Schema Functionnala Carnati [PDF]

Zitiervorschau

CAPITOLUL 1 Introducere Carne în carcase

Recepţie Calitativă

Cantitativă Congelare Decongelare Tranşare Dezosare Sortare Tocare

Polifosfaţi

Malaxare

Amestec de sărare

Maturare Apă răcită

Cuterizare Malaxare Umplere membrane Legarea batoanelor Afumare la cald, pasteurizare Depozitare Livrare

Schema tehnologică de obţinere a preparatelor cu compoziţie din tocătură Carne în carcase 1

Congelarea Congelarea carcaselor şi semicarcaselor de carne se realizează în tunele de congelare cu funcţionare discontinuă cu o capacitate cuprinsă între 5..15 tone. Amplasarea carcaselor şi semicarcaselor de carne se face în containere sau linii aeriene putând fi transportate ulterior în spaţiile de depozitare fără manipulări suplimentare. Principalele caracteristici pentru operaţia de congelare sunt: • Încărcarea specifică recomandată pentru dimensionarea tunelelor de congelare este de 200...300 kg/m2 suprafaţă răcită. • Circulaţia aerului în tunele este forţată, predominant orizontală sau predominant transversală, asigurându-se o viteză a aerului peste produse de 3.5-5m/s Cea mai utilizată metodă de congelare utilizată este congelarea cu refrigerare prealabilă, introducerea carcaselor şi semicarcaselor în tunele de congelare făcându-se după cel puţin 3 zile de depozitare în stare refrigerată. Necesarul de frig pentru dimensionarea instalaţiilor frigorifice în acest caz este de circa 9304 W/tonă produs. Congelarea directă a carcaselor şi semicarcaselor din stare caldă duce la micşorarea procesului de răcire cu cca 40%, reducerea manipulărilor între depozitele de refrigerare şi tunelele de congelare, reducerea pierderilor în greutate cu cca 40-50%. Necesarul de frig pentru dimensionarea instalaţiilor frigorifice în acest caz este de circa 11630 W/tonă produs. Procesul de congelare al carcaselor şi semicarcaselor de carne se consideră terminat când temperatura în centrul termic scade sub -15°C sau când temperatura medie a carcasei sau semicarcasei este egală cu temperatura de depozitare ulterioară.

2

Decongelarea Decongelarea carcaselor şi semicarcaselor de carne poate avea loc în condiţii nedirijate, la centrala de desfacere, în aer cu temperatura de (+6..+20)oC. • în condiţii dirijate de temperatură, umiditate şi viteză a aerului, în tuneie de decongelare prevăzute cu instalaţii de condiţionare. Fazele procesului de decongelare sunt: faza I : încălzire + decongelare, realizată în aer cu temperaturi de 13-15°C, în 3 trepte: Carne crudă în carcase

Carne refrigerată în

Carne congelată în

carcase

carcase

Depozitarea tampon Tranşare Dezosare Sortare Porţionare Ambalare

Refrigerare

Congelare

Sărare

Prelucrare ulterioară

Depozitare

Depozitare

Livrare

Livrare

Depozitare

Schema tehnologică de obţinere a cărnii tranşate

3

În urma operaţiilor de tranşare, dezosare şi sortare a cărnii în carcase şi semicarcase rezultă carne porţionată pe specialităţi, carne dezosată şi oase, slănină sau carne tranşată în sortimente anatomice mari. Operaţiunea de tranşare şi dezosare se desfăşoară în spaţii special amenajate, prevăzute cu instalaţii de condiţionare a aerului pentru realizarea unor temperaturi de 10-12°C şi a unor umidităţi relative de 70-75%. Umiditatea relativă a aerului trebuie impusă astfel încât să se evite condensarea vaporilor de apă din aer pe suprafaţa cărnii (temperatura punctului de rouă a aerului să fie mai mică decât temperatura la suprafaţa cărnii). Circulaţia aerului în spaţiul de tranşare trebuie să asigure condiţiile de microclimat impuse, dar să realizeze în acelaşi timp, condiţii accesibile de lucru pentru personalul muncitor ( viteza aerului să nu depăşească 0.25m/s). Operaţia de sortare şi porţionare se realizează în spaţii răcite cu temperatura aerului de circa 0°C. Carnea tranşată, dezosată şi porţionată pe specialităţi destinată consumului este ambalată în pungi sau folii de material plastic, în gramaj de 0.250-1.0 kg. Carnea astfel prelucrată poate fi refrigerată şi depozitată în spaţii răcite cu temperatura aerului de (0...-1)°C. Transportul cărnii preambalate şi refrigerate la magazinele de desfacere se realizează cu mijloace de transport specializate, la temperaturi de (0...-1)°C Carnea prelucrată poate fi de asemeni congelată în tunele de congelare sau în aparate cu plăci, funcţie de mărimea ambalajului, la temperaturi de vaporizare a agentului frigorific de (-40...-45) °C. În tunetele de congelare carnea tranşată preambalată este aşezată pe cărucioare rastel. Carnea tranşată, dezosată şi porţionată pe specialităţi destinată prelucrării ulterioare este congelată în blocuri de 20-25 kg sau în porţiuni anatomice mari, congelarea având loc în tunele de congelare cu circulaţie forţată a aerului de răcire, la o temperatură de vaporizare a agentului frigorific de (-40...-45) °C, timp de 18-20 ore.

4

Depozitarea cărnii congelate se face în spaţii răcite cu temperatura aerului de (-18...-25)°C. Durata de depozitare este de maxim 12 luni de la data depozitării. Bucăţile mai mici de carne, preambalate, sunt puse în cutii de carton ondulat în vederea depozitării pe rastele. Pentru calculul spaţiilor de depozitare se recomandă următoarele încărcări specifice: - pentru stivuire în sistem paletizat: 380...450 kg/m3 volum util; - pentru stivuire manuală : 500...650 kg/m3 volum util; Densitatea cărnii, în intervalul de temperatură de (0...+20)°C, este funcţie de sortiment şi conţinutul de grăsime, oscilând între 960 şi 1110 kg/m3. Pentru ţesutul muscular, căldura specifică raportată la substanţa uscată are valoarea de cpm = 1675 J/kgK, iar pentru carnea slabă are valoarea de c pm = 1465 J/kgK. în intervalul de temperatură de -3°C şi

+27°C, căldura specifică

raportată la substanţa uscată se calculează cu relaţia : cpm = -364 + 6.7 T [J/kgK] Conductivitatea termică a muşchiului proaspăt este λ = 0.500 W/mK. Pentru deşeurile de carne se cunosc: - densitatea ρ = 985 kg/m3. - căldura specifică cp = 3475 J/kgK - conductivitatea termică λ = 0.600 W/mK - difuzivitatea termică a = 17.5 10-8 m2/s Entalpia i (kJ/kg), pentru subprodusele de carne de porc şi carne dezosată, în funcţie de temperatură este prezentată în tabelul 1.1. Tabelul 1.1. Entalpia funcţie de temperatură

