul uscat Q5  M  c2  t 2 ' - cu umiditatea materialului Q6  U 2  cu 2  t 2 ' - cu suportul şi transportul materialului - cu aerul

Q7  M t  ct 2  t2 '

Q8  L  i2

- pierderi de căldură Qp Bilanţul termic al uscătorului se exprimă prin ecuaţia:

Q1  Q2  Q3  Qc  Qi  Q4  Q5  Q6  Q7  Q8  Qp

(15.22)

M .c1t1 'U1.cu1.t1 ' M 2 .ct1.t1 'Qc  Qi  L.I 0  M .c2 .t2 'U 2 .cu 2 .t2 ' L.I 2  Qp (15.23) 172

Operații unitare în ingineria alimentară

Notăm Qm  M (c2 .t 2 'c1.t1 ' )  U 2 (cu 2 .t 2 'cu1.t1 ' ) - fluxul termic pentru încălzirea materialului considerat cu umiditatea finală;

Qt  M t (ct 2 .t2 'ct1.t1 ' ) - fluxul termic preluat de suportul şi transportorul materialului la trecerea prin uscător. Se introduc notaţiile: qc 

Qp Qc Q Q Q L şi se obţine pentru fluxul ; qi  i ; qm  m ; qt  t ; q p  ; l U U U U U U

termic necesar îndepărtării unui kilogram de umiditate din materialul care se usucă expresia:

q  qe  qi  qm  cu1.t1 'qt  q p  l ( I 2  I 0 )

(15.27)

Fluxul termic necesar preîncălzirii aerului este:

qc  l ( I1  I 0 ) 

I1  I 0 x2  x1

I 2  I1  qm  qt  q p  cu1.t1 ' x2  x1

(15.29)

De unde rezultă

qi 

Notând:

(qi  cu1.t1 ' )  (qm  qt  q p )  

(15.32)

Se obţine:

I 2  I1  , sau x2  x1

(15.33)

l ( I 2  I1 )  

(15.30)

Aşa după cum se observă  este excesul căldurii introduse în uscător (pentru încălzirea interioară în uscător plus căldura adusă de umiditatea care se vaporizează în uscător) faţă de căldurile luate de materialul care se usucă, de suportul şi transportorul aterialului şi de căldura pierdută în exterior prin pereţii uscătorului.  şi toate căldurile implicate sunt raportate la vaporizarea unui kilogram de umiditate. Deoarece x 2>x1, semnul lui  este şi semnul diferenţei I2-I1. Când  > 0 … I2 > I1  < 0 … I2 < I1  = 0 … I2 = I1 În condiţiile care corespund la  = 0, uscarea se realizează fără variaţie de entalpie (la enalpie constantă). Uscătorul care funcţionează în aceste condiţii se numeşte uscător ideal. Transformările suferite de aer corespunzând lui  mai mare mai mic sau egal cu 0 sunt reprezentate în diagrama I-x (fig.15.7.) prin dreptele 1 – 2’ ( > 0); 1 – 2” ( < 0), respective 1-2 ( = 0).

Figura 15.7. Reprezentarea în diagrama I-x a operaţiei de uscare pentru  > 0, (1-2’),  < 0, (1-2”),  = 0, (1-2). 173

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

15.2.2. Cinetica uscării Pentru îndepărtarea apei dintr-un material prin uscare cu aer, este necesar ca: - apa să migreze din interiorul materialului la suprafaţa sa; - apa de la suprafaţa materialului să fie vaporizată şi preluată de aerul înconjurător. Transportul umidităţii prin material se face după mai multe mecanisme, depinzînd de felul în care apa este legată şi după cauza care provoacă transportul: prin capilaritate, prin difuziune în stare de vapori sau în stare lichidă ş.a. Apa existentă iniţial la suprafaţa materialului sau venită din interiorul lui trece în aerul înconjurător prin difuziune. Există deci două operaţii distincte care se petrec simultan: - transportul de apă prin material (proces complicat, considerat ca difuziune interioară); - vaporizarea apei şi trecerea vaporilor formaţi în mediul ambiant (difuziune exterioară), Fenomenul de difuziune exterioară este un fenomen complex apărînd ca rezultat al suprapunerii transferului de căldură de la aerul înconjurător la materialul supus uscării şi apa conţinută în el, vaporizării apei de la suprafaţa materialului şi uneori din interiorul lui, difuziunii vaporilor formaţi la interfaţa lichid-gaz în mediul înconjurător. Uscarea este ansamblul acestor două procese considerate elementare, iar viteza de uscare este viteza celui mai lent dint procesele elementare. Încercările pentru obţinerea unor ecuaţii care să dea viteza de uscare în funcţie de proprietăţile iniţiale şi finale ale materialului şi de condiţiile uscării, pe consideraţii teoretice asupra transportului umidităţii, au dus la ecuaţii complicate şi greu de aplicat de aceea se recurge la date experimentale, aşa cum se pot obţine în condiţii de laborator şi la transpunerea acestor date la condiţiile industriale, pe baza unor ecuaţii deduse cu ajutorul unor modele fizice idealizate ale proceselor elementare. In procesul de uscare a unui material umed supus unor condiţii de uscare constante în timp se disting în general perioade succesive în care conţinutul de umiditate al produsului variază într-un anumit mod determinat în special de modul de legare al apei, de condiţiile de transfer de căldură şi de substanţă. In fig.15.9 este prezentată variaţia cîtorva parametri în funcţie de timp în procesul de uscare.

Fig.15.9. Variaţia valorilor cîtorva parametri caracteristici uscării, în funcţie de timp, în procesul de uscare 1-temperatura aerului agent de uscare; 2-temperatura materialului supus uscării; 5-umiditatea materialului; 4viteza de uscare; 5-gradul higrometric (activitatea apei) al materialului. 174

Operații unitare în ingineria alimentară

Fazele uscării. O primă fază a procesului este caracterizată prin tendinţa suprafeţei materialului şi a materialului însuşi de a ajunge la o temperatură egală cu temperatura termometrului umed caracteristic mediului ambiant. Dacă temperatura iniţială este mai mică, materialul se va încălzi pînă cînd temperatura suprafeţei atinge temperatura termometrului umed. In această perioadă vor apărea şi fenomene de vaporizare a umidităţii, însă în cantităţi mici (viteză de evaporare mică)şi umiditatea materialului va avea o uşoară scădere (porţiunea A-B). Dacă temperatura iniţială a materialului umed este mai mare decît temperatura termometrului umed al mediului în care are loc uscarea, într-o primă fază va apare un fenomen de autoevaporare prin scăderea temperaturii la temperatura termometrului umed şi cu o scădere a umidităţii materialului. La tot acest timp suprafaţa materialului rămâne umedă iar presiunea de vapori a lichidului de la suprafaţa produsului este egală cu presiunea de saturaţie a lichidului la temperatura respectivă. In acelaşi timp presiunea de vapori a apei (soluţiei) din material are aceeaşi valoare cu presiunea de saturaţie a apei la aceeaşi temperatură. După ce suprafaţa materialului a atins temperatura termometrului umed, in timp ce suprafaţa materialului rămâne umedă (materialul se comportă ca un termometru umed) uscarea are loc la o presiune de vapori egală cu presiunea de saturaţie a lichidului pur la temperatura respectivă (temperatura termometrului umed) (curba 2, fig.15.9). In această perioadă (porţiunea B-C), pe baza transferului de căldură de la aer la suprafaţa materialului şi a transferului de substanţă de la suprafaţa materialului la aer are loc un proces de evaporare la viteză constantă cu scăderea liniară a umidităţii produsului raportată la substanţa uscată (curba 3, fig.15.9). In acelaşi timp din interiorul materialului spre suprafaţă are loc un fenomen de transfer de substanţă (de umiditate) sub influenţa gradientului de concentraţie. Presiunea de vapori a lichidului din material (pm ) In această perioadă se menţine constantă şi egală cu presiunea de saturaţie la temperatura termometrului urnea, ceea ce face ca gradul higrometric de echilibru al produsului să se menţină constant şi egal cu unitatea curba 5, fig.15.9). Eliminarea umidităţii în această perioadă este limitată de fenomenele de transfer de căldură. Perioada aceasta se numeşte uscare la viteză constantă (curba 4, fig.15.9). In această perioadă în genere singurul factor care poate mări viteza de uscare este mărirea diferenţei de temperatură între agentul de uscare şi temperatura suprafeţei materialului, deoarece suprafaţa materialului practic rămîne constantă şi asupra coeficientului parţial de transfer de căldură aer-suprafaţă se poate influenţa puţin. Acest fenomen aşa cum a fost descris este perfect valabil pentru uscarea prin fierbere. In cazul uscării prin antrenare în aer cald, cînd căldura este furnizată de aerul cald, de fapt are loc un proces adiabatic care atrage după sine scăderea temperaturii aerului. Ca să se respecte constantă temperatura se impune ca viteza de deplasare a aerului la suprafaţa materialului să fie suficient de mare ca să deplaseze aerul care s-a încărcat cu umiditate şi suprafaţa materialului să fie mereu în contact cu aer cu aceeaşi temperatură şi aceeaşi umezeală. Mărirea vitezei aerului contribuie la mărirea coeficientului de transfer de căldură. Cînd produsul supus uscării se află în echilibru dinamic cu aerul, procesul de evaporare la viteză constantă poate fi descris prin: - o relaţie de transfer de substanţă:

dU  A  K s   ps  pv  d

(15.47)

- o relaţie de transfer de căldură. In această relaţie ţinând seama că la suprafaţa de transfer de căldură, respectiv de substanţă, are loc de fapt un proces de evaporare gi trecere a vaporilor în stratul gazos, dacă înlocuim dQ = dU • r, relaţia generală de transfer de căldură poate fi pusă sub forma:

175

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

dU   A  (t  tu ' ) d r

(15.48)

In relaţiile (15.47 şi 15.48) notaţiile au semnificaţiile: dU/d - debitul de apă eliminat din produs, kg/s; A-suprafaţa liberă a produsului (suprafaţa de transfer de substanţă de la produs la gaz, respectiv suprafaţa de transfer de căldură de la gaz la produs, m; r -coeficient de transfer de substanţă la suprafaţa de contact produs-gaz, exprimat în s/m dacă presiunile se iau în N/m ; p , p -presiunea lichidului pur la temperatura termometrului umed (f) respectiv presiunea parţială a vaporilor în gaz, N/m ; α - coeficient parţial de transfer de căldură de la aer la suprafaţa umedă a produsului, 2

W/(m .K); r-căldura de vaporizare a umidităţii din produs la temperatura lichidului (t'), J/kg; t, tu’ - temperatura gazului, respectiv temperatura suprafeţei produsului egală cu temperatura termometrului umed a gazului, °C. Deoarece coeficientul de transfer de substanţă este mai puţin accesibil, debitul de apă evaporată în perioada de uscare la viteză constantă în curent de aer este determinat de diferenţa de temperatură intre temperatura aerului şi temperatura termometrului umed a aerului (temperatura suprafeţei produsului) şi coeficientul parţial de transfer de căldură α de la aer la suprafaţa produsului. Diferenţa de temperatură se poate mări scăzînd umezeala relativă (încălzind mai mult aerul din mediul ambiant de care dispunem). Valoarea lui α se mai poate mări prin mărirea vitezei de circulaţie a aerului. In momentul în care migraţia apei din interior spre suprafaţă nu mai compensează apa evaporată la suprafaţă, desfăşurarea procesului de uscare se schimbă brusc. Pe suprafaţa produsului încep să apară pete uscate, temperatura suprafeţei produsului şi chiar în masa produsului începe să crească, umiditatea produsului scade din ce în ce mai lent, viteza de uscare scade din ce în ce mai mult, gradul higrometric de echilibru al produsului scade devenind subunitar. Uscarea nu mai este dominată de condiţiile superficiale, ci de fenomenul de migraţie a umidităţii prin capilarele produsului care are loc sub influenţa coeficientului de transfer de substanţă şi a diferenţei de concentraţie a umidităţii dintre interior şi suprafaţa produsului. Momentul în care migrarea apei din interior spre suprafaţă nu mai compensează apa evaporată la suprafaţă coincide cu eliminarea apei de umectare şi a apei legată mecanic şi începerea eliminării apei legată osmotic şi apoi adsorbtiv. Umiditatea produsului la acest punct este o umiditate caracteristică şi se numeşte umiditate critici principală (uc). Ea caracterizează sfîrşitul perioadei de uscare la viteză constantă şi începutul perioadei de uscare la viteză descrescîndă. Valoarea umidităţii critice principale pentru un anumit produs, poate fi considerată în general o constantă. Ea variază puţin însă, în funcţie de temperatura aerului, în sensul că valoarea acesteia scade cu creşterea temperaturii agentului de uscare. Perioada de uscare la viteză descrescîndă (porţiunea C-D, fig.15.9) se caracterizează prin variaţia tuturor parametrilor care caracterizează produsul chiar dacă se menţin constante caracteristicile agentului de uscare (temperatură, umezeală, viteza de mişcare la suprafaţa produsului). Umiditatea produsului va scădea din ce in ce mai încet, viteza de uscare tinzînd către zero. Temperatura suprafeţei produsului şi în interiorul produsului creşte, la început mai repede, apoi din ce în ce mai încet tinzînd să atingă temperatura agentului de uscare. Gradul higrometric de echilibru al produsului va începe să scadă la început mai încet şi apoi mai repede, însuşi transferul de căldură de la gaz la suprafaţa produsului va scădea deoarece scade diferenţa de temperatură între agentul de uscare şi produs. Cînd presiunea de vapori a lichidului din material (pm) devine egală cu presiunea parţială a vaporilor de apă din aer (pv) eliminarea umidităţii din produs încetează, viteza de uscare devine zero. Umiditatea produsului din acest moment se numeşte umiditate de echilibru (ue). Această valoare se atinge cînd gradul higrometric de echilibru al produsului a ajuns la aceeaşi valoare cu umezeala relativă a aerului folosit ca agent de uscare.

176

Operații unitare în ingineria alimentară

Perioada de uscare la viteza deacrescîndă poate fi Împărţita în două sau mai multe faze. In prima fază viteza de uscare descreşte uniform, după care pot să apară descreştere uniforma dar cu altă pantă a curbei, sau descreştere neliniară. La orice schimbare a pantei curbai după care variază viteza de uscare, pe curbă apere un punct de inflexiune. Aceste puncte de inflexiune sunt caracterizate printr-o anumită valoare a umidităţii produsului. Umiditatea produsului la punctele de inflexiune de pe curba vitezei de uscare este ienumită umiditate critică secundară. In fig.15.9 punctul de coordonate ucs, E reprezintă o umiditate critică secundară. La materialele higroscopice, cum sunt cele mai multe din produsele alimentare supuse uscării, umiditatea iniţială în cea cai sare parte este legată osmotic sau adsorbtiv. Aceasta face cfc perioada ce uscare la viteză constantă să fie foarte scurtă sau chiar inexistentă, procesul de uscare puţind începe chiar în perioada ce uscare it viteză deacrescîndă. Pentru a realiza un proces de uscare care să asigure conservabilitatea produsului şi în acelaşi timp procesul să fie economic, uscarea trebuie să fie condusă până la reducerea gradului hicrometric de echilibru al produsului raportat la condiţiile de depozitare sub 0,75 şi nu la o uscare prea avansată, care ar face să fie simţită acţiunea degradativă a oxigenului din aer. In timpul depozitării ca şi în timpul uscării între material şi aer va avea în continuare schimb de umiditate dacă acest schimb nu este împiedicat de ambalaj. Schimbul de umiditate va deveni staţionar cînd presiunea de vapori a lichidului rezidual din material devine egală cu presiunea parţială a vaporilor din atmosfera depozitului. In acest caz gradul higrometric de echilibru al produsului devine egal cu umezeala relativă a aerului din depozit. Ţinînd seama că pentru conservabilitate gradul higrometric de echilibru al produsului trebuie să fie sub 0,75 rezultă că pentru a realiza un schimb staţionar de umiditate între produs şi aer, umezeala relativă a aerului, , trebuie să fie egală cu gradul higrometric de echilibru si produsului, hr.

15.3. Metode de realizare a uscării. Tipuri de uscare. Clasificarea uscatoarelor In funcţie de modul în care se realizează transferul căldurii necesară evaporării umidităţii, uscarea se poate realiza prin următoarele metode: - uscarea convectivă: transferul căldurii se realizează prin convecţie de la aer sau alte gaze (în special gaze de ardere), care reprezintă şi agentul care preia şi transportă vaporii formaţi; - uscarea conductivă: transferul căldurii se realizează prin conducţie prin intermediul unei suprafeţe de transfer de căldură; - uscarea radiant-convectivă: transferul căldurii se realizează prin radiaţie; - transferul căldurii în mai multe moduri în cadrul unor tipuri speciale de uscare: - uscarea prin sublimare (liofilizare): este o uscare conductiv-radiantă; - uscarea prin fluidizare: convectiv-radiantă; - uscarea prin pulverizare; - uscarea cu curenţi de înaltă frecvenţă; este uscare dielectricâ; - uscarea în cîmp sonor. După presiunea la care lucrează uscătoarele, acestea se pot grupa în: . - uscătoare care lucrează la presiune atmosferică sau la valori apropiate de aceasta; - uscătoare care lucrează sub depresiune (vid). După varianta constructivă, uscătoarele se clasifică în: - uscătoare tip cameră (dulap); - uscătoare tip tunel; 177

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

- uscătoare tip bandă; - uscătoare rotative; - uscătoare prin fluidizare şi pneumatice; - uscătoare tip valţuri; - uscătoare prin pulverizare.

15.3.1. Uscarea convectivă Uscarea convectivă a fost şi a rămas şi în prezent cea mai răspândită metodă de eliminare a umidităţii din materiale, datorită simplităţii procesului şi numeroaselor variante aplicabile în vederea obţinerii unei uscări de calitate, cu un consum energetic şi într-un interval de timp minime. Aerul cald sau gazele de ardere constituie atît agentul termic cît şi cel de antrenare a umidităţii evaporate din material. Transferul de căldură și masă în timpul uscării este condiţionat de parametrii agentului de uscare (viteză, temperatură, umezeală relativă etc.) şi de legătura umiditate-material. In timpul uscării, agentul îşi modifică temperatura, umezeala relativă, viteza, Iar materialul umed căldura masică, densitatea, conductivitatea termică, uneori dimensiunile şi structura sau proprietăţile mecanice.