5

t[°C] Subproduse porc

-20 0

-18 5

-15 13.8

-10 33.8

-5 62.7

0 261.2

Carne dezosată

0

5

13.3

31.3

59.8

242.7

t[°C] Subproduse porc Carne dezosată

5 278.7 259.5

10 295.9 276.8

15 313.5 292.6

20 331.1 309.1

25 348.6 325.6

30 366.6 348.4

Scheme tehnologice de obţinere a preparatelor din carne cu prezentarea operaţiilor care necesită căldură si frig Preparatele din carne se pot clasifica în două mari grupe: • preparate cu compoziţie din tocătură, care pot fi: * preparate crude: cârnaţi de porc, cârnaţi de casă; * preparate pasteurizate: tobe, caltaboşi, lebărvişti; * preparate afumate: cârnaţi de porc, patricieni din carne de oaie; * preparate afumate la cald şi pasteurizate:parizer, polonez, cremvuşti; * preparate afumate la cald, pasteurizate şi afumate la rece: salam italian, rusesc, Poiana, Bucureşti, cârnaţi trandafir, Bicaz; * preparate afumate la cald, pasteurizate şi afumate la rece şi uscate: salam de vară, Caraiman; • preparate din carne netocată, care pot fi: * preparate sărate şi afumate: pastramă de porc, de oaie, picioare de porc afumate, costiţă afumată, slănină afumată, căpăţână de porc afumată, ceafă afumată, ciolane afumate, coaste afumate, jambon afumat cu sau fără os, muşchi file; * preparate pasteurizate: şuncă presată, slănină cu boia; * preparate afumate şi pasteurizate: muşchi ţigănesc; Materiile prime utilizate îa fabricarea preparatelor din carne sunt:

6

♦ carnea de porc, semicarcase sau sferturi de carcasă, în stare crudă, refrigerată sau congelată; ♦ carnea de bovine, semicarcase sau sferturi de carcasă, în stare crudă, refrigerată sau congelată; ♦ carnea de ovine, semicarcase, în stare crudă sau refrigerată; ♦ slănină de porc crudă sau sărată; ♦ subproduse de abator: căpăţâni de porc, bovine, ovine, limbă, creier, inimă, ficat, rinichi, splină, picioare şi urechi de bovine, picioare, urechi şi cozi de porcine, şorici de porc, sânge, untură de porc, seu, etc. ♦ carne fasonată şi/sau congelată de porc şi vită. Materiile auxiliare se introduc în compoziţia preparatelor din carne pentru realizarea unor însuşiri tradiţionale (miros, gust, culoare, elasticitate) şi pentru mărirea duratei de conservare (sare). Se mai folosesc şi condimente ca: piperul, nucşoara, enibaharul, cuişoarele, ghimbirul, coriandrul, cimbrul, cimbrişorul, maghiranul, chimionul, chimenul, frunze de dafin, ceapa, usturoiul, boiaua de ardei. Proporţiile de sare sunt pentru preparatele de carne de două categorii: - categoria A: 2.4 kg/100 kg carne pe timp de iarnă 2.7 kg/100 kg carne pe timp de vară - categoria B: 2.6 kg/100 kg carne

1.1. Tehnologia de obţinere a preparatelor cu compoziţie din tocătură Semifabricatele utilizate la fabricarea preparatelor cu compoziţie din tocătură sunt bradtul şi şrotul. Bradtul este pasta de legătură care asigură consistenţa, omogenitatea (la unele preparate din carne), elasticitatea şi suculenţa preparatelor.

7

Materia primă utilizată în fabricarea bradtului este carnea de vită crudă, refrigerată sau congelată, carnea de vită congelată în blocuri sau cu amestec de sărare polifosfaţi şi prelucrată la cuter în stare congelată sau decongelată. Materia primă pentru fabricarea ştrotuiui este carnea de vită sau de porc. După recepţia calitativă şi cantitativă; semicarcasele sau sferturile de carne de vită sau de porc sunt depozitate în spaţii răcite cu temperatura aerului de 0...4°C, umiditatea relativă de 90%, maxim 3 zile. În vederea dimensionării spaţiilor se consideră o încărcare de 180...250 kg/m2 suprafaţă utilă. Caracteristicile termofizice ale cărnii de porc şi vită sunt prezentate în tabele. În cazul în care se foloseşte carne congelată se prevede spaţiu pentru decongelare şi pentru montarea maşinilor de tăiat carne congelată. Carnea de vită sau de porc se poate depozita separat sau în acelaşi spaţiu răcit. În sălile de tranşare, dezosare şi alegere parametrii aerului sunt 0...4°C temperatură şi 70...80% umiditate relativă. Montarea bradtului şi şrotului după malaxare se face în spaţii răcite cu o temperatură a aerului de 4°C, durata de menţinere fiind funcţie de amestecul de sărare: 3...4 zile, pentru amestec de sărare A şi 1...2 zile pentru amestec de sărare B. Pentru maturare, semifabricatele sunt depozitate în : - tăvi fără picior, cu dimensiunile 480 x 815 x 160 mm, 40 l capacitate şi 7,5 kg masa, amplasate pe rastele, câte 6 pe înălţime; - tăvi cu picior, cu dimensiunile 500 x 815 x 190 mm, 40 l capacitate şi 8 kg masa, amplasate prin suprapunere, câte 6 pe înălţime; - recipiente pe roţi, cu dimensiunile 700 x 650 mm, 288 l capacitate. La dimensionarea spaţiilor răcite se au în vedere

următoarele

recomandări: - distanţa de 0,6 m de la perete la stivele de tăvi sau la recipientele pe roţi; - distanţa de 1,5 m între două stive de tăvi;

8

-

amplasarea recipientelor pe roţi va ţine seama de manipularea lor

uşoară, în ordinea introducerii lor în spaţiul răcit. La maturarea semifabricatelor în flux continuu se utilizează şi maturatorul fix, format dintr-un recipient dublu tronconic, prevăzut cu o manta prin care care circulă un agent de răcire (de obicei saramură) cu temperatura iniţială de - 10°C. În vederea micşorării pierderilor de căldură, recipientul este izolat termic. Apa introdusă la cuterizare are temperatura de 5°C, fiind răcită cu ajutorul unei instalaţii frigorifice. Depozitarea semifabricatelor se face în spaţii răcite cu temperatura aerului de 4°C şi umiditatea relativă de 90%. Se folosesc aceleaşi sisteme de depozitare ca şi la maturare. Timpul necesar depozitării semifabricatelor, în cazul în care nu sunt introduse direct în fluxul de fabricaţie a preparatelor din carne este de cca 2 zile pentru bradt şi 3 zile pentru şrot. În continuare, schema tehnologică de fabricare a preparatelor cu compoziţia din tocătură se prezintă astfel: BRADT

ŞROT Malaxare

Transport

Umplere membrane

Legarea batoanelor

Tratament termic

Livrare la consumator

Depozitare

9

Prelucrare ulterioară

Umplerea membranelor se face într-un spaţiu răcit cu temperatura aerului de 10...12°C. Carne de vită

Carne de oaie

Recepţie

Recepţie

Depozitare

Depozitare

Tranşare

Sortare

Tranşare

Tăiere în bucăţi Depozitare Scurgere Întărire Malaxare Maturare Umplere Zvântare

Legare şlefuire

Presare 1

Presare 1

Uscare

Uscare

Presare 2

Presare 2

Maturare

Uscare

Uscare

Livrare

Livrare

Schema tehnologică generală

10

Carne de vită

Recepţie Calitativă

Cantitativă Depozitare

Tranşare

Dezosare

Alegere

Tocare

Polifosfaţi

Malaxare

Maturare

Apă răcită

Cuterizare

BRADT

Depozitare

Prelucrare ulterioară

Schema tehnologică de obţinere a preparatelor cu compoziţie din tocătură Carne de vită

11

Carne de porc sau vită

Recepţie Calitativă

Cantitativă Depozitare

Tranşare

Dezosare

Alegere

Tocare

Polifosfaţi

Malaxare

Amestec de sărare

Maturare

Apă răcită

Cuterizare

ŞROT

Depozitare

Prelucrare ulterioară

Schema tehnologică de obţinere a preparatelor cu compoziţie din tocătură Carne de porc sau vită

12

Tratamentele termice aplicate sunt foarte diferite, funcţie de categoria de preparate. Pentru unele preparate din carne, se recomandă ca după tranşare, carnea să fie scursă şi zvântată şi în unele cazuri întărită. Operaţia de scurgere are loc în spaţii răcite cu temperatura aerului de 2...4°C, umiditatea relativă 80...90%, timp de 48 ore. Operaţia de zvântare a cărnii tranşate are loc în spaţii răcite cu temperatura aerului de -1...+1°C şi umiditatea relativă 80...95% (cazul ghindanului) sau pentru operaţia de zvântare - întărire, temperatura aerului este +1...+7°C, iar umiditatea relativă 80...90% (cazul babicului, salam de Sibiu etc).