Variantele uscării convective Varianta normală de uscare Varianta normală de uscare, cu cele trei posibilităţi de realizare s-a prezentat în fig.15.7. Schema unei asemenea instalaţii s-a prezentat în fig.15.6. In această variantă de uscare se presupune că la intrarea în uscator, aerul prezintă întotdeauna aceeaşi temperatură. Varianta de uscare cu preîncălzirea aerului în camera de uscare Această variantă corespunde variantei normele de uscare la care A > 0, Necesarul total de căldură pentru realizarea uscării este constant dar, o parte sau întreaga cantitate de căldură necesară pentru eliminarea umidităţii se introduce chiar în camera de uscare, suprafaţa de încălzire fiind uniform distribuită pe lungimea uscătorului. In fig.15.10 sa reprezentat procesul de uscare cu preîncălzirea aerului în camera de uscare. Apar următoarele situaţii: - Uscarea după 012 - un astfel de proces reprezintă practic o uscare fără încălzire suplimentară a aerului în uscător (uscare teoretică) ; - Uscarea după 01'2 - fluxul termic Qc scade, apărând un flux termic Qi suplimentar în uscător; - Uscarea după 01"2 - fluxul termic Qc scade şi mai mult crescând concomitent fluxul termic suplimentar Qi; - Uscarea după 02 - fluxul termic total necesar realizării uscarii este dat sistemului sub forma de căldură suplimentară Qi.

Fig.15.10. Elemente pentru analiza procesului de uscare cu preîncălzirea aerului în camera de uscare. 178

Operații unitare în ingineria alimentară

Cercetînd cele patru posibilităţi de realizare ale procesului de uscare cu preîncălzirea aerului în camera de uscare, se constată că: - pentru o stare iniţială şi finală dată a aerului, consumul total de căldură pentru uscare rămîne constant; - la variaţia temperaturii de încălzire a aerului, consumul de căldură în bateria de calorifere scade cu scăderea temperaturii aerului si consumul de căldură suplimentară creşte corespunzător. Aerul are o temperatură maximă în uscător atunci cînd nu se face în acesta încălzirea lui suplimentară, iar temperatura este minimă -cînd nu se încălzeşte aerul în bateria de radiatoare. De aceea, încălzirea suplimentară a aerului în camera de uscare se foloseşte în toate cazurile cînd se urmăreşte obţinerea unei temperaturi moderate a aerului în uscător (uscarea pastelor).

Varianta de uscare cu încălzirea intermediară a aerului In fig.15.11 ae reprezintă schema unui uscător în varianta cu încălzirea intermediară a aerului, iar în fig.15.12 ae dă reprezentarea în diagrama l-x a procesului de uscare în această variantă.

Fig.15.11. Schema unui uscător în varianta cu încălzire intermediară a aerului.

Pentru a micşora cît mai mult temperatura aerului în us-. cător, camera de uscare se împarte deseori în cîteva zone, între care se instalează suprafeţele de încălzire pentru încălzirea intermediară a aerului.

Fig.15.12. Reprezentarea în diagrama l-x a procesului de uscare, într-un uscător real, în varianta de încălzire intermediară a aerului.

Pentru starea iniţială şi finală dată a aerului, temperaturile intermediare şi gradele de saturaţie a aerului pot fi luate arbitrar (fixate de condiţiile tehnologice). Practic la calculul uscătoarelor cu încălzirea intermediară a aerului, se porneşte sau de la temperaturile date de încălzire a aerului după zone, sau se dă starea finală a aerului în fiecare zonă.

179

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

Varianta de uscare cu recircularea parţială a aerului utilizat In fig.15.13 se prazintă schema unui uscător care lucrează în varianta de uscare cu recircularea parţială a aerului utilizat.

Fig.15.13. Schema unui uscător în varianta cu recircularea parţială a aerului utilizat

Uneori procesul de uscare se efectuează cu recircularea parţială a aerului utilizat în uscător. In acest caz la ieşirea aerului din uscător curentul de aer utilizat se împarte în două: o parte din aer se elimină în atmosferă, iar cealaltă parte intră din nou în uscător, după ce trece prin bateria de radiatoare sau direct în camera de uscare. Pe diagrama i-x (fig.15.14), procesul realizat într-un asemenea uscător teoretic este reprezentat prin linia 0M32 care poate fi construita uşor după punctele 02M sau 023. In ultimul caz este suficient să se cunoască numai temperatura t1 a aerului la intrarea în uscător.

Fig.15.14. Reprezentarea în diagrama l-x a procesului de uscare, într-un uscător teoretic, în varianta cu recircularea parţială a aerului utilizat.

Dacă pentru 1 kg aer complet uscat, care intră în uscător, se adaugă n kg aer complet uscat, atunci entalpia amestecului va fi:

I am 

I 0  nI 2 , J/kg aer uscat 1 n

(15.49)

xam 

x0  n.x2 , J/kg aer uscat 1 n

(15.5o)

iar conţinutul de umezeală:

Starea amestecului se caracterizează pe diagramă prin punctul M a cărui poziţie se determină din raportul:

180

Operații unitare în ingineria alimentară

0M DD' xam  x0 L   n r M 2 D'2 x2  xam Lp

(15.51)

Consumul de aer proaspăt este acelaşi ca şi pentru un proces normal de uscare:

lp 

1 1  x2  x0 M x  D2

(15.52)

Consumul de aer de recirculaţie va fi:

ln 

1 1  x2  xam M x  D2

(15.53)

Poziţia punctului M în diagrama I-x se poate determina şi grafic prin regula pîrghiei: raportul între cantităţile de aer proaspăt şi recirculat este egal cu inversul raportului segmentelor de dreapta OM şi M2, adică: - aer recirculat:

lr  ln  l p 

şi

lp lr



xam  x0 1 1   x2  xam x2  x0 x2  xam   x2  x0 

x  x   x2  x0   x2  xam  M 2  1 1  2 am x2  x0 xam  x0 xam  x0 M 0 n

(15.54)

(15.55)

Uscarea cu recircularea parţială a aerului utiilizat prezintă următoarele avantaje: - permite uscarea materialelor care se pot usca numai în aer umed; - dă posibilitatea de a conduce procesul de uscare la diferente mici între temperatura aerului la intrarea lui în camera de uscare şi la ieşirea din aceasta; - permite trecerea aerului prin uscător cu viteze mari; - permite o micşorare a consumului de căldură prin micşorarea pierderilor datorită micşorării temperaturii de intrare; - permite reglarea foarte exactă a umezelii aerului în camera de uscare. Astfel de uscătoare se utilizează la uscarea produselor sensibile la temperatură şi la umezeala relativă.

Varianta de uscare în circuit închis Această variantă de uscare se adoptă atunci când procesul necesită aer cu puritate ridicată, cînd se usucă produse cere degajă componenţi volatili valoroşi care condensează la temperaturi joase, cînd umezeala relativă a aerului exterior este egală sau mai mare decât a aerului utilizat, sau cînd acest sistem prezintă avantaje tehnico-economice în raport cu celelalte variante. Schema acestui tip de instalaţie este prezentată în fig.15.15., iar reprezentarea procesului în diagrama l-x în fig.15.16. Lucrîndu-se în circuit închis, aerul utilizat se supune răcirii-condensării în vederea eliminării unei părţi din conţinutul de umezeala, x=x3-x1 , după care este preîncălzit în bateria de încălzire înainte de reintroducerea în uscător.

181

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

Fig. 15.15. Schema instalaţiei de uscare în varianta de uscare în circuit închis.

Fig. 15.16. Reprezentarea în diagrama I-x a procesului uscare în varianta de uscare în circuit închis.

Varianta de uscare cu gaze de ardere In cazul acestei variante de uscare, agentul termic este constituit din amestec de gaze de ardere provenite dintrun focar și aer din mediul exterior. Schema instalaţiei este prezentată în fig.15.17, iar reprezentarea procesului în diagrama l-x în fig.15.18. Datorită apei rezultate din arderea hidrogenului, component al combustibilului, conţinutul de umezeală al amestecului de aer şi gaze de ardere, x1, este mai mare decît cel ăl aerului proaspăt, x0.

Fig. 15.17. Schema instalaţiei de uscare în varianta de uscare cu gaze de ardere în amestec cu aer.

Fig. 15.18. Reprezentarea în diagrama I-x a uscării în varianta cu gaze de ardere-aer.

In afara variantelor simple de uscare prezentate se mai utilizează variante complexe rezultate din combinarea sau repetarea variantelor simple: cu recirculare şi încălzire intermediară, cu recirculare succesivă de aer utilizat etc.

15.3.2. Instalaţii de uscare prin convecţie Uscătoarele convective au o largă utilizare datorită eficacităţii ridicate şi simplităţii constructive. Tipurile constructive de instalaţii convective de uscare sunt foarte variate. Se pot clasifica în două grupe mari funcţie de modul de funcţionare: uscătoare convective cu funcţionare discontinuă şi uscătoare convective cu funcţionare continuă.

15.3.2.1. Uscătoare tip cameră sau dulap Uscătoarele tip cameră sunt formate dintr-o încăpere de la mărimea unui dulap pînă la mărimea unei camere, care uneori se poate întinde pe mai multe nivele. Ele sunt prevăzute de obicei cu uşi prin care se introduc şi se evacuează materialele supuse uscării, care în anumite situaţii sunt aranjate pe stelaje, pe poliţe sau chiar atârnate de un conveier care le deplasează în interiorul camerei. Agentul de încălzire şi de transport al umidităţii din produs este aerul care poate avea diferite sisteme de circulaţie şi diferite sisteme de a i se regla parametrii. 182

Operații unitare în ingineria alimentară

Uscătoarele tip cameră sunt de diferite construcţii, dintre care unele cu funcţionare pe şarje, altele realizând un regim de uscare continuizat sau chiar continuu. In această categorie se găsesc construcţii din cele mai simple pînă la construcţii complicate ca diferite destinaţii. In industria malţului majoritatea uscătoarelor sunt din categoria uscătoarelor cameră. In fig.15.19 este prezentată schema uscătorului basculant de mare productivitate (tip Müger) cu o cameră orizontală, întrebuinţat pentru uscarea malţului, caracterizat prin faptul că fundul camerei orizontale care este din taală perforată este rabatabil ca să permită evacuarea uşoară a malţului uscat. Uscătorul funcţionează discontinuu. In partea superioară, într-un spaţiu închis este montat un transportor melc 1 prin care se asigură alimentarea cu malţ verde în perioada de umplere a camerei. Banda 2 contribuie 1a repartizarea malţului pe toată suprafaţa grătarului 3. Grătarul este construit din două elemente de tablă perforată ca să permită accesul aerului cald de jos în sus şi care au pe porţianile laterale pereţi care fac ca în poziţie orizontală să se prezinte sub forma unei cutii. Cele două porţiuni ale grătarului oscilează în jurul unui ax 4 asigurînd în acest nod evacuarea naltului uscat în pîlnia 5 construită tot din tablă perforată, care-1 conduce în redlerul 6 prin care este evacuat spre siloz. Aerul proaspăt sau amestecat cu aer recirculat este încălzit în caloriferul 7 şi ventilatorul 8 îl împinge prin stratul de material supus uscării. Pentru evacuarea aerului la partea superioară este prevăzută fanta 9 şi coşul de evacuare 10, o parte din aer putând fi recirculat prin canalul 11 spre calorifer. Uscarea are loc la parametrii variabili în timp, la început la temperatură mai scăzută t=45-55°C şi umezeală relativă mai ridicată ca să permită continuarea activităţii amilazelor, apoi la temperaturi din ce în ce mai ridicate. Grosimea stratului de malţ poate varia între 90-120 mm. Uscarea unei şarje durează în mod normal 24 ore.

Fig. 15.19. Schema uscătorului basculant de mare productivitate (tip Müger) 1-transportor cu melc; 2-bandă transportoare; 3-grătar; 4-ax; 5-pâlnie din tablă perforată; 6-transportor cu racleţi; 7-calorifer; 8-ventilator; 9-fantă evacuare aer; 10-coş evacuare aer.

183

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

Dimensionarea unui asemenea uscător în funcţie de producţia necesară se realizează pe baza relaţiei:

A

P  h  v

(15.56)

în care: P-producţia de malţ raportată la unitatea de timp;  -durata uscării, produsul P •  reprezintă mărimea şarjei de malţ (masic); h-grosimea stratului de malţ, m; v -densitatea aparentă (masa volumică aparentă), kg/m . 3

Pentru determinarea necesarului de aer trebuie să se ţină seama de umiditatea de eliminat pe diferitele etape ale uscării, procesul de uscare fiind discontinuu. In fig.15.20. este prezentată schema unui uscător cu camere verticale întrebuinţat tot în industria malţului, pentru care funcţionarea se poate considera continuizată. Uscătorul este o cameră înaltă din zidărie, compartimentată prin pereţi verticali din tablă perforată care separă spaţiile destinate usdării şi circulaţiei malţului de spaţiile prin care se dirijează circulaţia aerului necesar uscării. Tabla perforată trebuie să aibă 35-40 % secţiune vie pentru circulaţia aerului. Spaţiile destinate circulaţiei malţului sunt verticale, terminate la partea inferioară printr-o pîlnie al cărui fund este un transportor elicoidal. Grosimea stratului de malţ este 30-50cm. Spaţiile destinate dirijării circulaţiei aerului sunt compartimentate pe verticală în trei compartimente, comunicarea între compartimente putînd fi deschisă sau închisă pentru a forţa aerul cald să treacă prin material, prin intermediul unor clapete de reglare a circulaţiei aerului. Alimentarea cu malţ verde se realizează prin pîlnia longitudinală de la partea superioară a fiecărei camere, iar evacuarea produsului prin intermediul transportoarelor elicoidale de la partea inferioară a fiecărei camere. Alimentarea şi evacuarea, aşa cum este realizată construcţia poate fi efectuată continuu sau intermitent. Aerul în mod normal este încălzit într-un calorifer cu aripioare amplasat la partea inferioară a uscătorului, în care este împins prin intermediul unui ventilator. Din acest spaţiu aerul cald ajunge în unele camere de dirijare a circulaţiei aerului şi forţat să străbată transversal straturile de malţ, conform săgeţilor de pe figură. La partea superioară fiecare spaţiu care dirijează circulaţia aerului are un canal colector care conduce aerul utilizat la canalul colector central din care este evacuat în atmosferă. Datorită modului de compartimentare al spaţiului destinat circulaţiei aerului, uscătorul lucrează similar ca un uscător cu trei zone. Parametrii aerului din zonele superioare pot fi reglaţi prin introducere de aer cu parametrii mediului, de aer încălzit sau de amestec de aer cu parametrii mediului si aer încălzit. Uscarea la partea inferioară se realizează la parametrii cei mai ridicaţi din uscător (8o-9o°C pentru malţul blond, 95-115°C pentru malţul brun), temperatura aerului reducîndu-se de la compartiment la compartiment pe verticală. In compartimentele superioare temperatura aerului este 45-60°C, după caz. Pentru ca uscarea să se realizeze cît mai uniform pe toata grosimea stratului de malţ la intervale de maxim 4 ore se schimbă direcţia de deplasare a aerului prin stratul de malţ. Dimensionarea uscătorului pentru o producţie dată se face determinînd un volum necesar (V) pentru a menţine malţul timpul necesar contactului cu aerul cald în uscător:

V

P 

v

(15.57)

notaţiile fiind cele de la relaţia (15-56). Din volum, în funcţie de grosimea stratului de material se determină constructiv celelalte dimensiuni ale unei camere şi numărul de camere verticale. Necesarul de aer se determină în funcţie de debitului de aer eliminat şi de parametrii care se impun pentru aer la fiecare nivel de uscare. Este indicat ca parametrii punctului dfinal care caracterizează aerul la evacuarea din uacător la partea superioară să fie verificaţi astfel încît temperatura punctului de rouă a aerului să fie inferioară temperaturii de intrare a malţului în 184

Operații unitare în ingineria alimentară

uacător. Altfel, în condiţiile iniţiale, suprafaţa malţului va funcţiona ca o oglindă rece şi pînă la ridicarea temperaturii malţului la o temperatură cel puţin egală cu a punctului de rouă, vor avea loc condensări. In asemenea situaţii diluarea finală trebuie realizată cu un amestec de aer cald plus aer rece, care să ducă la o scădere a umezelii amestecului şi ca o consecinţă şi la o scădere a temperaturii punctului de rouă. Amestecul de aer cald în diagrama din fig.15.21 se află pe verticala AB. Uscătorul cu zone este unul din uscătoarele tip cameră întrebuinţat în industria conservelor de legume şi fructe. Din punct de vedere constructiv este o cameră în care uscarea produsului are loc în tăvi care îşi pot schimba poziţia în timp în uscător.

Fig. 15.22. Uscătorul cu zone. 1-camera uscătorului; 2-tavă; 3,4-elemente de încălzire 5-uşă pentru manevrarea tăvilor; 6-ventilator; 7-scheletul macaralei; 8-dispozitiv de împingere; 9-sisem de ridicare.