1.2. Tehnologia de obţinere a preparatelor crude din carne În această categorie de preparate intră următoarele produse: - salamuri crude cu/fără mucegai la suprafaţa membranei: - cârnaţi cruzi. Acestor două categorii de produse li se aplică tratamentul termic de durată şi uscare. - produse crude, cărora li se aplică numai uscarea. Preparatele crude (cârnaţi cruzi, salamuri crude cu/fără mucegai pe suprafeţa membranei) se livrează spre consum imediat sau sunt depozitate în spaţii răcite cu temperatura aerului de 10...12°C şi umiditatea relativă de max. 80%. Produsele sunt ambalate în cutii de carton prevăzute cu goluri de aerisire. Durata maximă de depozitare este de 6 luni. Preparatele pasteurizate (tobe, caltaboşi, lebărvurşti) sunt supuse operaţiei de pasteurizare (fierberea) după cum urmează: - toba de casă: 2...3 ore la 80°C; - caltaboşi: 45 min la 72...75°C; - lebărvuşti: 1 oră ia 70°C. 13

Procesul de pasteurizare are ioc în cazane cilindrice sau paralelipipedice deschise, cu sau fără manta de încălzire. Pentru micşorarea pierderilor de căldură în exterior, cazanele sunt izolate termic. Depozitarea preparatelor pasteurizate se face în spatii răcite cu temperatura aerului de 0...4°C, umiditatea relativă 75...80%, durata de depozitare fiind de max. 3 zile (recomandat 24 ore). Pentru dimensionarea spaţiilor se consideră o încărcare specifică de 50...100kg/m2 suprafaţă utilă sau 90...180kg/m linie aeriană. Preparate afumate: funcţie de tratamentul termic aplicat se disting: - preparate afumate la cald (hiţuire): pastrama de oaie, de porc, de vită; - preparate afumate la rece: căpăţână de porc afumată, ceafă afumată, ciolane afumate, coaste afumate, jambon afumat, oase graf afumate, costiţă afumată, slănină afumată etc. Depozitarea preparatelor afumate se face în spaţii răcite cu temperatura aerului de 12°C, umiditatea relativă cca. 75%, durata maximă 10 zile. Pentru dimensionarea spaţiilor se consideră o încărcare specifică de 150kg/m 2 suprafaţă utilă. - preparate afumate la cald şi pasteurizate: - crenvurşti, polonez. înainte de operaţia de afumare la cald, acestor preparate li se aplică şi operaţia de zvântare. Parametrii tratamentului termic sunt prezentaţi în tabelul 1.2. Produsul

Tratamentul termic zvântare

Panzer Polonez Crenvurşti

afumare la pasteurizare cald 30 min la 45...75°C 40...60 min la 1,5...3,5 h la 35...75°C 75...95°C 30 min la 45...75°C 30 min la 40...50 min la 75...80°C 72...75°C 30 min la 45...75°C 20...30 min 10...20 min la la 75...90°C 72...75°C

14

-

preparate afumate

la cald,

pasteurizate şi

afumate

la

rece:

parametrii fiecărui tratament, pe sortimente, sunt prezentaţi în tabelul 1.3. Tabelul 1.3 Tratamentul termic

Produsul Salam Poiana

Salam italian

Afumare caldă

30 min la 75...99°C

25...30 min la 75...95°C

Pasteurizare

1,5...2,5 h la 75°C

1...2 h la 72.,.75°C

Afumare rece

12 h la 15... 40°C

12 h la 15...40°C

Pentru unele preparate de carne, înaintea acestei operaţii, li se aplică operaţia de zvântare. Parametrii fiecărui tratament termic în acest caz, pe sortimente, sunt prezentaţi în tabelul 1.4. Tabelul 1.4. Tratamentul termic

Produsul Salam Bucureşti

Zvântare

25...35 min la 45...75°C Afumare caldă 35...45 min la 75...95°C Pasteurizare 1...2 h la 72...75°C Afumare rece

12 h la 15...40°C

Cârnaţi Czaba

Cârnaţi Muntenia

15...20 min la 45...75°C 20...25 min la 75...95°C 30...40 min la 72...75°C 12 h la 15...40°C

15...20 min la 45...75°C 35...45 min la 75...95°C 30...45 min la 72...75°C 12 h la 15...40°C

Preparatele afumate şi pasteurizate se depozitează Tn spaţii răcite cu temperatura aerului de 12°C şi umiditatea relativă cea. 75%, maxim 10 zile. Pentru

dimensionarea spaţiilor de depozitare se

recomandă o

încărcare specifică de 150kg/m2 suprafaţă utilă. - preparate zvântate, afumate la cald, pasteurizate, afumate la rece şi uscate: parametrii fiecărui tratament termic sunt prezentaţi în tabelul 1.5. 15

Tratamentul termic

Produsul Salam de vară

Salam Caraiman

25...35 min la 45...75°C

20...30 min la 45...75°C

Afumare caldă 35...45 min la 75...95°C

30...40 min la 75...95°C

Zvântare

Pasteurizare

1...2 h 1a 72...75°C

1...1,5 h la 72...75°C

Afumare rece

24 h la 15...40°C

12...24 h la 15...40°C

Uscare

În încăperi răcoroase, uscate, cu ventilaţie bună.

Preparatele afumate şi uscate se depozitează în spaţii răcite cu temperatura aerului de 12°C şi umiditatea relativă cca. 75%, maxim 15 zile. Pentru dimensionarea spaţiilor de depozitare se recomandă o încărcare specifică de 150kg/m2 suprafaţă utilă. Batoanele de salam sunt depozitate atârnat pentru a se crea spaţii libere de circulaţie a aerului.