In tipul de uscător uzual se introduc zece tăvi suprapuse (fig.15.22) pe care se găseşte produsul supus uscării. Tăvile au fun-rtul perforat. Interiorul camerei este împărţit în două printr-un sistem de ţevi pentru încălzirea aerului. Uscătorul mai are un al doilea grup de elemente de încălzire pentru aer, montat în canalul din spatele uscătorului prin care se aspiră aerul din atmosferă şi se amestecă cu aerul recirculat. Tăvile în fiecare zonă sunt menţinute pe umerii fixaţi de grupuri de lanţ gall, formând lanţuri fără sfîrşit, care se deplasează la comandă prin rotirea roţilor de lanţ împreună cu arborii pe care sunt montate roţile de lanţ. Rotirea arborilor se efectuează prin intermediul unui motor electric cti comandă astfel realizată ca la o cursă să se realizeze o deplasare pe o distanţă egală cu distanţa dintre doi umeri pe care sunt agexate tăvile, astfel ca tava să se deplaseze de pe o poziţie pe alta. Ultima tavă din zonă trebuie eliminată fie pentru a fi introdusă în oar-tea superioară a zonei următoare, fie scoasă din sistem pentru ci s-a terminat procesul de uscare. Pentru manevrarea tăvilor în exteriorul uscătorului, în faţa uscătorului există un schelet metalic pe care este montat un dispozitiv cu macara prevăzut cu posibilitatea de a realiza atît miţcări în plan vertical cît şi în plan orizontal pentru a se putea realiza introducerea şi evacuarea tăvilor în uscător. In uscătorul cu zece tăvi, acestea se deplasează de la o poziţie la alta la un interval de 1/10 din durata de uscare, astfel că de la începutul pînâ la sfîrşitul procesului tava cu produsul să treacă prin toate poziţiile. Se pot organiza în principiu două sisteme de circulaţie a tăvilor în uscător. Cel mai uzual este introducerea tăvii cu produsul proaspăt în poziţia superioară şi deplasarea tăvii din poziţie în poziţie pînă la partea inferioară a uscătorului, de unde este evacuată. Pentru trecerea din zona superioară în zona inferioară, tava cu produsul este deplasată prin exterior cu ajutorul macaralei, aşa cum se realizează alimentarea şi evacuarea. Tava cu produs iniţial poate fi introdusă şi în porţiunea superioară a tonei inferioare. In acest caz la început circulă în zona inferioară, apoi este ridicată în partea superioară a zonei superioare. Procesul de uscare se termină în partea inferioară a zonei superioare, de unde este evacuată tava cu produsul uscat. 185

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

Fig. 15.23. Reprezentarea în diagrama I-x a transformărilor aerului în uscătorul cu zone

Drumul de urmat este ales în funcţie de temperatura pe care o suportă produsul în timpul procesului de uscare, deoarece de obicei în cele două zone se lucrează cu temperaturi diferite, mai mare în zona superioară, mai mică în zona inferioară. Indiferent de circulaţie tăvilor cu produsele, aerul are un singur sens de circulaţie în uscător: de jos în sus. Aerul proaspăt în amestec cu o parte din aerul evacuat care este recirculat este trecut peste caloriferul din canalul din spatele uscătorului, încălzit la temperatura corespunzătoare (t1 pe fig.15.23) şi apoi ajuns la partea inferioară a uscătorului străbate zona inferioară de jos în sus. In partea superioară a zonei inferioare ajunge la cel de-al doilea calorifer în care se realizează o nouă încălzire (pînă la t3 pe fig.15.23), parcurge o zonă superioară şi este evacuat prin intermediul unui ventilator. Productivitatea uscătorului (P) este determinată de suprafaţa unei tăvi (A), de numărul de tăvi (n), de grosimea stratului de produs supus uscării (h), de densitatea aparentă a stratului de produs ( v ) şi durata totală a procesului de uscare (). Ea poate fi determinată prin relaţia:

P

A.h.n. v

(15.61)



Pentru stabilirea debitului de aer se determină debitul total de apă evacuată pe bază de ecuaţii de bilanţ de materiale. Debitul de aer se poate determina pe baza relaţiei:

L

U x4  xam

(15.62)

Debitul de aer proaspăt (L ) se calculează ţinînd seama de regulile amestecului, respectiv de proporţionalitatea pe dreapta AE:

L p  Lt 

ME AE

(15.63)

Cele două calorifere vor fi dimensionate pentru a transmite fluxurile termice: - în caloriferul din canal:

QI  Lt ( I1  I am )

(15.64)

- în caloriferul din camera uscătorului:

QII  Lt ( I 3  I 2 )

(15.65)

Parametrii aerului se aleg în funcţie de regimul de lucru, ţinîndu-se seama că apa eliminată în zona superioară (Us) raportată la apa eliminată în zona inferioară (Ui), ţinînd seama că debitul de aer în uscător este constant, trebuie să respecte raportul: 186

Operații unitare în ingineria alimentară

Us x  x3  4 U i x2  xam

(15.66)

cantitatea totală de apă eliminată fiind U. Uscarea pastelor făinoase în cele mai multe cazuri se realizează în uscătoare cameră. In fig.15.24 este prezentată o cameră de preuscare pentru paste lungi după firma Pavan. In această cameră pastele lungi după ce ies din presă şi sunt aşezate pe bastoane se deplasează în lungul camerei reducîndu-şi umiditatea de la 27-32% la 21-26% în funcţie de sortiment, timpul de preuscare fiind 45-60 minute. Deoarece pastele au tendinţa da crăpare fiind mai apropiate de golurile coloidale , uscarea trebuie realizată în condiţii blînde (temperatură scăzută şi aer cu umezeală relativă ridicată, temperatura aerului variind între 35-48°C şi umezeala relativă  = 8o-9o%, menţinîndu-se produsul la o umiditate apropiată de umiditatea de echilibru funcţie de umezeala relativă şi temperatura aerului.

Fig. 15.24. Preuscător pentru paste lungi al firmei Pavan. 1-cameră de preuscare; 2-lanţ transportor; 3-bastoane; 4-roţi de lanţ; 5-ventilator axial de aspiraţie; 6-ventilator axial de refulare; 7-motor electric; 8-element de încălzire superior; 9-element de încălzire inferior.

Pentru a se realiza un proces blînd de uscare aerul circulă în curent paralel cu produsul cu încălziri şi recirculări în patru etape succesive, cu încălzire crescîndă, menţinîndu-se în ansamblu umezeala relativă aproximativ constantă. Recircularea aerului în fiecare etapă se realizează prin intermediul a două ventilatoare axiale. Elementele de încălzire a aerului sunt montate atît la partea superioară, care realizează o aşa zisă încălzire exterioară cît şi la partea inferioară, care realizează o încălzire interioară. Procesul de uscare în diagrama l-x este prezentat în fig.15.25 unde se poate vedea că se urmăreşte menţinerea umezelii relative constante. Faptul că în fiecare compartiment apare o creştere a en-talpiei indică prezenţa elementelor de încălzire de la partea inferioară.

Fig.15.25. Reprezentarea în diagrama I-x a transformărilor aerului În preuscătorul pentru paste lungi ale firmei Pavan 187

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

In fig.15.26 este prezentată schema camerei de uscare pentru paste lungi după firma Pavan în care uscarea propriu zisă se realizează la trei nivele suprapuse, continuîndu-se uscarea de la 2o-26 % la 11-13 %. In cele trei camere 0

0

temperatura aerului variază între 43-35 C vara şi 38-30 C iarna, umezeala relativă variind în lungul drumului de uscare între 85 şi 65 %, timpul de uscare fiind 24-36 ore.

Fig.15. 26. Uscătorul pentru paste lungi al firmei Pavan. 1-cameră de uscare; 2-lanţ transportor; 3-bastoane; 4-roţi de lanţ; 5-elevator; 6-ventilator; 7-răcitor-condensator.

Aerul utilizat pentru uscare în fiecare compartiment circulă în circuit închis, eliminarea umidităţii realizîndu-se prin condensare, prin răcirea aerului (răcire-uscare) şi apoi încălzire la parametri la care se introduc în uscător. Distribuirea uniformă a aerului în compartimentul în care are loc uscarea se realizează prin tuburi telescopice care se lungesc automat. In compartimentul inferior, circulaţia aerului în contact cu produsul se realizează de sus în jos, iar în celelalte compartimente circulaţia se realizează de jos în sus, ca în fig.15.27.

Fig. 15.27. Secţiune prin uscătorul de paste lungi în zona de răcire a aerului. 1-camera uscătorului; 2-roţi de lanţ; 3-baston; 4-răcitor-condensator; 5-încălzitor; 6-colector de condensat; 7-ventilator; 8-motor electric; 9-tub telescopic; 10-lanţ.

Procesul de uscare dinur-un compartiment este reprezentat în fig.15.28, în care faza 1-2 se realizează în uscător; faza 2-5 în răcitorul condensator, iar faza 0-1 în încălzitorul de aer. Ventilatorul care asigură circulaţia aspiră aerul din încălzitor şi-1 refulează în tubul telescopic cere intră în uscător. După răcitorul condensator, construcţia este prevăzută cu posibilitatea de colectare a condensatului, care corespunde cu apa evaporată din paste.

188

Operații unitare în ingineria alimentară

Fig.15.28. Reprezentarea în diagrama I-x a transformărilor aerului pentru unul din nivelurile uscătorului Pavan.

Lungimea lanţului transportor necesar pentru preuscare, respectiv pentru uscare este determinată de durata uscării şi viteza de înaintare a lanţului:

L  w 

(15.67)

In care w viteza de înaintare a lanţului, care trebuie considerată 4,8-7,2 m/h; -durata uscării, h; L-lungimea utilă a lanţului, m. Debitul preuscătorului, respectiv uscătorului, se determină din relaţia:

Qm  mb  nb  w

(15.68)

În care: Qm-debitul masic de paste uscate, kg/h; mb-masa pastelor încărcate pe un baston, raportat la pastele uscate, kg/baston; nb-numărul de bastoane ce se montează pe metru de lanţ; w-viteza lanţului (cea din relaţia 15.67).

15.3.2.2. Uscătoare tunel si rotative Uscătoarele tunel sunt întrebuinţate în special pentru uscarea fructelor si legumelor. Construcţia tunelului de uscare propriu zis este de obicei din zid cu planşeu şi pardoseală din beton armat (fig.15.29). Tunelul este închis la cele două capete cu uşi metalice din pereţi dubli avînd îr interior izolare termică. In partea superioară pe planşeu sunt montate: ventilatorul sau ventilaxoarele, caloriferul, canalul de circulaţie a aerului, inclusiv golurile pentru admisia aerului cald şi evacuarea aerului umed din uscător.

Fig. 15.29. Uscător tunel. 1-tunel; 2-cărucior; 3-ventilator; 4-calorifer; 5-clapetă de reglare.

Fructele sau legumele pentru uscare se aşează în tăvi pe cărucioare şi se introduc în tunel, cărucioarele putînd fi de tipul cu roţi care se deplasează pe şine sau cu roţi care se deplasează pe pardoseală de beton. Cărucioarele se introduc 189

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

la un capăt şi se evacuează la celălalt capăt. Introducerea cărucioarelor se realizează la intervale; pe măsură ce unul se evacuează, altul se introduce. Circulaţia aerului se realizează de obicei în contracurent faţă de deplasarea produsului. Pentru a realiza uscarea la umezeală relativă mai mare, în cele mai multe cazuri se asigură o recirculare parţială a aerului. Temperatura de intrare, respectiv de evacuare a aerului, precum şi umezeala relativă trebuiesc alese în funcţie de tipul de produs. Pentru încălzirea aerului se poate folosi aburul saturant sau se pot utiliza chiar gaze de ardere. Uscarea în aceste uscătoare este un proces continuizat, prin introducerea şi evacuarea produselor pe cărucioare. Insă intrarea şi evacuarea se realizează totuşi discontinuu. Uscătoarele rotative fac parte din grupa uscătoarelor continui. Ele sunt construite dintr-un tub cilindric, uşor înclinat în care materialul supus uscării se deplasează în curent paralel sau în contracurent cu agentul de uscare. In industria alimentară uscătoarele rotative se utilizează în special la uscarea borhotului în industria zahărului, la uscarea zahărului şi uneori la uscarea tutunului tăiat şi a lactozei. In toate cazurile de uscare în industria alimentară circulaţia produsului se realizează în curent paralel cu agentul de uscare. Pentru uscarea borhotului se utilizează ca agent de uscare gaze de ardere diluate cu aer, în celelalte cazuri aer cald. In fig.15.3o este prezentată schema unui uscător rotativ destinat pentru borhot, alcătuit dintr-un cilindru 1 montat orizontal sau înclinat puţin, avînd în interior dispozitive de repartizare a produsului în interiorul uscătorului. Cilindrul este prevăzut cu două bandaje exterioare netede 2, care la rîndul lor se sprijină pe cîte o pereche de role 3. Pe cilindru este fixată o coroană dinţată 4 cuplată cu dispozitivul de acţionare 5 al tamburului. Dispozitivul de acţionare este format dintr-un motor electric, un roductor şi o roată dinţată. Materialul care intră în uscător prin dispozitivul de alimentare, cade pe paletele dispozitivului de repartizare şi se deplasează în curent paralel cu gazele de ardere, care sunt agentul de uscare.

Fig.15.30. Uscător rotativ. 1-cilindru de uscare; 2-bandaje exterioare netede; 3-role de sprijin; 4-coroană dinţată; 5-electromotor; 6-focar; 7-cameră de amestec; 8-ventilator; 9-ciclon.

Datorită şicanelor (fig.15.31) materialul se repartizează mai uniform pe secţiunea cilindrului şi se creează o suprafaţa de evaporare a umidităţii mai mare şi un contact mai bun între produsul supus uscării şi agentul de uscare.

Fig.15.31. Şicane interioare în uscătorul rotativ. a-palete elevatoare; b-palete distribuitoare c-palete combinate.

190

Operații unitare în ingineria alimentară

Materialul se deplasează de-a lungul cilindrului şi la capătul celălalt este evacuat prin dispozitivul de descărcare. Gazele de ardere produse în focarul 6 şi diluate cu aer în camera de amestec 7, pentru a le aduce la temperatura dorită, circulă în paralel cu materialul şi cu ajutorul ventilatorului 8 sunt evacuate în atmosferă. Pentru recuperarea urmelor de produs antrenat de agentul de uscare, acesta este evacuat prin intermediul ciclonului 9. Dispozitivul de alimentare şi cel de evacuare ale produsului sunt părţi fixe şi la legătura cu cilindrul rotativ sunt prevăzute dispozitive de etanşare. Pentru evitarea scăpărilor de gaze datorită nereelizării unei etanşări corespunzătoare, ventilatorul prin care se asigură evacuarea gazelor realizează o mică depresiune în interiorul uscătorului.

15.3.2.3. Uscătoare tip bandă de transport Uscătoarele tip bandă de transport se încadrează în categoria uscătoarelor cu funcţionare continuă. In industria alimentară se întrebuinţează pentru uscarea mai multor tipuri de produse, cele mai importante fiind legumele, fructele, amidonul, pastele făinoase. In industria conservelor de legume şi fructe se întrebuinţează uzual un uscător cu patru benzi suprapuse (fig.15.32), în care materialul supus uscării este ridicat cu ajutorul unui elevator la banda superioară, pe care este distribuit şi circulă de pe bandă pe bandă pînă ajunge la partea inferioară, la dispozitivul de evacuare, care poate fi o bandă sau un alt element de transport. Banda propriu-zisă în mod normal este o placă din sîrmă de oţel. Pentru uniformizarea pe benzile superioare sunt prevăzute dispozitive de amesteca-uniformizarea stratului, iar la trecere de pe o bandă pe alta un plan înclinat pentru dirijare şi un dispozitiv de curăţire. Tot sistemul poate fi antrenat de la un singur electromotor, însă unele uscătoare din această categorie au două sau chiar trei grupuri de antrenare. Suprafaţa de transfer de căldură este distribuită între cele două ramuri ale fiecărei benzi. In consecinţă un uscător cu patru benzi suprapuse are patru grupuri de ţevi cu aripioare care formează cele patru zone de transfer de căldură necesare pentru încălzirea aerului. Deoarece sub banda inferioară se încălzeşte aerul din nediul înconjurător şi este nevoie să se transmită de obicei un flux caloric mult mai mare decît la celelalte benzi, pe lîngă mărirea suprafeţei de transfer de căldură se practică şi mărirea diferenţei de temperatură prin utilizarea ca agent de transfer de cilldură a aburului satu-rant la presiunea de 0,6-1,2 MPa, în timp ce la celelalte calorifere se foloseşte abur de 0,2-0,3 MPa. Circulaţia aerului utilizat ca agent de încălzire pentru produs şi transportor de umiditate se realizează transversal pe direcţia de deplasare a materialului supus uscării, aerul circulînd de jos în sus şi suferind alternativ operaţii de încălzire urmate de străbaterea materialului pentru realizarea uscării.

Fig.15.32. Uscător cu benzi cu tiraj natural. 1-carcasă; 2-benzi; 3-ţevi cu aripioare; 4-elevator; 5-bandă de evacuare; 6-plan înclinat; 7-dispozitiv de amestecare; 8-dispozitiv de curăţire; 10-coş de evacuare; 11-clapetă de reglare tiraj; 12-separatoare condensat. 191

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

Circulaţia aerului se poate realiza pe bază de tiraj natural ca în fig.15.32, in care caz construcţia este prevăzuta cu un coş, de tiraj și clapete de reglare a deschiderii coşului care ajută la reglarea tirajului. Circulaţia aerului poate avea loc gi pe bază de tiraj forţat realizat prin intermediul unui ventilator montat la partea superioară. Tirajul forţat este necesar pentru toate cazurile de reglare automată si impune modificarea părţii superioare In sensul că apare un acoperiş înclinat pe direcţia de deplasare a produsului pe banda superioară. Din punctul cel mai înalt al uscatorului aerul cald este aspirat de un ventilator din care o parte este evacuat în atmosferă (în exteriorul încăperii), iar altă parte este recirculat printr-un canal la partea inferioară unde se amestecă cu aer din mediu si se reintroduce în uscător. Producţia uscătorului este determinată de lăţimea benzii, grosimea stratului de material şi viteza de înaintare a benzii:

P  l.h.v .w

(15.69)

în oare: P-productivitatea benzii, kg/a.; l -lăţimea utilă a benzii, m.; h-grosimea stratului de material pe bandă, m. Grosimea stratului de material pe bandă în funcţie de produsul supus uscării variază între 3-8 cm; ρv -densitatea aparentă 3

(masa volumică aparentă), kg/m ; w-viteza de deplasare a benzii, m/s. Valoarea uzuală a vitezei de deplasare a benzii este de 0,2-0,5 m/min., însă ea este determinată de lungimea utilă a tuturor benzilor (L) pe care se realizează uscarea produsului si durata necesară pentru realizarea procesului de uscare (τ).

w

L



(15.70)

Durata de uscare este caracteristică produsului, formei sub care se prezintă produsul (mărimea particulelor), grosimii stratului de produs pe bandă, temperaturii aerului, umezelii relative a aerului etc. Până în prezent ea trebuie determinată de baze experimentale. Umiditatea totală de eliminat din produs ca şi în cazul celorlalte uscătoare, se determină pe bază de bilanţ de materiale. Debitul de aer se determină în funcţie de parametrii aerului şi debitul de apă de evaporat. Parametrii iniţiali ai aerului sunt determinaţi de condiţiile climatice (localitate, perioadă a anului). Parametrii finali sunt determinaţi de o serie de elemente care sunt legate de condiţiile de funcţionare a uscătorului. In cazul uscătorului care funcţionează cu tiraj natural, procesul în diagrama l-x este prezentat în fig.15.33. Din analiza procesului de pe diagramă se constată că pentru determinarea procesului în caz de proiectare trebuie să se impună temperaturile aerului la intrare în material pe fiecare bandă şi temperaturile de ieşire a aerului din material la fiecare bandă, la care apreciindu-se pierderile de căldură prin căderile de entalpie la fiecare bandă s-a trasat complet diagrama; se cunosc pe lângă temperatură entalpia şi umezeala aerului în fiecare punct. Ţinând seama că acelaşi aer trece prin materialul de pe fiecare bandă, se respectă relaţia:

U1 : U 2 : U3 : U 4  ( x8  x6 ) : ( x6  x4 ) : ( x4  x2 ) : ( x2  x0 )

(15.71)

sau raportul debitelor de apă evaporată pe fiecare bandă este egal cu raportul diferenţelor între umezeala aerului la ieşire şi intrare pe fiecare bandă. Din condiţiile experimentale determinându-se umiditatea produsului de pe fiecare bandă, se poate determina debitul de apă evaporată pe fiecare bandă. Cunoscându-se apa evaporată se pot determina rapoartele între diferenţele de umezeală a aerului de la o bandă la alta şi detarmina întregul sistem. Cantităţile de căldură necesare pe fiecare bandă se determină prin ecuaţia obişnuită şi se pot dimensiona caloxiferele. In fig.15.34. este prezentată construcţia diagramei parametrilor aerului în diagrama l-x pentru uscătorul cu benzi cu recirculare de aer. Construcţia diagramei se realizează pe aceleaşi principii ca cea fără recirculare, cu condiţia să se ţină seama de raportul de recirculara care este dat de raportul segmentelor AM/KM, raportul dând proporţia de aer recirculat faţă de aerul din mediul ambiant. 192

Operații unitare în ingineria alimentară

Fig. 15.34. Reprezentarea în diagrama I-x a transformărilor aerului pentru uscătorul cu benzi ci tiraj forţat.

In cela doua diagrame s-a considerat temperatura maximă pe banda superioară unde are loc alimentarea uscătorului cu produsul supus uscării şi temperaturile pe ultimele benzi (benzile inferioara) minime şi egale între ele. Aceasta este valabil pentru unele produse, ca de exemplu pentru mere la uscarea cărora se poate admite pe banda superioară 110-120°C, în timp ce pe benzile inferioare nu se poate depăşi 75-80°C. Pentru alte produse regimul temperaturilor trebuie stabilit funcţie de produs. Se construiesc uscătoare cu benzi suprapuse care au lungimea benzii între axele tamburilor de 10-14 m. şi lăţimea de 1,6-2,0 m. Uscătoarele cu benzi suprapuse se utilizează şi la uscarea pastelor medii şi scurte. In fig.15.35. este prezentată schema uscătorului Pavan pentru paste scurte. Este un uscător cu cinci benzi suprapuse şi cu circulaţia aerului în contracurent cu pastele supuse uscării. Pastele scurte sunt aduse în partea superioară a uscătorului şi circulă de pe bandă pe bandă ca şi în cazul uscării fructelor şi legumelor. Spre deosebire da uscătorul de fructe şi legume însă, la acest uscător nu mai apar dispozitive de uniformizare a stratului, de amestecare a produsului de pe bandă sau de curăţire a benzii. Planul înclinat la trecerea de pe o bandă, pe alta in cazul acestui uscător ara rolul de a separa spaţiul pentru circulaţia aerului. Pentru circulaţia aerului, în spaţiul dintre cele două ramuri ale benzii, la fiecare bandă sunt patru zone distincte de circulaţia , aerului, prevăzute fiecare cu ventilator şi element de încălzire a aerului. In fiecare din aceste zone aerul este recirculat. La aspiraţie în ventilator aerul asta amestecat cu aer utilizat în zona prece-j dentâ, iar la recirculare o parte din aerul încălzit după ce a străbătut stratul de produs supus uscării de jos în sus trece în zona următoare a uscătorului pe aceeaşi bandă sau pe banda imediat superioară prezentind o circulaţie în contracurent. La intrare în uscător se aspiră prin stratul de material aer din mediul ambiant din camera în care este amplasat uscătorul şi care are regim de cameră cu aer condiţionpt, aerul acesta avînd rolul de a contribui la răcirea produsului. La începerea uscării produsului o parte din aer este eliminat în mediul ambiant, în camera în care este amplasat uscătorul. Luat în ansamblu, uscătorul de paste scurte poate fi considerat un uscător ca încălzire interioară a agentului de uscare.

193

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

Fig. 15.35. Uscătorul cu benzi, tip Pavan, pentru paste scurte 1-carcasă; 2- danda de uscare; 3- bandă de alimentare; 4- plan înclinat; 5- perete despărţitor pentru circulaţia aerului; 6- electromotor; 7- ventilator; 8- element de încălzire.

Fiecare din cele douăzeci de zone, dintre care doar 14 zone sunt active, reprezintă un uscător cu recircularea aerului şi utilizare ca aer din sediul ambiant a aerului cald utilizat parţial în zona precedentă. Procesul de uscare pentru trei zone învecinate se prezintă în diagrama l-x (fig.15.36). Această schemă de diagramă poate fi extinsă la toate cele 20 de zone ale uscatorului. Din analiza acestei porţiuni de proces se constată că aerul este supus la încălziri cu valoarea diferenţei de temperatură mica şi parametrii aerului de la zonă la zonă variază destul de puţin. Parametrii aerului în uscător, ţinând seama de produs, se menţin la temperaturi de 35-45°C şi umezeala relativă de 65-85 % scăzând de la intrarea produsului spre evacuarea sa.

Fig. 15.36. Prezentarea în diagrama I-x a transformărilor aerului pentru uscătorul cu benzi, tip Pavan, pentru paste scurte, în zone, învecinate.

15.4. Uscarea conductivă 15.4.1. Realizarea uscării conductive In cazul uscării conductive materialul umed rămâne continuu în contact cu o suprafaţă caldă de la care priveşte căldura prin conducţie, pentru realizarea unui transfer de căldura corespunzător contactul între suprafaţa caldă şi materialul umed trebuie să fie cît mai bun. Uscarea conductivă se realizează ca şi cea convectivă, în mai multe faze. Deoarece căldura necesara evaporării umidităţii este transmisă prin conducţie, fluxul termic şi de masă au acelaşi sens, de la suprafaţa caldă către cea rece. Vaporii de apă difuzează către suprafeţele mai reci realizîndu-se astfel atât transferul termic, cât şi cel de masă între straturile materialului. Dacă suprafaţa liberă a materialului este mai rece decât suprafaţa caldă, vaporii de apă formaţi pot

194

Operații unitare în ingineria alimentară

condensa în drumul lor spre partea mai rece a stratului, asigurând o redistribuire permanentă a umidităţii şi temperaturii între straturile materialului. Primul punct critic al vitezei de uscare se atinge când forţele capilare din material nu mai sunt capabile să transporte către suprafaţa calda cantitatea de umiditate care se evaporă. Materialul din apropierea suprafeţei calde ajunge în domeniul higroscopic sau devine complet uscat, temperatura sa putând depăşi 100°C. In a doua fază a uscării, căldura care pătrunde în zona de evaporare (care se depărtează continuu de suprafaţa caldă), trebuie să învingă rezistenţa conductivă a stratului de material uscat, care este o rezistenţă suplimentară şi variabilă, încât viteza de uscare scade continuu. Uscarea prin contact depinde de variaţia coeficientului de conductivitate termică al materialului umed în timpul procesului care influenţează condiţiile de transfer de căldură şi masă, viteza de uscare şi durata procesului. Materialele poroase umede pot avea porii dispuşi paralel sau normal faţă de direcţia fluxului termic. Dacă λ s şi λl reprezintă coeficienţii de conductivitate termică pentru materialul solid uscat respectiv pentru lichidul (apa) din pori, relaţia teoretică de calcul a coeficienţilor de conductivitate termică pentru materialul umed cu porii umpluţi cu apă, paraleli cu direcţia fluxului termic, va fii:

a  (1   ).s   . l

(15.72)

iar pentru materialul cu porii umpluţi cu apă, perpendiculari pe direcţia fluxului termic:

b 

1 1 

s

(15.73)

  l

In general porii nu au această orientare unică în material şi în plus există pori cu aer, ai căror pereţi sint umeziţi cu lichid. La suprafaţa de contact se stabileşte temperatura tc , iar pe partea"rece" a materialalui unec t0 . Vaporii de apă rezultaţi la uscare sunt preluaşi de un curent de aer cu temperatura t 2 . Considerând un câmp de temperatură staţionar, întrega cantitate de căldură primită de la suprafaţa caldă serveşte pentru evaporarea umidităţii şi încâlzirea curentului de aer. Coeficientul total de transfer de căldură, k de la agentul termic de încălzire la suprafaţa "rece" a corpului umed se exprimă prin relaţia:

k

1

(15.74)

 p m   1  p m 1

Fluxul termic unitar transmis de la agentul de încălzire la corpul umed va fi: q=k(t1 – t0) O parte dia acest flux de călduri trece la aerul care scaldă materialul umed,

(15.75)

qe   2 (t0  t2 ) , iar restul serveşte

pentru evaporarea umidităţii. Fluxul unitar de vapori mv, formaţi de unitatea de suprafeţe umedă în unitatea de timp va fi:

mv 

k (t1  t0 )   2 (t0  t2 ) 2 , kg /( m .a) r

(5.76)

în care r este căldura latentă de vaporizare a apei. Acest flux unitar de vapori este identic vitezei de uscare în prima fază de uscare:

mv 

km ( ps  p v ) Rv .T

(15.77)

195

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

în care k este coeficientul de transfer de masă; Rv este ecnatenta gazelor pentru vaporii de apă; T este temperatura termodinamici; ps este presiunea de saturaţie a vaporilor de apă la suprafaţa materialului umed; pv este presiunea parţială a vaporilor de apă în aerul umed de deasupra materialului. Coeficientul de transfer de masă se poate calcula cu relaţia lui Lewis:

2 km

  .c p

(15.78)

în care: ρ este densitatea; cp este căldura masică la presiune constantă.

15.4.2. Uscătoare conductive Uscătoarele conductive pot avea funcţionare continuă sau discontinuă, la presiune atmosferică sau sub vid. Din punct de vedere constructiv aceste uscătoare pot fi: cu cilindri (tăvălugi); cilindrice; tubulare rotativa; cu şnec, etc. In industria alimentară uscarea conductivă se aplică, ca şi uscarea prin pulverizare, produselor care înainte de uscare se prezintă sub formă fluidă. Deşi din punct de vedere economic uscarea prin conducţie este dintre cele mai avantajoase realizând cele mai mici consumuri de căldură, din punct de vedere tehnologic prezintă dezavantaje care se repercutează asupra calităţii produsului, în sensul denaturării unor componenţi. In industria alimentară, dintre variantele constructive de uscătoare conductive existente se folosesc uscătoare cu tasaiburi şi uscătoare tubulare şi multitubulare. Uscătoarele cu tamburi, construite în variantele cu un tambur sau cu doi tamburi (fig.15.38 şi 15.39) sunt utilizate pentru uscarea laptelui şi a zerului concentrat, respectiv a drojdiei de bere, laptelui proaspăt sau concentrat, a sângelui, a piureurilor de fructe şi legume.

Fig. 15.38. Schema unui uscător cu un tambur. 1-tambur; 2- materialul supus uscării; 3- cuvă; 4- dispozitiv de curăţire; 5- limitator de strat; 6- agitator; 7- racord de golire.

Fig. 15.39. Schema unui uscător cu doi tamburi. 1-cuvă; 2- tamburi; 3- cuţite de răzuire; 4- racord pentru evacuarea materialului uscat şi intrarea aerului; 5- racord pentru evacuarea aerului uscat. 196

Operații unitare în ingineria alimentară

In fig.15.39 este prezentat un uscător cu doi cilindri 2 care se rotesc în sens de întâmpinare în interiorul carcasei uacătorului 1. Materialul supus uscării este introdus în uscător pe la partea superioară în spaţiul dintre cei doi cilindri. Distanţa dintre cei doi cilindri fiind mică nu permite decât scurgerea celor două pelicule care se formează la suprafaţa celor doi tamburi. Prin rotirea tamburilor pe suprafaţa lor se deplasează pelicula de produs care se formează şi se usucă pe seama căldurii transmisă de la aburul care se condensează în interiorul cilindrului. Produsul uscat este ras de pe tambur prin intermediul cuţitelor 3, după ce au parcurs circa 270° din circumferinţa cercului. Produsul ras - care este uscat - cade şi este evacuat printr-un orificiu la baza carcasei. Umiditatea care se elimină este evacuată printr-un coş de tiraj fiind antrenată de aerul care se deplasează la suprafaţa cilindrului. Aerul în acest caz serveşte pentru transportul umidităţii evaporate şi parţial pentru răcirea produsului. Aburul necesar acoperirii consumului de căldură pentru realizarea proceaului de uscare, este introdus în interiorul cilindrului prin arborele gol pe care se sprijină tamburul şi prin care se asigură mişcarea de rotaţie a tamburului. La celălalt capăt al cilindrului prin arborele gol iese o conductă îndoită spre partea inferioară a cilindrului prin care se elimină condensatul ce apare în interiorul cilindrului. Instalaţiile construite să funcţioneze după acest principiu, utilizează tamburi cu diametru de 0,6-2,5 m. care fureţioneazâ la turaţii de 2-8 rot/min., realizând uscarea în peliculă cu grosimea de 0,1-1 mm. La transferul de căldură se realizează un coeficient total de transfer de 150-2000 W/(m grd), pentru evaporarea unui kg. umiditate se condensează 1,2-1,5 kg.abur saturant. In procesul de uscare prin conducţie, după experienţele lui Kovalence în 7 % din timp (iniţial) se elimină 45 % din umiditate, iar în 40 % din timp (final) se elimină numai 9 % din umiditate. In faza intermediară care reprezintă 53 % din timp se elimină 46 % din umiditate. Debitul uscătorului tambur în care uscarea se realizează prin conducţie, ţinând seama că există un echilibru în mişcarea de rotaţie, se poate determina pe baza relaţiei:

P  2 .n.R.L. .

(15.79)

în care: P-productivitatea uscătorului raportată la produsul iniţial supus uscării, kg/s; R, L-raza respectiv lungimea tamburului, m.; n-turaţia tamburului, rot/s.; δ -grosimea stratului de materiei supus uscării la începutul procesului sau 1/2 din distanţa dintre cei doi tamburi; ρ -densitatea produsului în starea iniţială (la începutul procesului cînd produsul încă este fluid). Turaţia tamburului trebuie aleasă în funcţie de durata uscării adecvată produsului şi condiţiilor de umiditate finală a acestuia. Uscătoarele tubulare şi multitubulare sunt uscâtoare continue, utilizate în locul uscătoarelor tambur convective, când produsul nu trebuie să intre în contact direct cu agentul de uscare şi se utilizează pentru produse granulară şi pulverulente. Agentul de încăltire circulă prin ţevi, iar produsul printre ţevi. In general, circulaţia material-agent este de tip contracurent, preluând vaporii de apă degajaţi din material. Ca agent de încălzire a fascicolului multitubular se foloseşte de obicei aburul.

15.5. Uscarea radiant-convectivă 15.5.1. Realizarea uscării radiant-convective Transferul de căldură prin radiaţie apare alături de cel prin convecţie în cazul utilizării gazelor de ardere ca agent de uscare în uscarea convectivă, datorită componenţilor heteropolari, C02 şi vapori de apă. Alături de această modalitate 197

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

combinată de desfăşurare a uscării în practică există uscătoare care utilizează radiaţii intraroşii cu λ= 0,4-300  m., 0

produse de lămpi speciale sau ecrane radiante încălzite la 500-600 C. Efectiv în uscare folosesc aşa numitele radiaţii IR scurte (λ = 0,4-0,8  m), procesul având loc prin absorbţia lor parţială şi transformarea energiei radiante în căldură. Absorbţia radiaţiilor de către un corp depinde de natura sa şi de starea suprafeţei sale. Uscarea materialelor capilar-poroase, cum sunt produsele alimentare, în general, poate avea loc numai în măsura pătrunderii radiaţiilor în interiorul corpului. Prin creşterea lungimii de undă a radiaţiilor, adâncimea de penetraţie scade, conform legii lui Wien (λ

=

2886/T

 m.),

ceea ce conduce la scăderea temiperaturii (de exemplu,

pentru pâine adâncimea maximă de penetrare este de cea.. 7 mm..). Produsele alimentare sunt caracterizate, în general, de permeabilitate mare sau medie faţă de radiaţiile IR. Conform legii lui Bouger, atenuarea intensităţii radiaţiei după trecerea printr-un strat de grosime x este exponenţială în raport cu intensitatea radiaţiei incidente:

I  I 0 .exp(  K .x) W/m3

(15.80)

în care: I-intensitatea radiaţiei după trecerea prin stratul de material de grosime x; I0 este intensitatea radiaţiei incidente; Kλ este coeficientul de extincţie (atenuare) a radiaţiei şi x este grosimea stratului. Coeficientul Kλ, coeficient liniar de absorbţie, depinde de natura şi umiditatea materialului precum şi de lungimea de undi a radiaţiei. In cazul uscării radiant-convective, gradientul de temperatură poate atinge valori mari (20-50°C/cm.). Principalul avantaj al uscării cu radiaţii IR constă în scurtarea considerabilă a duratei de uscare, în special în etapa de uscare la viteză descreseândă. Deoarece materialele supuse uscării în industria alimentară sunt corpuri coloidale capilar-poroase, fluxul radiant pătrunde în material pe o adâncime de 0,1-20 mm., funcţie de material şi lungimea de undei a radiaţiei. Pătrunzând în capilare, prin numeroasele reflexii pe pereţii acestora, radiaţiile sunt absorbite aproape complet şi transformate în căldură în interiorul stratului, ceea ce face ca temperatura materialului să fie maximă în interiorul stratului, iar gradientul termic să aibă acelaşi sens cu gradientul de umiditate, ceea ce conduce la mărirea fluxului termic şi a vitezei de uscare. Curbele de uscare confirmă şi în cazul uscării cu radiaţii IR existenţa celor două etape distincte de uscare: uscarea cu viteză constantă şi uscarea cu viteză deecrescânlă, dar în a doua etapă viteza de uscare este net superioară celei din uscarea convectivă. Radianţii de IR pot fi obscuri sau luminoşi. Radianţii luminoşi sunt lămpi cu filament de wolfram, de puteri de ordinul 125 - 1000 W, realizând o densitate a radiaţiilor de 4 - 18 kW/m ; distanţa minimă la care trebuie amplasate lămpile de materialul supus uscării este de cea. 40 cm., pentru ca uscarea să fie uniformă, amplasarea lor făcându-se decalat din acelaşi motiv. Temperatura suprafeţei unei asemenea lămpi este 150 - 170°C. Radianţii obscuri pot fi radianţi metalici sau ceramici. Radianţii metalici pot fi prevăzuţi cu încălzire electrici seu cu gaze de ardere, inclusiv de la o flacără deschisă. Radianţii metalici încălziţi electric sunt prevăzuţi cu rezistenţe electrica din crom-nichel îngropate într-un strat de oxid (de obicei MgO), închişi într-o manta de oţel sau oţel aluminat; 0

temperatura suprafeţei radiantului este de 400-650 C, iar densitatea radiaţiilor produse poate o atinge 100 kW/m . Radianţii ceramici şi unii metalici pot fi încălziţi cu gaze de ardere direct de la flacără sau indirect; în ambale cazuri gazele de ardere părăsesc instalaţia cu temperatură ridicată motiv pentru care sunt dotate cu recuperatoare care folosesc căldura pentru preuscarea materialului. Temperatura plăcilor radiante poate atinge valori de 2

440°C, iar densitatea radiaţiei valori de 11 JcW/m .