CAPITOLUL 2 16

Inventarierea operaţiilor care necesită frig, pe nivele de temperaturi şi sisteme de răcire Calculul parametrilor exteriori de calcul Calculul parametrilor exteriori de calcul se face conform STAS 6648/282, care se referă la parametrii climatici exteriori corespunzători localităţilor din ţara noastră. Conform acestui STAS temperatura exterioară de calcul se determină cu relaţia: tec = tem + C Az unde : tec - temperatura exterioară de calcul tem - temperatura medie zilnică în funcţie de localitate şi gradul de asigurare de calcul; C - coeficient de corecţie pentru amplitudinea oscilaţiei zilnice a temperaturii exterioare; Az - amplitudinea oscilaţiei zilnice a temperaturii exterioare în funcţie de localitate şi gradul de asigurare de calcul; Din acest STAS se aleg şi valorile conţinutului de umiditate: xu - conţinutului de umiditate la ventilarea mecanică; xc - conţinutului de umiditate la climatizare; Datele obţinute clin acest STAS pentru localitatea de amplasare a caramangeriei în BRĂILA, zona de temperatură III, pentru luna cea mai caldă IULIE, ora 14.00, sunt: tem =21.5°C Az = 8.8 °C C=1 Se obţine pentru condiţiile specificate mai sus: - temperatura exterioară de calcul tec = 30.3°C - conţinutului de umiditate la ventilarea mecanică: xu = 9.85 kg/kg 17

- conţinutului de umiditate la climatizare, xc = 10.7 kg/kg

Inventarierea operaţiilor care necesită frig Operaţiile desfăşurate în timpul exploatării carmangeriei care necesită frig sunt prezentate în tabelul 2.1: Tabelul 2.1 Incinta/Operaţia

Temperatura [°C]

Sistem de răcire

Tunel de congelare

-18

directă

Cameră de prelucrare

+10

directă

Tranşare

+10

directă

Maturare

-10

directă/ Maturator

Umplere

+10

directă

O parte a operaţiilor de prelucrare a produselor de carne se desfăşoară în camera de prelucrare care necesită temparatura de +10°C, cum sunt umplerea, tranşarea. O altă parte a operaţiilor se desfăşoară în agregate separate care au sistem propriu de răcire (maturarea).

CAPITOLUL 3 18

Calculul spaţiilor de prelucrare şi depozitare Determinarea suprafeţei de prelucrare şi depozitare se face în concordanţă cu cantitatea de carne ce se prelucrează zilnic şi cu perioadele de obţinere a produselor finite alimentare (salam Sibiu, produse ce necesită afumare,etc). Capacitatea de prelucrare a caramangeriei este de 4 tone de carne pe zi, în proporţie de 75% carne de porc şi 25% carne de vită. Conform normelor de încărcare pentru cele două sortimente de carne avem: carne de porc Nv = 220 kg/m2 carne de vită Nv = 340 kg/m2 Media capacităţilor de încărcare a spaţiului este Nv = 280 kg/m 2 . Cantitatea de carne prelucrată din cele două sortimente va fi: carne de porc Mp = 0.75 * 4000 kg/24h = 3000 kg/24h carne de vită Mv = 0.25 * 4000 kg/24h = 1000 kg/24h Suprafaţa necesară prelucrării cantităţilor de carne se calculează cu relaţia. Su = β (M / N) unde: β este un factor de corecţie, se adoptă β = 1,2 N - capacitatea de încărcare (kg/m2) M - masa produselor prelucrate (kg) Su - suprafaţa utilă (m2) Se obţine suprafaţa utilă a spaţiului de depozitare, prin înlocuirea valorilor corespunzătoare în expresia suprafeţei utile: Su = 1,2 * 4000/280= 17.18 m2 Se adoptă suprafaţa utilă standardizată pentru depozitul de produse congelate Sud = 6m * 3m = 18m2 Pentru spaţiul de prelucrare se consideră suprafaţa necesară utilajelor de prelucrare şi spaţiile de acces între acestea, rezultând o suprafaţă necesară de Sup = 6m * 12m = 72 m2 19

3.1. Întocmirea planului de amplasare a carmangeriei Planul de amplasare a carmangeriei este prezentat în schema 3.1. Schema 3.1. 3m

12 m

Tunel de congelare -18°C

Spaţiu tehnologic +10°C

6m

Z Camera de depozitare produse congelate este folosită pentru depozitarea carcaselor de carne de porc şi/sau vită ce urmează să fie prelucrate. Sistemul de depozitare folosit este cel care utilizează cârlige. Camera de prelucrare mai conţine, în afară de utilajele necesare tranşării carcaselor, tocării, amestecării, umplerii membranelor, şi utilajele de prelucrare finală a produselor din carne cum sunt dulapurile de maturare, dulapuri de depozitare bradt şi şrot, dulapuri de depozitare salamuri.

Calculul izolaţiei termice a spatiilor răcite Regimul de funcţionare al spaţiilor frigorifice şi climatizate caracterizat prin valori coborâte ale temperaturii şi printr-o umezeală mare a aerului din

20

încăperi impune o izolare termică a pereţilor, plafoanelor şi pardoselei cu condiţii deosebite de montaj. Rolui izolaţiei termice constă în reducerea fluxului de căldură ce pătrunde prin pereţii camerei frigorifice, în vederea menţinerii unui microclimat cât mai stabil, indiferent de condiţiile exterioare de mediu. Pentru izolarea pereţilor şi plafoanelor se folosesc materiale ca polistirenul expandat, obţinut prin expandarea perlelor de polistiren, realizând o bună rezistanţă la acţiunea apei. Acest material izolant are următoarele caracteristici: •

rezistenţă mecanică redusă σ = 1 - 2 kgf/cm2

•

punct de topire coborât t = 80°C

•

coeficient de dilatare termică mare

•

conductivitate termică λ = 0.03 kcal/m2 h °C

•

coeficient global de transfer de căldură k = 0.2 - 0.5 W/ m2 K

•

temperatura maximă de utilizare t = 60°C

Pardoseala se izolează cu plăci de plută expandată şi impregnată. Este obţinută din bucăţi de plută naturală cu dimensiunile 3 * 8 mm, prin expandare la 400 °C şi impregnare cu răşini (pluta Super Ex) sau cu bitum (pluta Asko). Acest material izolant are următoarele caracteristici: •

rezistenţă mecanică σ = 3 - 5 kgf/cm2

•

conductivitate termică λ = 0.035 - 0.04 kcal/m2 h °C (pluta Asko), λ =

0.05 kcal/m2 h °C (pluta Super Ex) •

coeficient global de transfer de căldură k = 0.3 - 0.7 W m2 K

•

densitatea ρ = 120-150 kg/m3

Structura izolaţiilor folosite pentru pereţi, plafon şi pardoseală sunt prezentate mai jos: Structura pereţilor laterali 1- strat de tencuială 2- strat de cărămidă 3- strat de tencuială 21

4- barieră de vapori, 2-3 straturi de bitum 5- strat de izolaţie termică 6- plasă de rabiţ 7- strat de tencuială Structura plafonului 1- strat de uzură 2- placă de beton armat 3- strat de tencuială 4- barieră de vapori 5- strat de izolaţie termică 6- plasă de rabiţ 7- strat de tencuială 8- mustăţi 9- structura peretului lateral Structura pardoselei 1- strat de uzură (mozaic) 2- placă de egalizare (beton armat) 3- strat de izolaţie termică 4- plasă din sârmă de oţel 5- barieră de vapori 6- placă de beton armat 7- placă de beton cu rezistenţă electrică 8- strat de balast 9- strat de pământ compactat Calculul izolaţiei necesare structurilor prezentate se realizează tabelar pentru fiecare perete ţinând cont de orientarea acestuia conform planului de amplasare, poziţia faţă de pereţi cu comunicaţie cu exteriorul sau cu pereţi, spaţii de acces. 22

Temperatura pardoselei se adoptă 15°C pe timpul verii şi -15°C pe timpul iernii. Calculul izolaţiei pereţilor exteriori Conform [2] pentru pereţii exteriori coeficienţii de transfer de căldură prin convectie la interiorul şi la exteriorul acestora sunt:  ext  23W / m 2 K int  9W / m 2K Rezistenţa termică a pereţilor se calculează cu relaţia: 