198

Operații unitare în ingineria alimentară

15.5.2. Instalaţii de uscare radiant-convectivă Instalaţiile de uscare cu radianţi infrarogii folosesc în aer obişnuit pentru deplasarea materialului, în cazul uscătoarelor continue benzile de transport pe care materialul este supus acţiunii radiaţiilor, de sus în jos, de jos în sus sau din ambele direcţii. In fig.15.40 este prezentat schematic uscătorul cu radianţi încălziţi cu gaze prin combustie. Sunt prezentate cele două variante posibile: radiaţii de la flacără deschişi sau de la suprafaţa radiantului în interiorul căruia circulă produsele de ardere. In ambele variante gazele de ardere părăsesc uscâtorul la temperatură ridicată. Cu toate acestea folosirea radiaţiilor de la radianţi încălziţi cu gaze prin combustie este mai economică decît folosirea radiaţiilor provenite ain surse electrice. In procedeul de uscare cu radiaţii infraroşii s-au analizat mai multe variante: a) menţinerea materialului la acţiunea continuă a radiaţiilor; b) menţinerea materialului la acţiunea intermitentă a radiaţiilor.

Fig. 15.40. Uscătoare cu radianţi a-cu radianţi încălziţi cu flacără deschisă; b-cu radianţi cu gaze de ardere. 1-arzător; 2-radiant; 3-bandă de transport; 4-cameră de ardere; 5-preîncălzitor; 6-injector; 7-ventilator; 8-racord evacuare gaze.

Pentru rodusele alimentare la care trebuie să se evite ridicarea temperaturii în stratul de material acţiunea intermitenta a radiaţiilor este mai indicată şi în acelaşi timp mai economică. In toate cazurile de uscare cu radiaţii infraroşii realizate la presiunea atmosferica, vehicolul care îndepărtează umiditatea de lângă produs este aerul în mediul înconjurător. In cazul acţiunii intermitente a radiaţiilor, în perioada în care materialul nu se găseşte sub acţiunea radiaţiilor, aerul joacă rol şi de agent de uscare.

15.6. Uscarea sub depresiune 15.6.1. Realizarea uscării sub depresiune Pentru produsele termosensibile se recomandă uscarea la presiune redusă. Datorită reducerii presiunii temperatura de fierbere a lichidului de eliminat prin uscare este mai scăzută, ceea ce conduce la eliminarea umidităţii din material prin vaporizare, în locul evaporării. Ca urmare a acestui fapt creşte viteza de uscare şi scade durata uscării, ceea ce pentru produsele alimentare constituie avantaje suplimentare evitându-se fenomene nedorite cum ar fi oxidări, modificarea culorii, distrugerea unor principii nutritive, a enzimelor etc. Funcţionarea sub depresiune conduce la o uscare conductivă, radiantă sau radiant-convectivă. Pentru reducerea consumului energetic, la uscarea sub depresiune, trebuie asigurată evacuarea umidităţii vaporizate şi împiedicată condensarea vaporilor de apă în spaţiul de uscare printr-o izolare corespunzătoare. 199

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

Transferul de substanţă presupune unele particularităţi faţă de uscarea la presiune normală: în perioada de uscare la viteză constantă la suprafaţa materialului se produce vaporizare care măreş-te viteza de uscare, iar în perioada cu viteză descrescândă migrarea umidităţii este influenţată de structura produsului, distribuţia şi dimensiunile capilarelor, umiditatea produsului, tensiunea superficială şi vâscozitatea mediului în care are loc migrarea. Uscarea sub depresiune se poate aplica atât proauselor lichide cât şi solide.

15.6.2.Instalaţii de uscare sub depresiune. Instalaţiile de uscare sub depresiune pot funcţiona continuu sau discontinuu. Instalaţiile continue ridică probleme de etanşare,care se rezolvă prin închidere hidraulică, în cazul lichidelor, şi prin ecluze, în cazul solidelor. Uscarea continuă sub depresiune se poate realiza în instalaţii cu tamburi rotativi ca cea descrisă la uscarea prin conducţie, dacă carcasa în care se află tamburii este închisă ermetic şi este pusă în legătură cu un condensator şi o instalaţie de realizare a vidului. In fig.15.41. este prezentată o instalaţie sub depresiune cu funcţionare continuă în care se realizează uscarea produselor care în fază iniţială sunt fluide ca şi în instalaţiile cu tamburi rotativi. Uscătorul este o bandă continuă care funcţionează într-un spaţiu închis, adaptată să preia filmul de lichid dintr-un mic bazin 5 în care lichidul este menţinut la nivel constant.

Fig.15.41. Uscător continuu sub depresiune cu bandă pentru produse lichide: l-bandă; 2-tambur încălzit; 2-tambur răcit; 4-carcasă; 5-bazin; 6-tambur pentru formarea peliculei; 7-cuţit; 8-pâlnie cu ecluză pentru evacuare; 9,10-radianţi; 11-racord evacuare vapori spre condensator.

Căldura este transnisă prin radiaţie cu radianţi montaţi deasupra celor două ramuri ale benzii şi prin conducţie de la tamburul 2 care este încălzit. Poziţia radianţilor face ca materialul să fie supus radiaţiilor pe o ramură a benzii dintr-o parte a stratului iar pe cealaltă din partea opusă. In interiorul uscătorului se realizează şi o răcire a materialului prin conducţie pe tamburul 3 care este rătit. Produsul uscat ras cu un cuţit de pe bandă cade în pîlnia ecluzei de evacuare după ce în prealabil a fost răcit.

Fig.15.42. Uscător continuu sub depresiune cu benzi suprapuse: l-carcasă; 2-bandă; 3-pâlnie cu ecluză de alimentaie; 4,5-bandă de alimentare respectiv evacuare; 6-pâlnie cu ecluză de evacuare; 7-racord evacuare vapori spre condensator; 8-ra-dianţi.

In fig.15.42. este prezentat un uscător sub depresiune cu funţionare continuă destinat în special pentru uscarea tutunului. Produsul supus uscării se deplasează în incinta închisă care se află sub depresiune pe o serie de benzi 200

Operații unitare în ingineria alimentară

suprapuse, alimentarea şi evacuarea realizându-se prin sisteme cu ecluze. Energia electrică necesară procesului de uscare este asigurată prin radiaţie. Ambele instalaţii prin racordurile respective sunt legate la un condensator şi o instalaţie de realizare a vidului. Unele instalaţii sunt prevăzute şi cu un racord de admisie aer care să antreneze umiditatea mai uşor. La aceste instalaţii racordul trebuie să fie montat în poziţie opusă racordului de evacuare a vaporilor. Instalaţiile de acest tip prin sistemul indicat măresc instalaţia de realizare a vidului şi consumul de energie pentru antrenare.

15.7. Uscarea prin sublimare 15.7.1. Realizarea uscării prin sublimare Unele materiale din industria chimică, farmaceutica, alimentară şi uşoară, ca de exemplu: diferite soluţii, antibiotice, plasmă sanguină, biopreparate, laptele, peştele , drojdia, sucurile de fructe şi legume etc., nu se pot usca la temperaturi ridicate, deoarece îşi modifică proprietăţile tehnologice, compoziţia, calităţile nutritive etc. Uscarea la presiune atmosferică şi temperaturi scăzute decurge prea lent, motiv pentru care se practică uscarea în vid, ceea ce are ca efect creşterea vitezei de evaporare şi a coeficientului de transfer de masă. In procesul de uscare prin sublimare, denumit şi liofilizare, materialul destinat uscării este supus congelării şi sublimării umidităţii îngheţate, sub presiune redusă, de ordinul a 10-40 Pa, la temperaturi cuprinse în limitele de la -10 la 0

40 C. Umiditntea sublimată este condensată în condensatoare prevăzute cu sisteme de răcire. Căldura de sublimare este furnizată prin conducţie sau radiaţie. Sublimarea umidităţii îngheţate începe la suprafaţa la materialului. După îndepărtarea umidităţii, stratul uscat de material care se formează şi care se găseşte în stare congelată, îşi păstrează structura. Operaţia de uscare se desfăşoară, de regulă, în două stadii. In primul stadiu, în urma presiunii joase şi a furnizării anuaitor cantităţi de căldură are loc sublimarea gheţii din materialul congelat, temperatura materialului fiind mult mai joasă decât temperatura de congelare. In acest stadiu se îndepărtează 98 pînâ la 99 % din umiditatea conţinută în material. Cantitatea de căldură furnizată constituie factorul decisiv pentru deplasarea suprafeţei gheţii spre interiorul corpului, pe măsura sublimării umidităţii şi trebuie să fie controlată astfel ca să se obţină presiunea parţiala cee cai mare a vaporilor de apă deasupra gheţii, fără ca materialul să se topească. In stadiul al doilea, încălzirea nu este atât de importantă, umiditatea rămasă în material datorită structurii poroase a produsului se îndepărtează uşor cu toate că îndepărtarea ultimelor 2 % de umiditate poate dura destul de mult. Viteza de uscare depinde de grosimea stratului de material. Productivitâţile optime se obţin, de regulă, pentru materiale cu grosimea stratului de la 12 la 18 mm. In fig.15.43 este redată diagrama „p-T" pentru apă. Se observă că dacă se transferă căldura fazei solide, în condiţii izobare, sub punctul triplu (curba KD) se produce evaporarea fazei solide fără a trece prin faza lichidă, deci sublimarea. Prin răcirea vaporilor de-a lungul curbei ED, se obţine cristalizarea continuă a fazei gazoase, proces denumit uneori ablimaţie. Evaporarea corpului solid se poate produce şi la valori ale presiunii mai mari decât presiunea punctului triplu, dar în acest caz faza solidă nu se mai află în echilibru cu faza de vapori saturaţi, corespunzătoare curbei de sublimare.

201

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

Fig.15.43. Diagrama p-T pentru apă.

In condiţiile presiunii atmosferice, uscarea prin sublimare se poate produce la temperaturi ale aerului umed mai mici decît 0°C (273,15 K), în fig.15.44. se reprezintă, cu caracter informativ, curba de variaţie a umidităţii materialului supus uscării prin sublimare în funcţie de timp. Se constată prezenţa celor două stadii precizate anterior.

Fig.15.44. Variaţia în timp a temperaturii şi umidităţii materialului la uscarea prin sublimare.

15.7.2. Instalatii de uscare prin sublimare In fig.15.45. este reprezentată schema aparaturii pentru uscarea prin sublimare. Instalaţia pentru uscare prin sublimare se compune din următoarele elemente: - camera sau o serie de camere, prevăzute cu încălzitoare sub formă de plăci radiante sau elemente cu circuit de agent de încălzire; materialul supus uscării este dispus pe talere sau in containere; - un sistem de adsorbţie şi de condensare a vaporilor; - un sistem de creare a vidului; într-un sistem obişnuit vidul preliminar (130 pânâ la 260 Pa) este creat de o pompă sau de un ejector, comune pentru toate camerele, în schimb reducerea în continuare a presiunii, pînă la nivelul necesar, se realizează prin pompe corespunzătoare conectate la fiecare cameră.

Fig. 15.45. Schema de principiu a instaliţiei de uscare prin sublimare: 1- camera de uscare; 2- condensator; 3- pompă rotativăde vid (cu ulei)

Un ciclu normal de lucru al uscătorului prin sublimare cuprinde următoarele operaţii: 202

Operații unitare în ingineria alimentară

- încărcarea camerei (pentru scurtarea duratei aceatei operaţii materialul trebuie să fie congelat în prealabil); - cuplarea sistemului de răcire; - închiderea camerei, cuplarea sistemului de creare a vidului, deachiderea ventilului către condensator; - mărirea cantităţii de căldură adusă la elementele de încălzire; temperatura camerei şi a materialului în această perioada creste rapid; - înainte de a atinge temperatura finale de uscare, pentru a proteja produsul respectiv împotriva deteriorării, se reduce furnizarea căldurii; - răcirea produsului: de obicei în scopul de a se evita umectarea acestuia la contactul cu mediul ambiant, produsul este scos din cameră înainte de răcirea lui; - restabilirea presiunii normale prin introducerea în cameră a unui gaz neutru sau a aerului. Uscătoarele industriale prin sublimare se execută în prezent cu suprafaţa talerelor de la 50 la 150 m . De regulă, 2

la 1m suprafaţă se aşează în jur de 12 kg material umed. Talerele sunt răcite până la temperatura de -40°C, iar serpentinele condensatorului până la -70°C. Durata medie a unui ciclu de uscare prin sublimare este pentru produsele alimentare de la 5 la 10 ore iar pentru lichide biologice de la 20 la 50 ore. Produsele alimentare uscate prin sublimare se pot păstra un timp foarte îndelungat fără necesitatea congelării (până la 2 ani la un conţinut de umiditate de 2 %). Reducerea importantă a masei produselor, în comparaţie cu materialul brut, oferă economii mari la costurile de stocare şi transport. Produsul, după o perioadă lungă de păstrare, prezintă aceleaşi proprietăţi ca şi un produs proaspăt (de exemplu: cafeaua uscată prin sublimare). In prezent, uscarea prin sublimare constituie o metodă economică de uscare a penicilinei, streptomicinei, hormonilor, plasmei de sânge, a preparatelor cu vitamine, drojdiei, mucegaiului, enzimelor proteinice, sucurilor de fructe şi de legume etc.)

15.8. Uscarea în pat fluidizat şi suspensie (cu transport pneumatic) 15.8.1. Realizarea uscării prin fluidizare şi suspensie Dezvoltarea rapidă a studiilor teoretice şi în special experimentale din ultimii ani au permis extinderea la scară industrială a sistemelor disperse de tipul „gaz-solid". Un mare interes pentru tehnica uscării, îl reprezintă actualmente adoptarea pe scară largă a sistemelor disperse „gaz-solid" în domeniul instalaţiilor de uscare termică de mare eficacitate. Există o gamă variată de uscătoare cu pat fluidizat, în suspensie sau cu antrenare pneumatică pentru diverse materiale umede: produse chimice, îngrăşăminte, pudre farmaceutice, cereale, fructe, legume etc. La scopul creşterii cantităţii de apă eliminată din material, a îmbunătăţirii amestecării fazelor, a intensificării transferului de masă şi căldură şi, în final, a reducerii timpului de uscare se dezvoltă actualmente noi procedee de uscare industrială: uscarea în pat fluidizat cu curgere pulsatorie a fazei solide, cu vibraţii mecanice, cu generatoare de ultrasunete, cu radianţi infraroşii imersaţi în pat, uscare combinată (în suspensie şi transport pneumatic). Principiul general al metodei de uscare prin fluidizare se bazează pe trecerea gazului fierbinte prin stratul de material aflat pe distribuitorul de gaz sau grătarul de fluidizare. Dacă viteza ga-zului este mai mare decât viteza minimă de fluidizare (viteza începutului de fluidizare), stratul este supus relaxării până la starea care aminteşte un lichid în fierbere.Ca urmare a contactului între gazul fierbinte şi materialul granular fluidizat se realizează transferul de căldură şi de masă realizându-se uscarea. Principalele avantaje ale uscătoarelor în pat fluidizat şi transport pneumatic sunt: a) Intensitatea ridicată a uscării; cantitatea de apă eliminată din material este de câteva ori mai oare decât în cazul uscătoarelor clasice; 203

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

b) Consumul redus de căldură; de exemplu pentru obţinerea a 15-30 t/h.produs uscat, prin reducerea umidităţii de la 2,8 % la 0,1 % se consumă 100-120 kJ/kg. faţă de 190-320 kJ/kg în cazul uscătorului convectiv; c) temperatura uniformă şi controlabilă a fazelor; pentru majoritatea uscătoarelor în pat fluidizat, temperatura fazelor poate fi ridicată, alături de convecţie intervenind favorabil şi radiaţia termică; uscătoarele de joasă temperatură (tg ≤ 80°C) se utilizează numai în cazul materialelor termolabile: pudre farmaceutice, produse alimentare etc; d) Timpul redus de uscare în raport cu uscătoarele convenţionale; în uscătoarele cu pat fluidizat sau pneumatic, el este de ordinul minutelor sau secundelor; de asemenea, se poate realiza o combinare cu uscare pneumatică, prin alegerea unui timp scurt de staţionare a materialului în uscătorul de fluidizare; e) Posibilitatea combinării proceselor în uscâtor; materialul uscat poate fi antrenat pneumatic, amestecat, sortat sau răcit, prin utilizarea mai multor trepte; f) Dimensiuni reduse şi construcţie compactă. Principalele dezavantaje sunt: a) Pierderi de sarcină mari; pentru uscător şi ciclon de ordinul a 300-800 mm.H20; b) Pierderea formei la o parte din materialul uscat. Dezavantajele precizate apar drept minore în comparaţie cu performanţele şi avantajele enumerate. Dimensiunile aparatelor de fluidizare sunt determinate de următorii factori: - randamentul materialului supus uscării; - cantitatea de umiditate îndepărtată; - viteza de curgere a gazului; - durata de staţionare a materialului în aparat, stabilită pe baza cineticii de uscare; - posibilitatea de utilizare a surselor suplimentare de căldură în funcţie de factorii enumeraţi, volumul uscătorului 3

3

variază în limitele de la cca. 1 m până la câteva zeci de m . Materialul adecvat pentru uscarea în strat fluidizat trebuie sa prezinte următoarele caracteristici: - diametrul particulelor trebuie să fie cuprins în limitele 0,01 - 20 mm.; - în cazul materialelor polidisperse, limitele diametrelor trebuie să fie destul de înguste (gradul de polidispersie 8-10); - forma particulelor trebuie să fie izometrică deoarece acele şi fulgii nu se fluidizează bine; -materialul introdus în uscător nu trebuie să cuprindă bulgări greu de spart; - produsul final nu trebuie să se lipească la temperatura de uscare.

15.8.2. Instalaţii de uscare prin fluidizare şi suspensie Există o mare varietate de uscătoare în care este utilizat stratul fluidizat. In tabela 15.6. se prezintă o clasificare a instalaţiilor de uscare în pat fluidizat şi suspensie (cu transport pneumatic) după diverse criterii.

Tabelul 15.6.Clasificarea instalaţiilor de uscare în pat fluidizat şi suspensie (cu transport pneumatic).

204

Criteriul de clasificare

Tipul instalaţiei de uscare

Regimul de lucru (modul de acţiune)

Acţiune periodică Acţiune continua Acţiune semi - continuă

Regimul de uscare

Ou regim constant Cu răgim variabil Cu regim ciclic (oscilant)

Forma materialului supun uscării

Pentru materiale granulare (disperse) Pentru materiale pasta Pentru materiale lichide (soluţii)

Operații unitare în ingineria alimentară

Jiodul introducerii căldurii

Prin convecţie Prin conducţie Combinat (convectiv-conductiv) Cu radiaţii infraroşii

Construcţia (tipul) instalaţiei

Cameră Conveier (ou bandă rulantă) Rotativă Cu şnec Vibratoare

Capacitatea de amestecare a materialului

Cu amestecare spontană a materialului (şi deplasarea stratului) Cu amestecarea forţată a materialului

Numărul şi forma camerelor de uscare

Cu una sau mai multe camere Camere de formă cilindrică, conică, paralelipipedică, cilindroconică etc.