 1  2 3 5 20 *103 250 *103 20 *103        2*  1  2 3 5 0.988 0.7 0.988



  0.417Km 2 / W 

Se obţine grosimea izolaţiei cu relaţia: k

1   1   i  iz  e  i  iz i

Se adoptă grosimea STAS a izolaţiei iz =120mm. Se recalculează coeficientul global de schimb de căldură kreal cu relaţia: k real 

1 1   1   i  iz  e i  iz  i



1 1 0.12 1  0.417   23 0.04 9

 0.279

W m 2K

Calculul izolaţiei între două camere cu temperaturi diferite ale pereţilor Conform [2] pentru pereţii exteriori coeficienţii de transfer de căldură prin convecţie la interiorul şi la exteriorul acestora sunt: 23

 ext  17W / m 2 K int  15W / m 2 K Rezistenţa termică a pereţilor se calculează cu relaţia:  1  2 3 5 20 *103 250 *103 20 *103         2*  1  2 3 5 0.988 0.7 0.988 

  0.417Km 2 / W 

Se obţine grosimea izolaţiei cu relaţia: 1 1  1 1 1 1 iz  iz [  (    )]  0.04[  (  0.417  )] k e  i 0.46 17 15 iz  0.065m Se adoptă grosimea STAS a izolaţiei iz  80mm . Se recalculează coeficientul global de schimb de căldură k real cu relaţia: k real 

1 1   1   i  iz  e i iz  i



1 1 0.08 1  0.417   17 0.04 15

 0.393

W m2K

Calculul izolaţiei plafonului Conform [2] pentru pereţii exteriori coeficienţii de transfer de căldură prin convecţie la interiorul şi la exteriorul acestora sunt:  ext  23W / m 2 K int  10W / m 2K Rezistenţa termică a pereţilor se calculează cu relaţia:  1 2 5 20 *103 20 *103       2*  1  2  5 0.988 0.988 24



  0.054Km 2 / W 

Se obţine grosimea izolaţiei cu relaţia: 1 1  1 1 1 1 iz  iz [  (    )]  0.04[  (  0.054  )] k e  i 0.23 23 10 iz  0.095m Se adoptă grosimea STAS a izolaţiei iz  100mm . Se recalculează coeficientul global de schimb de căldură k real cu relaţia: k real 

1 1   1   i  iz  e i iz  i



1 1 0.10 1  0.054   23 0.04 10

 0.370

W m2K

Calculul izolaţiei pardoselei Conform [2] pentru pereţii exteriori coeficienţii de transfer de căldură prin convecţie la interiorul şi la exteriorul acestora sunt:  ext   int  11W / m 2 K Rezistenţa termică a pereţilor se calculează cu relaţia:  1  2 5 20 *103 60 *103 60 *10 3         1  2  5 0.72 1.04 1.45 

  0.126Km 2 / W 

Se obţine grosimea izolaţiei cu relaţia: 1 1  1 1 1 iz  iz [  (    )]  0.041[  (0.126  )] k e  i 0.5 11 iz  0.073m 25

Se adoptă grosimea STAS a izolaţiei iz  80mm . Se recalculează coeficientul global de schimb de căldură k real cu relaţia: k real 

1 1   1   i  iz  e i iz  i



1 0  0.126 

0.08 1  0.041 11

 0.461

W m2K

Tabelul 3.2 Izolaţia termică a spaţiilor frigonfice Nr crt

Destinaţia camerei

Denumirea Izolaţia suprafeţei Denumire

termica

Camera depozitare

Nord Vest Sud Est Plafon Pardoseala

2

Spaţiu tehnologic

Nord Vest Sud Est Plafon Pardoseala

polistiren expandat polistiren expandat polistiren expandat polistiren expandat vata minerala polistiren expandat polistiren expandat polistiren expandat polistiren expandat polistiren expandat vata minerala polistiren expandat

in



 

iz W/mK

1

 ex

iz

izSTAS

calculat Kreal

W/m2K W/ m2K m2K/W

mm

mm

W/ m2K

0.04

23

9

0.417

102

120

0.279

0.04

23

9

0.417

132

140

0.245

0.04

17

15

0.417

65

80

0.393

0.04

23

9

0.417

132

140

0.245

0.04

23

10

0.054

95

100

0.370

11

0.126

73

80

0.461

0.041 0.04

17

15

0.417

65

80

0.393

0.04

23

9

0.417

34

40

0.636

0.04

23

9

0.417

46

60

0.482

0.04

23

9

0.417

34

40

0.636

0.04

23

10

0.054

95

100

0.370

0.041

—

11

0.126

73

80

0.461

CAPITOLUL 4 Stabilirea necesarului de frig pentru spaţiile tehnologice şi de depozitare

26

Stabilirea necesarului tehnologic de frig pentru congelarea cărnii Pentru congelarea cărnii de vită se folosesc tunele de congelare de capacitate de 4 tone /24 h, cu ventilaţie longitudinală, cu viteza aerului în tunel de 2 m/s. Congelarea are loc cu refrigerare prealabilă, temperatura medie iniţială a produselor fiind tci = +4°C, iar cea finală t cf = -18°C în centrul termic al produsului. Durata totală a congelării este c = 16 ore, realizată cu pierderi în greutate la congelare de  m = 0.6%. Tunelul are o funcţionare discontinuă, carcasele ce urmează să fie congelate fiind transportate pe linii aeriene suspendate. Temperaturile medii ale aerului fiind : iniţială t ai = -18°C, iar cea finală tcî = -30°C. Grosimea stratului de carne şi grăsime la butul superior faţă de centrul termic ai carcasei este în medie de 8 cm. Viteza aerului în contact cu carcasele se consideră 4 m/s, iar coeficienţii de schimb de căldură prin convecţie se adoptă în funcţie de viteza medie a aerului prin tunel:   8.7 * w 0.8  8.7 * 40.8  26.4

W m 2K

Pentru calculul timpului necesar congelării este nevoie de criteriul Biot, calculat cu  c  1.4W / mK , care este conductivitatea medie la congelare a produselor. Deci vom obţine: Bi 

 *  26.4 * 0.08   1.5  1.4

Temperatura medie finală a cărnii va fi: t mf 

t cf * (Bi  2)  t 0  Bi 18(1.5  2)  ( 30) *1.5   22o C 2(Bi  1) 2(1.5  1)

27

Valorile entalpiilor extrase din tabelele [2] sunt: La +4oC, -----> entalpia ii =318.14 kJ/kg La -224oC, -----> entalpia if =38.34 kJ/kg Cameră depozitare Necesarul de frig tehnologic pentru porc va fi calculat cu relaţia: Q 2  m[(ii  i f )  28.35*  m ]  3000[(318.14  38.34)  38.35* 0.6] Q 2  890430kJ /16h Fluxul mediu de frig necesar va fi: 2 

Q 2 890430   55651.875kJ / h c 16

Adoptând un coeficient de neuniformitate cn=2, necesarul orar de frig la începutul congelării va fi: 2  c n cm  2 * 55651.875  111303.75kJ / h În mod asemănător se realizează calculul necesarului de frig pentru carnea de vită, rezultând: Q 2  m[(ii  i f )  28.35*  m ]  1000[(318.14  38.34)  38.35* 0.5] Q 2  293975kJ /16h 2 

Q 2 293975   18373.437kJ / h c 16

2  c n cm  2 *18373.437  36746.87kJ / h Necesarul total de frig la congelare va fi dat de suma necesarului de frig pentru congelarea cărnii de porc şi a necesarului de frig pentru congelarea cărnii de vită: Q 2  Q 2p  Q 2v  890430  293975  1184405kJ /16h 2  Q 2 /16h  74025.31kJ / h

28

Stabilirea necesarul de frig pentru acoperirea pătrunderilor de căldură în spaţiile tehnologice Pentru calculul necesarului de frig pentru spaţiile tehnologice se va folosi relaţia: ΣQ2=M1 (ii-if)

[kJ/24h]

unde : - M1 - este cantitatea de carne tranşată şi prelucrată în procesul tehnologic în 24 ore; - ii, if - entalpiile iniţială şi finală ale produselor de carne, care uzual sunt date în funcţie de temperatură Carne porc -8

-7

-3

-1

Temperatura [oC] 0 1 2

3

7

8

10

entalpia 39.34 45.34 79.53 186.2 232.3 235.6 238.7 241.9 254.9 258.1 264.5

Carne vită entalpia

-8

-7

-3

-1

0

1

2

3

7

8

10

38.5

44.2

170

223.5

223

224

225

227

246

248

253

Cameră de prelucrare Pentru operaţia de tranşare se obţine: ΣQ2p = M1 (ii-if) = 3000(238.75-254.9) = -48450 kJ/24h ΣQ2v = M1 (ii-if) = 1000(225.35-246.1) = -20750 kJ/24h Necesarul total de frig pentru operaţia de tranşare va fi: ΣQ2 = ΣQ2p + ΣQ2v = -69200 kJ/24h Pentru depozitul tampon se obţine: ΣQ2p = M1 (ii-if) = 3000(254.9-241.9)=39000 kJ/24h ΣQ2v = M1 (ii-if) = 1000(246.1-223.9)=22200 kJ/24h Necesarul total de frig pentru depozitul tampon va fi: 29

ΣQ2 = ΣQ2p + ΣQ2v = 61200 kJ/24h Pentru operaţia de maturare-uscare se foloseşte relaţia: ΣQ2 = M2c(ti-tf) [kJ/24h] unde: M2 – este cantitatea de produs supus operaţiei de maturare-uscare; ti, tf – temperaturile iniţială şi finală ale produselor de carne; c – căldura specifică a produselor, calculată conform formulelor empirice în funcţie de temperatură şi conţinut. Se obţine: ΣQ2 = M2c(ti-tf) = 4000*2695*(7 - 9) = -21560 kJ/24h Pentru calculul necesarului de frig ΣQ3 în cazul condiţionării acesta nu se va calcula. Pentru calculul necesarului de frig ΣQ4 se va folosi relaţia: ΣQ4 = (10...40%) ΣQ1

[kJ/24h]

unde procentul (10...40%) se alege în funcţie de suprafaţa tehnologică astfel: Ap < 80 m2 ----> 0.4 80 m2 < Ap < 150 m2 ----> 0.3 150 m2 < Ap < 300 m2 ----> 0.2 Ap > 300 m2 ----> 0.1 Se obţine necesarul de frig ΣQ4 : ΣQ4 = 0.4 * ΣQ1

ΣQ1

[kJ/24h]

Valorile obţinute se centralizează în tabelul 4.1.

30

Tabelul 4.1 Necesarul de Nr. crt

Denumirea camerei

te

o

C

1

2

Camera de depozitare

Camera de prelucrare

frig pentru acoperirea pătrunderilor de căldură ti

o

C

Δtc Δtr

o

C

Dimensiunile camerei

Denum. supraf.

L

B

H

C

m

m

m

o

F

m2

k

Δt

W/m2K °C

Q2 nec. aparate

Σ Q2 nec. aparate

kJ/24h

kJ/24h

Q2 Σ Q2 nec. nec compres compres

kJ/24h

kJ/24h

30.3 30.3 30.3 30.3

-18 -18 -18 -18

48.3 48.3 48.3 48.3

0 5 0 0

6 6 -

3 3

5 5 5 5

Nord Vest Sud Est

30 15 30 15

0.279 0.245 0.393 0.245

48.3 9702.504 48.3 4260.06 28.5 8064.36 48.3 4260.06

30.3 15

-18 -18

48.3 15 33 0

6 6

3 3

-

18 18

0.370 0.461

48.3 7720.272 7720.272 33 6572.016 40579.272 6572.016

30.3 30.3 30.3 30.3

10 10 10 10

20.3 0 20.3 5 20.3 15 20.3 5

6 6 -

12 12

5 5 5 5

Plafon Pardoseala Nord Vest Sud Est

30 60 30 60

0.393 0.636 0.492 0.636

12.2 25.3 35.3 25.3

30.3 15

10 10

20.3 18 5 0

6 6

12 12

-

Plafon Pardoseala

72 72

0.370 0.461

38.3 24487.488 24487.488 3.5 2788.128 89573.904 2788.128 86121.792

31

3452.112 23170.752 12504.672 23170.752

4260.06 8064.36 4260.06 30876,768

0 23170.752 12504.672 23170.752

CAPITOLUL 5 Stabilirea necesarului zilnic de frig Pentru

calculul

necesarului

zilnic

de

frig

pentru

spaţiile

tehnologice şi de depozitare se va folosi relaţia: ΣQnec = ΣQ1 + ΣQ2 + ΣQ3 +ΣQ4 [kJ/24h] unde : ΣQ1 - necesarul de frig pentru acoperirea pătrunderilor de căldură prin convecţie, conducţie şi radiaţie; ΣQ2 - necesarul de frig tehnologic; ΣQ3 - necesarul de frig pentru ventilarea spaţiilor tehnologice; ΣQ4 - necesarul de frig pentru acoperirea pierderilor prin exploatare a spaţiilor frigorifice; Obţinerea necesarului total de frig se realizează prin însumarea necesarurilor obţinute la etapele anterioare ale calculului, centralizând toate valorile obţinute pentru fiecare spaţiu frigorific după cum urmează în tabelul 5.1: Tabelul 5.1 Nr crt. Denumire spaţiu Ti o frigorific C 1 Cameră de depozitare -18 2 Spaţiu tehnologic +10

Sistem de răcire

ΣQ1 aparate [kJ/24h]

directă directă

44493,9 97845,5

36435,2 94399,1

Nr crt. Denumire spaţiu Ti o frigorific C 1 Cameră de depozitare -18 2 Spaţiu tehnologic +10

Sistem de răcire

ΣQ2 [kJ/24h]

ΣQ3 [kJ/24h]

directă directă

1776607,0 -29560,0

-

32

ΣQ1 compresoare [kJ/24h]

Nr crt. Denumire spaţiu Ti o frigorific C 1 Cameră de depozitare -18 2 Spaţiu tehnologic +10

Sistem de răcire

ΣQ4 aparate [kJ/24h]

ΣQ4 compresoare [kJ/24h]

directă directă

17797,56 39138,2

14574,08 37759,64

Se obţine necesarul zilnic de frig în tabelul 5.2. Tabelul 5.2 Nr crt. Denumire spaţiu frigorific 1 Cameră de depozitare 2

Ti C

Sistem de răcire

-18

directă

Spaţiu tehnologic +10

directă

o

ΣQnecesar la aparate [kJ/24h]/[kW] 1838898,4/ 21,283 107423,2/ 1,24

ΣQnecesar la compresoare [kJ/24h]/[kW] 1827616,2/ 21,15 102598,7/ 1,187

S-au obţinut deci puterile frigorifice necesare celor două spaţii ale carmangeriei: Puterea frigorifică la camera de depozitare Ф01aparate = 21,283 kW Puterea frigorifică la spaţiul tehnologic Ф02aparate = 1,24 kW Puterea frigorifică la camera de depozitare Ф01compresoare = 21,15 kW Puterea frigorifică la spaţiul tehnologic Ф02compresoare = 1,187 kW