Pâna în prezent în industria alimentară s-au introdus o serie de tipuri de uscătoare prin fluidizare. In fig.15.46 este prezentată schema instalaţiei de uscare prin fluidizare SFT-6 întrebuinţată pentru uscarea cerealelor. Instalaţia lucrează în flux continuu şi procesul de uscare are loc după următoarea schemă: cerealele supuse uscării prin pîlnia 1 câd în uscâtorul 2 care are la partea inferioară sita 3 şi în partea superioară este închis cu capacul 4, care comunică prin sita 5 cu racordul 6 prin care se realizează evacuarea aerului sau gazelor după caz din stratul de cereale uscate. Sita 5 are rolul de a reţine particulele uscate care eventual s-au ridicat datorită circulaţiei prea intense a aerului în camera de uscare. Agentul de uscare

- aer cald sau gaze de ardere - este aspirat de ventilatorul 7 şi refulat prin pâlnia inferioară 8 şi sită

în camera de uscare propriu -zisă. Camera de uscare este împărţită în două compartimente, iar particulele din stratul fluidizat din compartimentul I trec în compartimentul II, realizîndu-se prin aceasta şi o bună amestecare. In compartimentul II cînd stratul ajunge la nivelul de legături dintre camera de uscare şi pâlnia de golire, boabele ajung la partea inferioară a elevatorului 9 care le ridică şi printr-un jgheab le trimite în camera de răcire 10, unde răcirea se realizează pe seama aerului aspirat de ventilatorul 11.

Fig.15.46. Uscător prin fluidizare SFT-6 pentru cereale: 1-pâlnie alimentare; 2-camera de uscare; 3-sită distribuire aer agent de uscare; 4-capac superior; 5-sită; 6-racord evacuare aer uzat; 7-ventilator aer cald; 8-pâlnie inferioară; 9-elevator; l0-coloană de răcire cereale; 11-ventilator aer rece.; 12-evacuare cereale uscate şi răcite; 13-calorifer. I, II compartimente ale camerei de uscare.

205

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

In fig.15.47 este prezentat un uscător în strat vibrdfluidizat întrebuinţat pentru seminţe oleaginoase. Uscătorul este orizontal şi este prevăzut cu un grătar 4, limitat de un prag peste care trebuie să treacă materialul uscat prin fluidizare. Sub grătar este un fund dublu 5, în legătură cu conducta de aer necesar procesului de fluidizare, întreaga cameră este montată pe un sistem de bielă cu excentric şi arcuri, astfel ca să i se asigure o mişcare de oscilaţie. Materialul supus uscării este adus în camera da fluidizare prin pâlnia de alimentare la un debit reglat, deasupra grătarului. Datorită oscilaţiilor dispozitivului, materialul supus uscării are o mişcare de înaintare în plan orizontal. Datorită curentului de aer cald ce vine de la calorifer la o viteză corespunzătoare stratului este fluidizat şi supus acţiunii transferului de căldură şi substanţă care face ca materialul să se usuce şi umiditatea să treacă din produs în aer. In timpul procesului datorită celor două tipuri de mişcări ajunge la pragul 7 şi-1 depăşeşte căzând în pâlnia de evacuare. Aerul este eliminat din uscător printr-o conductă care este în legătură cu partea superioară a uscătorului.

Fig.15.47. Uscător în strat vibrofluidizat cu cameră orizontală: 1-calorifer; 2-ventilator; 3-camera de uscare; 4-grătar; 5-fund dublu; 6-canal cu secţiune variabilă; 7-prag; 8-arbore; 9-excentrie; 10-bielă; 11-arcuri amortizoare; 12-motor electric.

15.9. Uscarea prin pulverizare 15.9.1. Realizarea uscării prin pulverizare Uscarea prin pulverizare este destinată în special pentru uscarea produselor care în faza iniţială sunt lichide (soluţii, suspensii, paste subţiri) care în vederea uscării sunt pulverizate în particule de dimensiuni mici de ordinul 2-200

 m.

Datorită dimensiunilor operaţia de pulverizare poartă numele şi de atomizare. Produse la care se aplică: produse

lactate, sânge, lapte de drojdie, sucuri de fructe şi legume, siropuri de glucoza etc. Fenomenele care fec avantajoasă uscarea prin pulverizare sunt: - crearea unei suprafeţe de evaporare foarte mare raportată la unitatea de cantitate de produs; - asigurarea unui potenţial de vîarfl mare prin introducerea agertului de uscare la temperaturi ridicate, fără să se depăşească pentru produs temperaturi care să-i pericliteze calitatea; - reducerea consumului de căldură şi energie mecanică pentru unitatea de cantitate de apă evaporată, prin utilizarea unei căderi de temperatură şi a unei încărcări de umezeală mai mare pentru agentul de uscare; - asigurarea unei circulaţii a aerului care să intensifice transferul de căldură şi substanţă la suprafaţa de contact particulăaer. Toate aceste avantaje conduc la scurtarea duratei de contact între produs şi agentul de uscare. 0 instalaţie de uscare prin pulverizare este formată în principiu din: - o cameră de uscare în care se realizează contactul direct între particulele de produs şi agentul de uscare. Camera de uscare trebuie să fie prevăzută şi cu sistemul care asigură pulverizarea lichidului la dimensiunile necesare; 206

Operații unitare în ingineria alimentară

- un aparat pentru încălzirea aerului sau producerea gazelor de ardere care să fie aduse la temperatura admisă pentru intrarea în uscător; - o instalaţie pentru reţinerea şi recuperarea produsului antrenat, sub formă de praf, de agentul de uscare, la evacuarea din uscător. Camera de uscare uzuală este sub formă de turn de diferite construcţii (fig.15.48). In cele mai multe cazuri se folosesc turnuri cilindrice cu diametrul apropiat de înălţimea părţii cilindrice a turnului. Fundul turnului poate fi cu înclinaţie mică (10-15 ) sau cu înclinaţie mare (45-50°). Turnul este izolat termic sau prevăzut cu manta de aer. Turnul este camera de contact între produs şi agentul do uscare, este locul în cere se realizează transferul de căldură de la agentul de uscare la produs şi transferul de substanţă de la produs la agentul de uscare. El trebuie să fie prevăzut cu: - dispozitiv pentru pulverizarea produsului la dimensiunile la care aste indicat să se realizeze uscarea; - un racord sau un sistem prin care să se asigure evacuarea produsului uscat; - racorduri pentru admisia şi evacuarea agentului de uscare; - gură de vizitare pentru a se putea realiza controlul interior al turnului. Sistemul de pulverizare este cea mai importantă anexă directă a turnului de pulverizare, deoarece trebuie să realizeze pulverizarea şi distribuirea particulelor în interiorul turnului pentru ca să se poată realiza uscarea. Uzual se folosesc trei tipuri de dispozitive de pulverizare: centrifuge; mecanice; pneumatice.

Fig.4.48. Tipuri de turnuri de uscare: a-cu fund cu înclinare mică spre centru; b-cu fund cu înclinare mică spre periferie; c-cu fund cu înclinare mare spre centru; d-cu fund cu înclinare mare spre centru şi manta de aer; l-camera de uscare; 2-izolaţie termică; 3-manta de aer; 4-dispozitiv de pulverizare; 5-alimentare aer cald; 6-evacuare aer; 7-evacuare produs; 8-evacuare aer + produs; 9-dispozitiv de amestecare. 207

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

Fig. 15.49. tipuri de discuri centrifugale de pulverizare a- cu canale spirale; b- cu canale drepte.

Fig.15.50. Ansamblul dispozitivului de pulverizare centrifugală: 1-disc de pulverizare; 2- arbore; 3- şurub; 4- roată melcată; 5- motor de antrenare; 6- conductă de alimentare; 7- carcasă de protecţie; 8- placă de susţinere ţi fixare de corpul uscătorului.

Pulverizarea centrifugala se realizează cu ajutorul discurilor (fig.15.49), denumite şi atomizoare, care au diametrul 50-350 mm. şi turaţia de 60-300 rot/s., corelate astfel încât să rezulte o viteză periferică de 70-200 m/s. Pulverizarea centrifugă este indicată în cazul suspensiilor şi pastelor fluide. Construcţia discului se realizează în funcţie de natura lichidului supus pulverizării. Ansamblul dispozitivului de pulverizare centrifugală este prezentat în fig.15.50. Pulverizarea mecanică sau sub presiune se realizează cu ajutorul duzelor de pulverizare (fig.15.53) cu diametre ale orificiilor de 0,33-2 mm., duze în care lichidul se introduce sub o presiune de 5-70 MPa şi pulverizarea se realizează datorită destinderii de la această presiune la presiunea atmosferică în momentul scurgerii prin orificii.

Fig.15.51. Dispozitiv de pulverizare sub presiune: l-duză; 2-conductă; 3-cameră de pulverizare. 208

Operații unitare în ingineria alimentară

Procesul se realizează astfel încîât viteza la ieşire să fie cuprinsă între 70-140 m/s. Sistemul nu se pretează la suspensii şi lichide prea vâscoase. Pulverizarea pneumatică se realizează utilizând energia furnizată de aerul comprimat la presiuni moderate de 0,5-2 MPa, utilizând şi în acest caz sistemul de duză (fig.15.52) cu ajutorul căreia se poate ajunge la viteze de 200 m/s.

Fig.15.52. Dispozitiv de pulverizare pneumatică: 1-fluid motor sub presiune; 2-lichid de pulverizare.

Pulverizarea centrifugă are cea mai largă utilizare. Avantaje: siguranţă mare în exploatare şi durata de funcţionare mare. Dezavantaje: datorită debitării în plan aproximativ perpendicular pe axa de rotaţie necesită turnuri de uscare cu diametre mai mari faţă de pulverizarea mecanică.

15.9.2. Instalaţii de uscare prin pulverizare Ansamblul oare reprezintă instalaţia de uscare prin pulverizare este determinat de natura produsului supus uscării, de unele condiţii locale şi de tipul de instalaţie în sine. Natura şi debitul de umiditate de eliminat determină: mărimea instalaţiei, sistemul de pulverizare, temperatura la care poate fi introdus aerul pentru a se realiza uscarea in condiţii cât mai favorabila , anumite condiţii care trebuie să le îndeplinească atât turnul de uscare cât şi instalaţia pentru separarea produsului de aer. Condiţiile locale determină în special mărimea şi tipul de calorifer legat de posibilităţile de care se dispune pentru a aduce aerul la temperatura dorită. In unele cazuri posibilităţile de realizare a construcţiei impun tipul de turn. Furnizorul instalaţiei determină anumite particularităţi constructive prin experienţa acumulată. In fig.15.52 este prezentată schema de ansamblu a unei instalaţii de uscare prin pulverizare după concepţia firmei Annidro. Instalaţia are un turn de uscare 1, prevăzut cu dispozitiv de pulverizare centrifugală 2 şi un fund cu înclinaţie mică. Pentru evaonarea produsului la partea inferioară este dispozitivul cu paletă robitoare 3, produsul împreună cu aerul fiind antrenat în cicloanele 5 în care se separă de aer, apoi prin transport pneumatic ajunge în ciclonul 6 prevăzut la partea inferioară cu un rezervor de reţinere 9 şi ecluza 8, din care ajunge la instalaţia de ambalare. In cazul laptelui praf separarea produsului din aer este indicat să se realizeze cu cicloane de diametru mic care au randament de separare mai bun, aceasta fiind posibilă şi datorită faptului că laptele praf uscat în condiţii corespunzătoare nu este aderent la pereţii ciclonului. Cu acest sistem de separare pierderile de pulbere de lapte praf în aer se reduc la 0,1-0,4 % fiind mai mari în cazul conţinutului de grăsime mai ridicat.

209

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

Fig.15.53. Schema instalaţiei de uscare prin pulverizare a laptelui praf, după firma Annidro: l-turn de uscare; 2-dispozitiv de pulverizare centrifugală; 3-paletă în mişcare de rotaţie; 4-pompă; 5,6-cicloane; 7-ventilator; 8-ecluză; 9-rezervor de reţinere produs; 10-filtru de aer; 11-calorifer; 12-canal circulaţie aer cald.

Laptele în prealabil concentrat este trimis în instalaţia de pulverizare cu ajutorul pompei 4. Aerul necesar realizării uscării este aspirat din mediul ambiant prin filtrul 10, caloriferul 11 şi introdus în uscător prin camera de dispersare 12. Ventilatorul 7 evacuează aerul utilizat pentru uscare şi separat prin cicloane, în atmosferă. In documentaţiile firmei Anhidro se precizează că transportul pneumatic are şi rolul de a realiza răcirea laptelui praf. Pe traseul scurt şi durata de contact redusă însă nu se poată realiza o răcire de mare proporţie. In fig.15.54. este prezentată schema instalaţiei de uscare prin pulverizare a firmei Niro cu porţiunea de separare aer-praf adaptată pentru sînge praf. Instalaţia are aproximativ aceeaşi componenţă ca şi cea precedentă. Turnul însă este de tipul cu fund tronconic (cu înclinaţie mare), partea tronconică a turnului jucând rol şi de ciclon de separare a aerului de produsul uscat. In această instalaţie produsul uscat se elimină pe la partea inferioară şi este luat de o iastalaţie de transport pneumatic şi dus la ciclonul instalaţiei de îasăcuire. Aerul cald este eliminat printr-un racord central, însă separarea produsului praf nu este realizată în mod corespunzător în interiorul riscâtorului.

Fig.15.54. Schema instalaţiei de uscare prin pulverizare a sângelui praf după firma Niro: l-turn de uscare; 2-dispozitiv de pulverizare; 3-rezervor de alimentare; 4-pompă; 5,6-cicloane; 7-buncăr ; 8-filtru de aer; 9-calorifer; lo,ll,12-ventilator; 13-coş. 210

Operații unitare în ingineria alimentară

In mod normal se antrenează în aerul cald circa 10-20 % din produs (în special particulele de dimensiuni mici care au viteza de plutire suficient de scăzută). Aceste particule se separă în ciclon şi ajung prin aceeaşi instalaţie de transport pneumatic la ciclonul de la instalaţia de încălzire. Pentru separarea sângelui praf din aer este indicată folosirea unui ciclon cu diametru mai mare care să se poată curăţa de eventualele depuneri care aderă la suprafaţa interioară a peretelui. In fig.15.55. este dată schema instalaţiei de uscare prin pulverizare pentru praf de roşii, care este tot o instalaţie cu fund cu înclinare mare. Instalaţia are o serie de particularităţi determinate de caracteristicile pastei şi pulberei de roşii. Pasta de tomate datorită conţinutului său de substanţe celulozice are caracter abraziv, iar produsul opune o rezistenţă mai mare la difuziunea vaporilor de apă în comparaţie cu majoritatea produselor uscate prin pulverizare. Produsul final are higroscopicitate ridicată, din care cauză are tendinţa de aglomerare. Aceste trei caracteristici provoacă greutăţi în realizarea procesului şi complicaţii în realizarea instalaţiei. Datorită caracterului de abrazivitate şi al tendinţei de separare a componenţilor pastei între ei, sistemul de pulverizare al instalaţiei trebuie să îndeplinească condiţii speciale. Unele firme indică din aceste motive pulverizarea mecanică prin faptul că duzele fiind demontabile există posibilitatea de a fi curăţate mai uşor şi înlocuite mai uşor. In acelaşi timp pulverizarea mecanică ar asigura şi o omogenizare a produsului la alimentare, împiedicând astfel formarea ceţii din componenţi lichizi, care se distruge greu şi are tendinţa de condensare pe pereţii turnului sub forma unui strat lipicios. Se găsesc însă şi instalaţii cu sisteme de pulverizare centrifugală, la care orificiile discului de pulverizare sunt prevăzute cu bucşe din material foarte dur care, pe de o parte, are rezistenţă mai mare şi pe de altă parte, se înlocuieşte mai uşor. Rezistenţa mai mare la difuziunea vaporilor impune o durată de menţinere a particulelor mai mare decât în alte cazuri şi în consecinţă turnuri mai înalte şi volumul turnului la acelaşi debit de apă evaporată mai mare. Higroscopicitatea şi tendinţa de aglomerare impun uscarea produsului la umiditate finală redusă (in mod normal sub 3 %) şi evacuarea produsului din uscător cu anumite precauţiuni. Instalaţia prezentată în figură este prevăzută cu o manta care are rolul să menţină suprafaţa peretelui la o anumită temperatură.

Fig. 15.55. Schema instalaţiei de uscare prin pulverizare pentru praf de roşii: 1-turn de uscare; 2-manta dublă circulaţie aer; 3-dispozitiv de pulverizare; 4-calorifer; 5-filtru de aer; 6,8-ventilator; 7-ciclon; 9-coş evacuare aer; l0-bandă de transport; 11-buncăr.

211

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

Evacuarea produsului se realizează la partea inferioară în instalaţia prezentată prin intermediul unei benzi de transport, iar praful antrenat de aerul cald este recuperat într-un ciclon cu diametru mare care să poată fi curăţat mai uşor. Aerul cald la evacuare trebuit să aibă umezeală relativă cât mai scăzută. Dacă este cazul să se facă transport pneumatic după realizarea separării, aerul utilizat în acest scop trebuie să fie încălzit pentru ca să i se reducă umezeala relativă sub 25 %. Ambalarea trebuie să se realizeze în spaţii condiţionate aduse la umezeală relativă redusă şi în ambalaje impermeabile pentru vaporii de apă.