33

CAPITOLUL 6 Tipuri de instalaţii frigorifice ce pot fi utilizate în industria alimentară Instalaţiile frigorifice necesare secţiei de produse din carne crude şi uscate sunt instalaţii ce funcţionează cu compresie mecanică de vapori, într-o singură treaptă. Schema instalaţiei se prezintă în schema 6.1, unde elementele notate sunt: a) elemente componente ale instalaţiei: C - compresor SC - schimbător de căldură V - vaporizator K - condensator R - rezervor de lichid RL - robinet de laminare SF - spaţiu frigorific izolat termic b) stările ciclului frigorific în diagrama presiune - entalpie (lgp-i): 1- vapori saturaţi uscaţi (p0, T1) 2 - vapori supraîncălziţi (pk, T1) 1' - vapori supraîncălziţi (p0, T1) 2' - vapori saturaţi uscaţi (pk, Tk) 3 - lichid saturat (pk, Tk) 3' - lichid subrăcit (pk, T'3) 4 - amestec bifazic lichid - vapori (p0, T0) 5 - lichid saturat (p0, T0) Instalaţia cuprinde următoarele elemente principale: - compresorul c care aspiră vaporii formaţi în vaporizator la presiunea p0 şi T0 care au trecut prin schimbătorul de căldură internă, supraîncălzitorul îi 34

comprimă şi îi refulează în condensator, procesul de comprimare fiind reprezentat în ciclul de curba 1'- 2; - condensatorul K în care vaporii supraîncălziţi condensează la presiunea pk şi temperatura Tk eliminând căldura medie de răcire al condensatorului. Procesul de supraîncălzire este reprezentat în ciclu de dreapta 2 – 2’, iar condensarea de segmentul 2' - 3; - rezervorul R în care se colectează agentul condensat la presiune ridicată; - schimbătorul de căldură interna vapori - lichid, schimbător în care lichidul se subrăceşte pe seama supraîncălzirii vaporilor. Subrăcirea lichidului se poate realiza cu ajutorul apei de răcire într-un subrăcitor; - robinet de laminare în care agentul frigorific lichid de presiune ridicată se destinde la presiunea din vaporizator proces reprezentat prin segmentul de dreaptă 3' - 4; - vaporizatorul V în care are loc vaporizarea agentului cu preluare de căldură de la mediul răcit, vaporizarea fiind reprezentată în ciclu. Mărimile caracteristice procesului: - Capacitatea frigorifică specifică q0 exprimă efectul util al instalaţiei şi reprezintă cantitatea de căldură preluată de 1kg de agent cu starea 4 până la starea la saturaţie, starea 1; q0 = i1 – i4 [kJ/kg] -

cantitatea

totală

de

căldură

preluată

de

la

vaporizator

considerând tot debitul m de agent care circulă prin instalaţie. Se numeşte capacitate frigorifică sau putere frigorifică produsul: Ф0 = m * q0 [W] sau [kcal/h] - lucrul mecanic specific le - consumat pentru comprimarea unui kg de vapori din starea 1' la starea 2': le = i2 – i1’ [kJ/kg] sau [kcal/kgf]

35

Pentru a exprima performanţele instalaţiilor frigorifice se consideră eficienţa frigorifică: f 

q 0 l1  i 4  , lc i 2  i1

sau randamentul exergetic: ex   f (

Tk  1) T0

Instalaţiile la care răcirea produselor se realizează direct la vaporizator sau prin intermediul aerului răcit sunt denumite cu răcire directă. Instalaţiile la care răcirea aerului din spaţiile frigorifice sau a produselor se realizează prin intermediul unui agent intermediar lichid sunt cu răcire indirectă. Răcirea directă oferă o serie de avantaje în raport cu cea cu agent intermediar şi anume consum de energie mic datorită folosirii unor temperaturi de vaporizare mari. Obţinerea acestui efect util final necesită investiţii produse prin excluderea părţii de instalaţie aferentă agentului intermediar, având o inerţie termică redusă a instalaţiei. Acest din urmă aspect poate constitui în acelaşi timp un dezavantaj pentru că la oprirea instalaţiei temperaturile din spaţiile răcite vor tinde să crească mult mai repede decât în cazul instalaţiilor cu agent intermediar în care agentul intermediar constituie un acumulator de frig. Când sunt scăpări de agent frigorific la nivelul vaporizatorului pot compromite tehnologia de răcire sau constituie pericol pentru personalul muncitor. Se adoptă răcirea industrială. Ca agent intermediar se utilizează în principal soluţii apoase de propilenglicol, etilenglicol sau clorură de calciu.

36

6.1. Aspecte ale utilizării frigului artificial şi a aerului condiţionat în tehnologia de obţinere a preparatelor din carne crudă şi uscată Utilizarea frigului pentru conservarea cărnii şi a produselor din carne implică 2 procedee tehnice: refrigerarea şi congelarea. Prin refrigerare se înţelege tratarea cărnii şi a produselor de carne la temperaturi ale mediului care să menţină 0...4°C în centrul termic al produsului astfel încât să se asigure: - creşterea duratei de păstrare în stare salubră a produselor prin oprirea dezvoltării microorganismelor mezofile, patogene şi toxicogene, precum şi a bacteriilor psihrotrope şi psihrofile (cu excepţia bacteriilor criofile); - cantităţi senzoriale optime pentru carne (frăgezime, suculentă, aromă) deoarece prin refrigerare se poate controla maturarea cărnii; - reducerea vitezei reacţiilor hidrolitice şi oxidative catalizate de enzime; - diminuarea unor procese fizice (pierderea de apă prin evaporare). în funcţie de timp în care se realizează refrigerarea, aceasta poate fi directă lentă şi directă rapidă. Refrigerarea directă lentă se realizează în camere mari cu capacităţi până la 401 şi răcirea are loc prin convecţie. Temperatura aerului de răcire ese de 0°C, iar debitul de aer vehiculat este de 80-100 ori volumul camerei. Are dezavantajul că nu prezintă suficientă securitate din punct de vedere microbiologic, pentru că procesul de răcire este îndelungat (36h pentru carnea de vită). Refrigerarea rapidă directă se poate realiza într-o singură fază sau în 2 faze: a) Refrigerarea rapidă într-o singură fază se realizează în tunele de refrigerare cu deschidere de 6 m şi lungimi mari (12, 15, 18m). Tunelele pot fi cu circulaţia aerului longitudinală transversală sau verticală. Temperatura de 0°C