15.10. Alegerea uscătoarelor Alegerea uscătoarelor pentru realizarea unei operaţii date este o problemă dificilă din cauza marelui număr ue elemente de care trebuie să se ţină seama. Intre acestea se încadrează: natura lichidului care trebuie eliminat prin uscare şi natura componenţilor părţii solide care impun condiţii tehnologice, factorii care influenţează uscarea, marele număr de tipuri de uscătoare şi restricţiile funcţionale care le impun unele uscătoare şi economicitatea operaţiei. Pentru alegerea unui uscător, în funcţie de problema studiată, trebuie să se analizeze toţi factorii care influenţează uscarea şi să se facă comparaţie cu caracteristicile funcţionale ale uscătoarelor, eventual acestea să fie completate cu încercări de laborator sau în uscătoare pilot şi industriale. Când la realizarea operaţiei respective corespund mai multe tipuri de uscătoare, consideraţiile economice comparative între acele tipuri decid alegerea. In cazul când lichidul de eliminat este altul decât apa, vaporii, în principiu, trebuie să fie recuperaţi. Este indicată utilizarea uscătoarelor în care eliminarea vaporilor se realizează prin fierbere la presiune atmosferică sau sub depresiune, vaporii să ajungă într-un condensator unde să fie recuperaţi. Pentru industria alimentară această situaţie este caracteristică uscării şroturilor îmbibate cu solvent. Eliminarea solventului în aceste situaţii se poate realiza şi prin antrenare cu abur supraîncălzit. In cazul când lichidul de eliminat în uscare este apa, factorul determinant pentru alegerea tipului de uscător în industria alimentară trebuie să rămână sensibilitate la alterare şi păstrarea texturii produsului. De asemenea, la alegerea tipului de uscător influenţează debitul de produs care trebuie uscat şi costul uscării. Produsele care se denaturează uşor sub influenţa temperaturii sau prin oxidare, pot fi uscate mai convenabil prin uscare sub depresiune sau uscare prin liofilizare. Liofilizarea permite aă se evite aproape toate alterările şi în acelaşi timp să se evite migrarea substanţelor dizolvate, însă rămâne totuşi o uscare al cărui cost încă este foarte ridicat şi care se poate realiza în instalaţii care au debit mic. Uscătoarele cu tambur care func ţioneazâ sub depresiune sau alte tipuri de uscătoare sub depresiune în care uscarea depinde aproape exclusiv de transferul de căldură pot da rezultate bune pentru această categorie de produse, uscarea realizîndu-se într-o mare categorie din aceste uscătoare într-un timp relativ scurt, de obicei sub un minut sau de ordinul minutelor. Produsele care se denaturează uşor prin încălzire pot fi uscate şi prin antrenarea umidităţii în curent de aer cu condiţia să se realizeze conducerea uscării astfel încât produsul să nu ajungă la temperaturi care ar putea produce alterarea. Aceasta se poate realiza prin uscarea aerului şi conducerea uscării la temperaturi scăzute. In aceste cazuri trebuie să se urmărească atent temperatura termometrului umed a agentului de uscare care nu este depăşită de material în perioada de uscare la viteză constantă. Pentru produsele care în fază iniţială sunt fluide şi se denaturează uşor prin încălzire se poate aplica cu succes uscarea prin pulverizare la care temperatura aerului se poate ridica destul de mult, urmărindu-se însă ca temperatura termometrului umed să nu depăşească temperatura periculoasă pentru material. Acest gen de uscare prezintă avantaj şi prin reducerea timpului de contact al produsului cu aerul cald. Pentru produsele solide

212

Operații unitare în ingineria alimentară

se impune să se lucreze la temperaturi adecvate care ae pot realiza în uscător, însă apare necesitatea eă se urmărească influenţa relaţiei temperatură-timp asupra calităţii produselor. Uscătoarele discontinue în genere sunt utilizate pentru uscarea la debite mici şi în cazurile în care compoziţia şi structura produsului alimentar sunt foarte variabile. Uscătoarele care funcţionează în curent paralel sub aspectul circulaţiei produsului şi aerului cald nu se întrebuinţează decât pentru produse relativ omogene şi pentru produse care pot conţine componente care s-au denaturat în timpul procesului de uscare, cum este cazul produselor uscate care intră în alimentaţia animalelor. Uscătoarele în contracurent sunt utilizate adesea când trebuie prelucreze produse cu compoziţie omogenă. In cazul uscfitoarelor încălzire intermediară temperatura termometrului umed a agentului în uscare rămîne constantă pe tot parcursul uscării. In cazul încălzirilor intermediare temperatura termometrului umed creşte de la fază de încălzire la fază de încălzire. Acest sistem permite realizarea uscaţii în fază finală la temperaturi mai reduse şi ridicarea temperaturii agentului de uscare pe parcurs prin încălzirile ulterioare, ceea ce duce la posibilitatea de a se ajunge în faza de evacuare a aerului la temperaturi ridicate şi cu încărcătură de umiditate mai mare fără pericol de degradare pentru produs, care din cauza con-tracurentului se găseşte în faza iniţială a procesului de uscare şi în genere temperatura produsului nu depăşeşte temperatura termometrului umed al agentului de uscare. Pentru produsele sensibile la alterarea texturii este indicat sa se folosească uscătoare cu recirculare de aer, astfel ca să se poată ridica umezeala relativă a aerului la valori ridicate, să încetinească procesul de uscare şi să evite în special apariţia crăpăturilor . Pentru uscarea produselor care în fază iniţială sunt fluide cum sunt produsele pe bază de lapte, sânge, sucurile, laptele de drojdie, diferite emulsii care în acelaşi timp sunt şi produse sensibile la temperatură sunt recomandate următoarele tipuri de uscătoare: - la debite de apă de evaporat mari uscarea prin pulverizare, temperatura de intrare a aerului fiind determinată în funcţie de produs; - la debite de apă mai mici uscarea prin conducţie pe tamburi rotativi sau uscarea sub depresiune pe tamburi rotativi sau pe uscător cu bandă. Pentru produse păstoase ca amidon, drojdie sunt indicate uscătoare cu cameră sau tambur rotativ pentru şarje mici, uscătoare tunel, turbină, prin fluidizare sau cu benzi suprapuse pentru debite mari. Pentru paste făinoase care se încadrează în categoria produselor fasonate sensibile la temperatură sunt indicate uscătoarele cu recirculare mare de aer.

213

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

214

Operații unitare în ingineria alimentară

Capitolul 16 DISTILAREA ȘI RECTIFICAREA Operaţia de separare a componenţilor unui amestec omogen de lichide pe baza diferenţei de volatilitate a componenţilor se numeşte distilare. Distilarea se realizează printr-o operaţie dublă: fierberea (evaporarea) amestecului urmată de condensarea vaporilor rezultaţi. In cazul în care separarea se realizează printr-o singură evaporare urmată de condensarea părţii mai volatile din amestec fără ca aceasta să mai vină în contact cu lichidul neevaporat, operaţia se numeşte distilare simplă. Prin distilare se urmăreşte în general o separare cit mai înaintată a componenţilor amestecului. In procesul de distilare simplă nu se pot realiza separări satisfăcătoare decât pentru componenţi a căror temperaturi de fierbere în condiţiile de presiune date sunt foarte depărtate (diferenţă mare între volatilităţi). Separarea componenţilor cu volatilităţi apropiate, datorită influenţei reciprocă, se realizează printr-o succesiune de evaporări urmate de condensări. Operaţia de repetare a perechii de operaţii simple evaporare-condensare se numeşte rectificare. In această succesiune de operaţii vaporii se îmbogăţesc continuu în component mai volatil în timp ce lichidul se îmbogăţeşte în component mai greu volatil. Separarea prin rectificare este cu atât mai uşoară şi mai completă cu cât diferenţa de volatilitate a componenţilor este mai mare sau cu cât raportul volatilităţilor este mai îndepărtat de unitate. In procesele de distilare şi rectificare separarea şi condiţiile separării depind de relaţiile dintre faza lichidă şi faza vapori a sistemului, care este concretizat prin echilibrul lichid-vapori. În industrie distilarea se aplică într-o gamă de variante: distilare integrală, distilare diferenţială (simplă), antrenare eu vapori, rectificare, fracţionare, distilare azeotropă, distilare extractivă etc. Prin distilare şi rectificare sa pot separa amestecuri de lichide care conţin doi componenţi (amestecuri binare), amestecuri de lichide care conţin trei componenţi (amestecuri ternare), amestecuri de lichide care conţin un număr mai mare de componenţi, numărul de componenţi fiind definit (amestecuri multicomponente), amestecuri de lichide cu un număr mare de componenţi, numărul componenţilor fiind nedefinit nici ca indivizi şi nici ca participare procentuali (amestecuri complexe). In operaţia de distilare şi rectificare fluxurile de materiale se exprimă de regulă în unităţi de cantitate de substanţă, kmoli, iar competiţia amestecurilor în fracţii molare, pentru lichid notată cu x iar pentru vapori cu y. Compoziţia vaporilor emişi dintr-un lichid care conţine mai mulţi componenţi depinde de compoziţia lichidului, de condiţiile de temperatură si presiune la care are loc vaporizarea. Echilibrul lichid-vapori poate fi descris de o serie de reguli şi legi.

16.1. Reguli si legi care descriu echilibrul lichid-vapori Un lichid format dintr-un singur component (lichid unar) fierbe la temperatura la care presiunea de vapori a substanţei este egală ea presiunea sub care se realizează fierberea. Compoziţia vaporilor este aceeaşi cu a lichidului şi nu variază în timpul fierberii; temperatura rămâne constantă dacă nu se schimbă presiunea. Intr-un lichid format din doi sau mai mulţi componenţi, fiecare component fiind conţinut într-o anumită proporţie, fierberea începe când suma presiunilor parţiale a componenţilor este egală cu presiunea sub care se realizează 215

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

fierberea. Temperatura se schimbă în timpul fierberii, compoziţia lichidului fiind diferită de compoziţia vaporilor, aceştia fiind mai bogaţi în component mai volatil. Compoziţia lichidului şi a vaporilor variază în timp. Separările prin distilare se bazează pe diferenţa de compoziţie dintre faza lichidă şi faza de vapori a amestecurilor lichide aflate în fierbere. Amestecurile de lichide sunt de mai multe tipuri (fig.16.1).

Fig.16.1. Tipuri de amestecuri de lichide.

Amestecurile ideale prezintă următoarele caracteristici: - presiunea de vapori este o funcţie liniară de compoziţia molară; - la amestecarea componentelor nu apar efecte termice sau variaţii de volum; - toate proprietăţile sunt aditive; - curbele de echilibru izobare sau izoterme, determinate experimental prezintă o variaţie unidirecţională, fără maxime sau minime; - presiunile de vapori şi temperaturile de fierbere variază in tot intervalul de concentraţii a amestecului, în limitele corespunzătoare componentelor pure. Amestecurile reale manifestă o serie de abateri determinate de prezenţa fenomenelor de asociere-disociere, solvatare, efecte termice etc. Aceste amestecuri prezintă puncte extreme pe curbele de echilibru determinate experimental, majoritatea formând azeotropi. Aplicarea legii fazelor la procesul de distilare a sistemelor binare, arată că sistemul este bivariant: F + L = C + 2 unde: F = 2, numărul de faze.(lichid + vapori); C = 2, numărul de componente; L = 2 + 2 – 2 = 2, numărul de grade de libertate (numărul de variabile independente care pot avea modificări valorice fără a modifica numărul de faze existent în sistem, respectiv fără a distruge starea de echilibru). Relaţii care se pot stabili: p = f(x), (presiune-compoziţie, la temperatură constantă); t = f(x,y), (temperatură-compoziţie lichidului x şi a vaporilor y, la presiune constantă); y = f(x), (compoziţia lichidului x şi a vaporilor y, la presiune constantă); i = f(x,y), (entalpie-compoziţia lichidului x şi a vaporilor y, la presiune constantă).

16.1.1. Amestecuri ideale Conceptul de "ideal" - gaz ideal -, amestec de gaze ideale, lichid ideal, amestec de lichide ideale, formează baza cantitativi a relaţiilor care descriu echilibrul. Pentru distilare prezintă un interes deosebit, sub acest aspect legea lui Dalton si legea presiunilor parţiale a lui Raoult. Legea lui Dalton se referă la amestec de gaze ideale fi precizează că presiunea totală a amestecului gazos, p, este egală cu suma presiunilor parţiale, pi, a componenţilor din amestec.

216

Operații unitare în ingineria alimentară n

p   pi  p1  p2  ...  pn

(16.1)

i 1

Din legea lui Dalton rezultă postulatul: presiunea parţială, p i, a unui gaz dintr-un amestec de gaze ideale este egală cu produsul dintre fracţia molară, yi, a componentului în amestec şi presiunea totală, p, a amestecului:

pi  yi  p sau yi 

pi p

(16.2)

Legea lui Raoult se referă la presiunea parţială în faza gazoasă a unui component din faza lichidă cu care faza gazoasă este in contact şi în echilibru dinamic. Se enunţă astfel: presiunea parţială in fază gazoasă, pi a unui component i dintr-un amestec omogen de lichide ideale, este egală cu produsul între fracţia molară, x i a componentului i în faza lichidă a amestecului şi presiunea de vapori, pi, a lichidului pur la temperatura de fierbere a amestecului.

pi  xi  Pi

(16.3)

Prin combinarea legii lui Dalton cu legea lui Raoult rezultă expresia care descrie echilibrul lichid-vapori în cazul unui amestec de lichide ideale.

pi  yi  p  xi  Pi sau yi  xi 

pi p

(16.4)

Expresia (16.4) reprezintă relaţia dintre compoziţia (fracţia molară y i) in vapori şi compoziţia (fracţia molară xi) în lichid a componentului i dintr-un amestec ideal în echilibru. Considerând un amestec ideal binar format din componentul 1 mai volatil şi componentul 2 mai greu volatil, se poate scrie:

x1  x2  1 p1  p2  p

(16.5)

x1  P1  P2  P2  x1  p

(16.6)

Utilizând relaţia (16.3) se obţine:

Din care

x1 

p  P2 P1  P2

(16.7)

Relaţia (16.7) dă compoziţia lichidului care fierbe sub presiunea p ca o funcţie de aceasta şi de presiunile P1 şi P2 a componenţilor puri. Compoziţia vaporilor emişi din amestecul binar lichid şi în echilibru cu acesta se poate obţine ca o funcţie de aceeaşi parametri, considerând relaţia (16.4):

y1 

P1 p  P2  p P1  P2

şi

y2  1  y1

(16.8)

Volatilitatea unui component i dintr-un amestec este dată de raportul dintre presiunea parţială p i şi fracţia molară a componentului respectiv în fază lichidă xi. Pe baza acestei definiţii volatilitatea unei substanţe pure (la care xi = 1) este egală cu presiunea de vapori Pi. Pentru amestecurile ideale, ţinând seama de definiţie, volatilitatea unui component este egală cu presiunea de vapori a substanţei pure:

pi pi  xi   Pi xi xi

(16.9)

217

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

Volatilitatea relativă ij este raportul dintre volatilitatea a doi componenţi dintr-un amestec. Pentru amestecurile ideale, ţinând seama de definiţia volatilităţii, volatilitatea relativă este dată de raportul presiunilor de vapori a celor doi componenţi puri luaţi in considerare. Pentru un amestec binar din componenţi ideali:

12 

P1 P2

(16.10)

sau ţinând seama de valoarea presiunii de vapori a componentului pur din relaţia (16.4):

12 

y1  x2 y2  x1

(16.11)

Pentru cei doi componenţi ai unui amestec binar relaţia (16.4) poate fi scrisă sub forma:

p. y1  x1.P1 şi p. y2  x2 .P2 Prin împărţirea acestor relaţii se obţine:

y1 x1.P1  y2 x2 .P2 Deoarece: y2  1  y1; x2  1  x1

şi

(16.12)

P1  12 relaţia (16.12) devine: P2

y1 x  1  12 1  y1 1  x1 de unde:

y1 

12  x1 1  12  1  x1

(16.15)

Ecuaţia (15.13) este cunoscută sub numele de ecuaţia lui Fenske. Pentru amestecurile ideale volatilitatea relativă este constantă în intervalul de temperaturi de fierbere a componentului uşor, respectiv greu volatil.

Diagrama presiunilor p = f(x) Legea lui Raoult (16.5) indică dependenţa liniară între presiune parţială şi concentraţie. Relaţiile p1 = f(x1) şi p2 = f(x2) reprezintă ecuaţiile unor drepte care trec prin originea axelor si prin punctele caracteristice p1 = P1 şi x1 = 1 (x2 = 0), respectiv p2 = P2 şi x2 = 1 (x1 = 0). Conform legii lui Dalton (16.1) există o dependenţă liniară si pentru presiunea totală. Linia presiunii totale p = p1 + p2 uneşte punctele caracteristice precizate anterior. Diagrama presiunilor p = f(x) se prezintă în fig.16.2. Diagrama se întocmeşte pentru o anumită temperatură constantă. Pe grafic apar linii distincte pentru presiunile parţiale şi pentru presiunea totală corespunzător temperaturilor t1 tn-1, 236

Operații unitare în ingineria alimentară

din fluxul de vapori va condensa componentul greu volatil şi pe seama căldurii de condensare se va evapora o parte din componentul uşor volatil, realizându-se pe talerul n, vapori şi lichid în echilibru, având aceeaşi temperatură, tn. Deci talerul teoretic echilibrează diferenţele de temperatură şi de concentraţie dintre cele două fluxuri.

Fig.16.20. Diagrama de echilibru t = f(x,y) pentru explicarea noţiunii de taler teoretie (porţiunea de concentrare)

Un taler teoretic reprezintă mai multe talere reale, construite, numărul lor fiind funcţie de condiţiile de lucru şi gradul de perfecţionare al aparatului utilizat. Numărul de talere teoretice se calculează pe baza analizării funcţionării coloanei de rectificare şi exprimă eficacitatea de separare a coloanelor. Procesul de rectificare este condiţionat de un număr de factori şi anume: - concentraţia amestecului iniţial, xF, a distilatului, xD şi a reziduului din blaza, xW (exprimate ca fracţii molare ale componentului uşor volatil în amestec); - volatilitatea relativă a componentelor, α; - raportul dintre cantitatea de reflux extern, L, şi cantitatea de distilat, D, obţinut ca produs de vîrf; - temperatura de alimentare a amestecului iniţial, temperatura la vîrful coloanei, în deflegmator şi în blază precum şi presiunea de lucru; - numărul minim de talere teoretice pe care le poate realiza coloana şi randamentul talerelor; - poziţia talerului de alimentare; - regimul hidrodinamic al coloanei, caracterizat prin pierderea de presiune. Tinând seama de complexitatea interdependenţei între factorii enumeraţi ai de faptul că echivalentul de talere reale ale talerului teoretic depinde şi de tipul constructiv al coloanei, rezultă că determinarea cu mare precizie a numărului de talere teoretice (metoda matematică) nu prezintă valabilitate practică. In acest sens pentru rezolvarea problemelor de rectificare se admit următoarele ipoteze simplificatoare: 1. Schimbul de călduri sensibile în coloană este neglijabil faţă de căldurile latente. 2. Căldura de amestecare a componenţilor în cele două faze este neglijabilă. 3. Căldura molară de vaporizare a componenţilor este aceeaşi. 4. Pierderile de căldură pe coloană se neglijează (coloana fiind izolată se poate considera adiabatică). 5. Amestecul se introduce pe talerul de alimentare al coloanei preîncălzit la temperatura de fierbere. 6. Compoziţia condensatului în deflegmator este aceeaşi cu a vaporilor care se ridică de pe talerul cel mai de sus (deci nu se produce o separare în deflegmator). 7. Lichidul din blaza coloanei de rectificare are aceeaşi compoziţie cu a vaporilor ce se formează şi corespunde compoziţiei reziduului (în blaza coloanei nu se mai produce o separare). 237

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

8. Cantitatea de lichid şi de vapori este aceeaşi pe fiecare taler al coloanei. 9. Numărul de moli de vapori care se ridică în coloană din taler în taler este constant pe toată înălţimea coloanei (coloana lucrează cu vaporizare molară constantă); numărul de moli de lichid care coboară în coloană din taler în taler este constant pe toată înălţimea coloanei (coloana lucrează cu reflux intern molar constant) ; deci la condensarea unui mol de component greu volatil se vaporizează un mol de component uşor volatil. 10. Căldura necesară pentru vaporizare se introduce la partea inferioară a coloanei prin intermediul unei suprafeţe de transfer de căldură (indirect). 11. Pe fiecare taler se atinge echilibrul termodinamic între lichid şi vapori. Dintre metodele grafice mai interesante pentru determinarea numărului da talere teoretice aînt metodele Mc Cabe şi Thiele bazate pe diagrama de echilibru y = f(x) şi metoda Ponchon pe diagrama entalpie-concentraţie i = f(x,y).

16.3.2.2. Determinarea grafica a numărului de talere (trepte) teoretice pe diagrama de echilibru y=f(x) (metoda Mc Cabe şi Thiele) Rezolvarea grafică pentru determinarea numărului de talere teoretice se face pe porţiunile coloanei: porţiunea de concentrare şi porţiunea de epuizare. - Ecuaţia liniei de concentrare. Pentru o secţiune oarecare (fig.16.21) situată în porţiunea (zona) de concentrare a coloanei de rectificare, între talarul n şi n+1 (numerotarea se face de sus în jos), ţinîndî seama de afirmaţiile anterioare se poate scrie; V=L+D

(16.51)

Fig.16.21. Schela de principiu a coloanei de rectificare pentru stabilirea ecuaţiilor dreptelor de operare sau de lucru.

respectiv, ca bilanţ al componentului uşor volatil:

V . yn 1  L.xn  D.xD

(16.52)

rezultă:

yn 1 

238

L D .xn  . xD LD LD

(16.53)

Operații unitare în ingineria alimentară

Introducând raportul de reflux, R = L/D, rezultă ecualţia liniei de operare pentru partea de concentrare a coloanei de rectificare în forma:

yn 1 

R 1 . xD .xn  R 1 R 1

(16.54)

Această ecuaţie corelează compoziţia vaporilor, yn+1 şi a lichidului, xn , între două talere teoretice consecutive; nu sunt compoziţii de echilibru. Ecuaţia este valabilă pentru orice secţiune în zona de concentrare deci se poate scrie în forma generală:

y A

B

y = xD

R R 1

R 1 x . xD ; R 1 R 1

y = Ax + B

(16.55)

tangenta unghiului de înclinare sau panta dreptei;

1 .xD ordonata la origine. R 1

deoarece s-a presupus că vaporii care părăsesc primul taler (la vîrf) au compoziţia egală cu a distilatului

(condensare integrală în condensator). Din ecuaţia (16.55) rezultă x = xD ceea ce înseamnă că lichidul în contracurent cu vaporii de pe primul taler are compoziţia distilatului. Linia de operaţie trece prin punctul a (xD,y1) situat pe diagonala diagramei de echilibru y = f(x) (fig.16.22). Pentru talerul al doilea ecuaţia (16.55) devine: y2 = Ax1 + B , unde: x1 -compoziţia lichidului care vine de pe talerul 1 şi este în echilibru cu vaporii y1; din ecuaţie rezultă y2; linia de operaţie trece si prin punctul b (x1 , y2).

Fig.16.22. Trasarea liniilor de operare şi determinarea numărului de talere teoretice prin metoda. diagramei de echilibru (metoda Mc Cabe şi Thiele)

Analog pentru talerul al treilea şi următoarele. Ecuaţia (16.55) este valabilă până la talerul de alimentare. - Ecuaţia liniei de epuizare. Pentru o secţiune oarecare (fig. 16.21) situată în porţiunea (zona) de epuizare a coloanei de rectificare, între talerul m şi m-1 (numărătoarea se face de jos în sus), ţinând seama de afirmaţiile anterioare se poate scrie: 1. L' = L + F 239

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

2. L' = V + W 3. F = D + W

(16.56) bilanţul de materiale pentru întreaga coloană,

respectiv, ca bilanţ al componentului uşor volatil:

L'.xm  V . ym 1  W .xW

(16.57)

După efectuarea calculelor ţinând cont de bilanţurile de materiale 1, 2 şi 3, relaţia (16.57) devine:

ym 1 

LF FD .xm  .xW LD LD

(16.58)

Introducând raportul de reflux R = L/D şi notând raportul F/D = F', care reprezintă cantitatea de amestec iniţial introdusă pe talerul de alimentare pentru 1 kmol de distilat scos ca produs rezultă:

ym 1 

R  F' F '1 .xm  .xW R 1 R 1

(16.59)

Această relaţie reprezintă ecuaţia liniei de epuizare corelând compoziţia vaporilor, y m-1 şi a lichidului, xm, între două talere teoretice consecutive ale porţiunii de epuizare; nu sunt compoziţii de echilibru. Ecuaţia este valabilă pentru orice secţiune la porţiunea de epuizare, deci se poate scrie în forma generală:

y

R  F' F '1 x xW ; y=A’x+B R 1 R 1

(16.60)

unde:

A' 

R  F' panta dreptei; R 1

B'  

F '1 xW ordonata la origine. R 1

Deoarece s-a presupus că lichidul din blaza coloanei de rectificare are compoziţia egală cu a reziduului (x0 = xW), rezultă că în blaza nu se produce o separare şi vaporii au aceeaşi compoziţie (y = xW); linia de operaţie va trece prin punctul a'(xW, y’=xW) situat pe diagonala diagramei de echilibru, y = f(x), (fig.16.22). - Punctul de intersecţie al liniilor de operaţie se determină rezolvând sistemul format de ecuaţiile (16.55) și (16.59):

y

R 1 x xD R 1 R 1

y

R  F' F '1 x xW R 1 R 1

După rezolvare se obţine abscisa punctului de intersecţie:

x

xD  xW  xW F'

(16.61)

Considerându-se ecuaţiile de bilanţ de materiale pentru întreaga coloană: F=D+W

(16.62)

F .xF  D.xD  W .xW după substituiri şi regrupări se obţine:

xF 

xD  xW  xW F'

(16.63)

Comparând relaţia (16.61) cu relaţia (16.63) rezultă x = xF , ceea ce înseamnă că cele două drepte de operaţie se intersectează pe verticala din xF .

240

Operații unitare în ingineria alimentară

Pentru determinarea numărului de talere teoretice, necesare realizării unui anumit grad de separare într-o coloană de rectificare, cu ajutorul diagramei de echilibru şi a liniilor de operaţie (metoda Mc Cabe şi Thiele) se procedează astfel (fig.16.22). Se cunosc:

- curba de echilibru y = f(x);

- compoziţiile xF, xD, xW; - cifra de reflux, R. 1. Se trasează curba de echilibru şi diagonala ei la o scară convenabilă pentru amestecul binar care interesează. Se fixează pe axa absciselor punctele de concentraţie xD, xF şi xW caracteristice pentru distilat, amestecul iniţial de alimentare şi reziduu. Din aceste puncte se ridică verticale până la diagonală, pentru x D. şi xW şi până la linia de echilibru, pentru xF. 2. Se trasează linia de concentrare ştiind că intersectează diagonala în x D şi folosind ordonata la origine xD/(R+l) sau panta dreptei R/(R+1). 3. Se trasează linia de epuizare ştiind că intersectează diagonala în xW şi dreapta de concentrare în xF. Pentru trasarea liniei de epuizare se mai dispune de două date: ordonata la origine  ( F '1).xW /( R  1) şi panta dreptei, (R+F')/(R+1), date care pot fi folosite pentru verificare. 4. Se trasează linia în trepte care reprezintă construcţia grafică a talerelor teoretice pornind de la intersecţia lui xD cu diagonala (punctul a) şi trasând orizontala din acest punct la curba de echilibru în punctul 1 care reprezintă echilibrul primului taler (fig.16.22). Prin coborârea din acest punct a unei verticale pe dreapta de concentrare se obţine punctul b care este punctul reprezentativ al lichidului şi vaporilor între primul şi al doilea taler. Se aici se duce din nou o orizontală la curba de echilibru şi se obţine punctul 2, apoi o verticală din acest punct până la dreapta da concentrare, continuându-se cu această construcţie până se depăşeşte verticala din xF , după care verticalele care pleacă de la curba de echilibru sunt trasate până la intersecţia cu dreapta de epuizare, care reprezintă linia de operaţie din această porţiune a coloanei. Se continuă construcţia până se ajunge cu o verticală în xW sau la o valoare mai mică. 5. Numărul de talere teoretice se obţine numărând porţiunile orizontale ale liniei în trepte, separat pentru porţiunea de concentrare a coloanei şi separat pentru porţiunea de epuizare. In diagrama din fig.16.22 s-au obţinut şapte talere teoretice din care patru pentru concentrare şi trei pentru epuizare.

16.3.2.3. Refluxul coloanelor de rectificare Din relaţiile (16.55) şi (16.59) precum şi din fig.16.22 se constată să panta dreptelor de operaţie şi implicit numărul de talare teoretice necesare depind de valoarea cifrei sau raportului da reflux, R; valoarea lui R determină şi poziţia punctului de intersecţie a liniilor de operaţie. Pot exista următoarele situaţii (fig. 16.23): a) R = 0: coloana nu are reflux; nu se realizează rectificare. Liniile de operaţie se întâlnesc deasupra curbei de echilibru (pct.a) deoarece linia de concentrare este orizontală; ea trece prin punctul B de abscisă x D aflat pe diagonala diagramei; b) R = minim: reprezintă refluxul minim necesar pentru a se realiza rectificarea; liniile de operaţie se intersectează pa curba de echilibru (pct.b); în acest caz numărul de talere teoretice este infimi t. Fiind o condiţie operativi limitativă Rmin se calculează. In triunghiul ABC (fig.16.23) se scrie :

tg 

Rmin x  yFe  D Rmin  1 xD  xF 241

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

respectiv:

Rmin 

xD  y e F yFe  xF

(16.64)

Fig.16.23- Refluxul în coloanele de rectificare

Unde

y Fe reprezintă compoziţia vaporilor în echilibru termodinamic cu lichidul amestec de alimentare. c) B = ∞ , reflux total: din coloană nu se scoate produs, condensatul rezultat din vaporii de la vârful coloanei se

returnează integral în coloană; numărul de talere teoretice este minim; liniile ce operaţie se confundă cu diagonala (pct.c). d) Refluxul real, R, este intermediar între Rmin şi R∞ liniile de operaţie se intersectează între b şi c, de exemplu pct.d. In practică:

R  a.Rmin

(16.65)

unde valoarea lui a variază în mod normal întră 1,5 şi 3. In industria alimentară uneori se lucrează la reflux pentru care a=50-l00 aşa cum este cazul rectificărilor pentru recuperarea aromelor eliminate din anumite sucuri în operaţia de concentrare (evaporare). e) Reflux optim. Intre cantitatea de reflux din coloană, numărul de talere, consumul de abur de încălzire în blaza şi cantitatea de apă de răcire în condensatorul instalaţiei există o dependenţă bine determinată: numărul de talere teoretice este cu atât mai mare ca cât cantitatea de reflux este mai mică, iar consumul de apă în condensator este cu atât mai mare cu cât cantitatea de reflux este nai mare. Pe de altă parte raportul de reflux, alături de caracteristicile constructive ale coloanei determină gradul de puritate al produsului obţinut. Refluxul se alege practic astfel încât costul instalaţiei să fie minim, ceea ce determină un reflux optim. Costul procesului de rectificare cuprinde: - cheltuielile fixe, reprezentând costul instalaţiei precum şi cheltuielile de întreţinere şi reparaţii; - cheltuielile de exploatare cuprind în general consumurile de utilităţi: apă si abur. Se reprezintă grafic cheltuielile pentru tona de produs în funcţie de valoarea cifrei de reflux R (fig.16.24). Se constată următoarele: la Rmin numărul de talere fiind infinit cheltuielile fixe sunt mari datorită înălţimii infinite a coloanei, aceste cheltuieli scad cu creşterea refluxului, dar în acelaşi timp creşte diametrul coloanei (nu se obţine o

242

Operații unitare în ingineria alimentară

scădere proporţională a numărului de talere). Curba care redă această variaţie trece printr-un minim. Cheltuielile de exploatare cresc proporţional cu cantitatea de reflux. Redistribuţiile-manoperă rămân constante. Insuşind cheltuielile fixe şi de exploatare se obţine o curbă a cheltuielilor totale care trece, de asemenea, printr-un minim. Aceasta reprezintă, pe abscisa, refluxul optim.

Fig.16.24. Determinarea refluxului optim

16.3.2.4. Randamentul (eficacitatea) talerului Deoarece prin calculul rectificării se determină numărul de talere teoretice, pentru a determina numărul de talere reale se introduce noţiunea de randament sau eficienţă. Eficienţa medie, ηm , a coloanei dată de raportul între numărul de talere teoretice şi numărul de talere reale necesare pentru realizarea unei anumite separări:

m 

nt nr

(16.66)

Practic se consideră ηm = 0,25 + 0,8. Această mărime se utilizează la dimensionarea coloanelor de rectificare. - Eficienţa individuală a talerelor, ηt , sau coeficientul de îmbogăţire (fig.16.25):

imbogatire rela ynreal  yn 1 AB t   teoretic  imbogatire yn  yn 1 AC teoretica

(16.67)

Coeficientul de îmbogăţire depinde de construcţia coloanei care determină un anumit regim hidrodinamic, de colatilitatea amestecului şi de proprietăţile fizice ale acestuia. In practică valoarea lui ηt. se apreciază 0,5 ÷ 0,7; la coloanele mici de laborator poate ajunge la 0,9.

243

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

Fig.16.25. Exprimarea eficienţei individuale a talerului

16.3.2.5. Condiţia termică a amestecului de alimentare Rectificarea este un proces care are loc la un consum apreciabil de energie termică ceea ce implică necesitatea recuperării acesteia ori de câte ori este posibil, în special în scopul preîncălzirii amestecului de alimentare. In funcţie de disponibilul de căldură recuperabilă, alimentarea coloanei de rectificare se poate face cu lichid la temperatură mai mică decât temperatura de fierbere sau la punctul de fierbere; cu lichid parţial sau total vaporizat, sau chiar cu vapori supraîncălziţi. Aceste modalităţi de alimentare modifică numărul de talere teoretice atât în porţiunea de concentrare cât şi în porţiunea de epuizare. Dacă în coloană se introduce amestecul iniţial la temperatură mai mică decât temperatura de fierbere, o parte din căldura de condensare a vaporilor care vin din porţiunea de epuizare se va consuma pentru preîncălzirea lichidului până la temperatura de fierbere. Acest fapt are ca urmare creşterea debitului de lichid (refluxului intern) care curge de pe talerul de alimentare şi corespunzător scăderea debitului de vapori care părăsesc talerul, respectiv: L' > L + P; V < V’

Fig.16.26. Situaţia fluxurilor de materiale în regiunea de alimentare a coloanei de rectificare

In cazul în care alimentarea coloanei se face cu vapori saturanţi, debitul de vapori care părăsesc talerul de alimentare este mai mare decât cel care intră şi corespunzător debitul de lichid este mai mic:

V > V’ ;

L'< L + P

Pentru a caracteriza influenţa modului în care se face alimentarea asupra numărului de talere teoretice din cele două porţiuni se defineşte mărimea q: q=q’/r

244

Operații unitare în ingineria alimentară

unde: q’ reprezintă căldura necesară pentru a transforma 1 mol din amestecul de alimentare în vapori saturanţi, J/mol amestec; r reprezintă căldura molară de vaporizare a lichidului; q reprezinte numărul de moli de lichid format la condensarea vaporilor în urma transformării în vapori saturanţi a unui mol din lichidul amestec iniţial. Apar următoarele situaţii: 1. Alimentarea cu lichid la tF 1 adică pentru a ajunge la starea de vapori saturanţi se consuma şi o căldură sensibilă de preîncălzire. 2. Alimentarea cu lichid la fierbere, tF = tf; rezultă q = 1 adică pentru vaporizare se consumă numai r. 3. Alimentarea cu amestec parţial vaporizat; rezultă 0 < q < l adică vaporii consumaţi pentru vaporizare nu reprezintă un mol. 4. Alimentarea cu vapori saturanţi, q = 0. 5. Alimentarea cu vapori supraîncălziţi; q < O adică pentru a ajunge la starea de vapori saturanţi trebuie să se elimine căldura sensibilă de supraîncălzire. Mărimea q se poate exprima printr-o ecuaţie care rezultă din ecuaţiile liniilor de operaţie (linia q trece prin intersecţia celor două linii de funcţionare). Cantitatea de lichid care se adaugă la refluxul normal al coloanei L, ţinând seama de condiţia termică a alimentării este, q . F (F fiind cantitatea de amestec de alimentare) deci,

L'  L  q.F Din ecuaţia liniei de concentrare, de forma:

y rezultă:

L D x xD , LD LD

L(y - x) = D(xD - y)

(16.69)

Din ecuaţia liniei de epuizare, de forma:

y

L  q.F W x xW , L  q.F  W L  q.F  W

ţinând seama de relaţia (16.69), de ecuaţiile de bilanţ de materiale total şi parţial în component volati pentru întreaga coloană, după simplificări şi ordonări de termeni, rezultă: F(qx - qy + y – xF) = 0

(16.70)

Deoarece F ≠ 0, rezultă:

y

q x x F q 1 q 1

(16.71)

Relaţia (16.71) reprezintă ecuaţia liniei q, o dreaptă care trece prin punctul de intersecţie al liniilor de operaţie şi are panta egală cu:

tg 

q q 1

Cu diagonala digramei y = f(x) dreapta q se intersectează în punctul de abscisă x = xF. In concluzie, în funcţie de modul cum se face alimentarea coloanei de rectificare din punct de vedere termic se va modifica poziţia talerului de alimentare şi deci numărul de talere teoretice pentru porţiunea de concentrare şi de epuizare. In fig.16.27 se prezintă graficul y » f(x) pentru situaţiile precizate.

245

Ciprian Căpățâna și Mihai Văduva

Fig.16.27. Intersecţia liniilor de operaţie în diferite situaţii generate de influenţa condiţiei termice de alimentare a coloanelor de rectificare.

1. q > 1

tgα >1

α > 45

0

linia corespunzătoare va fi q1. 2. q = 1

tgα = ∞

α = 90°\

linia corespunzătoare este q2 (numai în acest, caz intersecţia liniilor de operaţie este pe verticala xF). 3.

0