37

a aerului se menţine constantă pe toată durata procesului, ca de altfel şi viteza aerului. Durata răcirii este de 20 -22h pentru carnea de vită. b) Refrigerarea rapidă în 2 faze. În prima fază se folosesc temperaturi mai scăzute şi astfel durata procesului se reduce. În prima fază se urmăreşte preluarea intensă a căldurii de la suprafaţa carcasei sau semicarcasei. Se foloseşte aer cu temperatura de (- 4...- 5°C) pentru carnea de vită. După 4 ore când temperatura suprafeţei cărnii a ajuns ia 0°C se trece la faza a doua. În faza a doua a refrigerării rapide se realizează desăvârşirea procesului de răcire. Durata refrigerării este de 20 - 22ore pentru carnea de vită. Refrigerarea rapidă în două faze prezintă avantajul reducerii pierderilor în greutate prin deshidratare deoarece scăderea rapidă a temperaturii suprafeţei cărnii micşorează diferenţa presiunilor parţiale ale vaporilor din straturile de aer şi se micşorează şi evaporarea umidităţii de pe suprafaţa cărnii. Principalul inconvenient al aplicării refrigerării rapide pentru carnea caldă este cel al instalării "contracţiei la frig". Condiţionarea aerului sau agregatele de condiţionare a aerului sunt folosite cu preponderenţă ca urmare a construirii în ultimii ani a unor mari unităţi industriale cu producţie continuă de salamuri crude, fapt ce a impus asigurarea unor condiţii de microclimat adecvate pentru procesele de uscare şi maturare. Agregatele de condiţionare funcţionează în regim de reglare automată şi asigură condiţii optime de temperatură, umiditate şi viteză relativă a curentului de aer corespunzător parametrilor tehnologici specifici fiecărui produs. Se folosesc agregate de condiţionare a aerului cu circulaţie mixtă care funcţionează cu amestec de aer proaspăt şi aer recirculat. Se folosesc cantităţi relativ mici de aer proaspăt. Reutilizarea aerului din depozite este admisă de normele sanitare. Se poate lucra atât pe timp de iarnă cât şi pe timp de vară cu rapoarte mari de recirculare a aerului uzat, cu un consum minim de energie, agregatele de condiţionare a aerului putând asigura condiţiile de microclimat cerute.

38

Agregatul de condiţionare a aerului utilizat la camerele de maturare pentru priza de aer proaspăt, preîncălzitor de aer proaspăt, canal pentru aer recirculat, cameră de amestec, filtru de praf, baterie de răcire, separator de picături, baterie de încălzire, ventilator centrifugal şi canal de refulare a aerului condiţionat. Aerul condiţionat este condus prin canalul de refulare sub plafonul camerei de uscare - maturare şi distribuit uniform pe tot spaţiul camerei de uscare - maturare prin tavanul fals, perforat, din fiecare cameră. Aerul uzat este aspirat prin canale prevăzute sub pardoseală, pe care sunt practicate guri de aer tip grătar. Aerul condiţionat circulă în camerele de mutare în curent vertical descendent, cu viteze de până la 0,2m/s. Reprezentarea schematică a agregatului de condiţionare a aerului utilizat la camerele de uscare - maturare a salamului de tip Sibiu cuprinde (schema 6.2.): Schema 6.2

39

1- burduf 2 - conductă aer recirculat 3 - ventilator 4 - electromotor 5 - canal aer proaspăt 6 - baterie de preîncălzire 7 - filtru de praf 8 - baterie răcire 9 - separator de picături 10 - piesă de legătură 11 - baterie de încălzire 12- confuzor 13 - burduf 14 - canal de refulare a aerului Instalaţiile de condiţionare a aerului sunt destinate atingerii şi menţinerii între anumite limite a temperaturii, umidităţii şi purităţii aerului. Ele cuprind în cazul general elemente pentru răcirea, încălzirea umidificarea şi uscarea aerului, dispozitive de reglare a temperaturii şi umidităţii aerului. În cazuri particulare instalaţiile de condiţionare asigură fie temperatura, fie umiditatea aerului din încăpere. Schema generală a unei instalaţii centralizate de condiţionare a aerului prezentată în schema 6.3 (trenul de condiţionare) poate conţine toate elementele indicate în figură sau numai o parte, unele putând lipsi sau putând fi aşezate în altă ordine.

40

Schema 6.3

Spaţiu tehnologic supus condiţionării

1 - filtru de aer 2 - baterie de preîncălzire a aerului 3 - cameră de umidificare 4 - baterie de răcire 5 - baterie de încălzire 6 - ventilator de introducere 7 - tren de condiţionare 8 - spaţiu tehnologic 9 - ventilator de evacuare 10 - capăt de reglare al debitului de aer evacuat 11 - capăt de reglaj al debitului de aer recirculat 12 - capăt de reglaj al debitului de aer proaspăt Există mai multe sisteme de instalaţii de condiţionarea aerului: a) Instalaţie de condiţionare cu racitoare de aer independente şi introducere de aer proaspăt separat în afara spaţiului tehnologic. Acest tip de 41

instalaţie cuprinde mai multe racitoare de aer amplasate pe pereţi şi plafon fiecăruia revenindu-i o anumită zonă din spaţiul tehnologic în care aerul este recirculat şi răcit. Deoarece temperatura spaţiului de răcire şi a carcaselor acestora este sub punctul de rouă al aerului din spaţiul condiţionat, sub fiecare racitor se montează câte o tavă colectoare de condens cu ştuţ de evacuare a acestuia. Aerul proaspăt este preparat în afara spaţiului tehnologic şi introdus în acesta prin una sau mai multe guri de refulare. Surplusul de aer datorat introducerii de aer proaspăt este evacuat prin uşi sau neetanşeităţi. Printre dezavantajele acestui sistem se menţionează: neuniformitatea temperaturii şi vitezei aerului, umiditatea ridicată a aerului datorită condensului de pe carcasele de aer şi a apei din ţevile colectoare a condensului reîmprospătat diferenţiată cu aer în cazul unei singure guri de introducere a aerului proaspăt, consum ridicat de materiale. b) Instalaţiile de condiţionare cu un singur tren de condiţionare, cu o cameră de amestec a aerului recirculat cu aer proaspăt. Acest tip de instalaţie de condiţionare cuprinde bateriile de răcire şi încălzire într-un singur tren de climatizare. Aerul preparat este introdus în spaţiul tehnologic şi aspirat prin intermediul unor canale de aer aflate în interiorul sau în afara spaţiilor tehnologice. Dezavantaje: introducerea unor rezistenţe aerodinamice relativ mari la trecerea aerului prin trenul de condiţionare şi implicit consum mare de energie electrica pentru antrenarea ventilatoarelor. c) Instalaţii de condiţionare cu mai multe trenuri de condiţionare, cu camere de amestec a aerului recirculat cu aer proaspăt preparat într-un tren de condiţionare central. Instalaţia cuprinde mai multe tronsoane de tubulaturi fiecare prevăzută cu cameră de amestec în care se află carcasată bateria de răcire, ventilator de recirculare şi priză de aer proaspăt preparat. Separat se află un tren de condiţionare cu gură de aspiraţie a aerului proaspăt, filtru, baterii de răcire şi încălzire şi tubulaturi care conduc aerul proaspăt preparat către camerele de 42

amestec ale fiecărui tronson de recirculare a aerului. Avantaje: posibilitatea unei bune distribuiri a aerului, rezistenţă aerodinamică mică, posibilitatea de reglaj uşor pe circuitul de aer. Dezavantaje: consum mare de material, necesar mare de spaţiu pentru amplasarea instalaţiei. d) Instalaţie de condiţionare cu mai multe trenuri de condiţionare independente. În acest caz spaţiul tehnologic este deservit de 2 - 6 trenuri de condiţionare cu funcţionare independentă. Fiecare cuprinde cameră de amestec cu priză de aer proaspăt, filtru, ventilator, baterii de încălzire şi răcire, tubulatură. Consumul de material este mai redus ca în cazul precedent.

43

CAPITOLUL 7 Temă specială 7.1. Studiul instauraţiei frigorifice cu agenţi nepoluanţi Studiul instalaţiei se va face conform ciclului instalaţiei frigorifice într-o treaptă de comprimare folosind ca agenţi frigorifici R-134a şi R-152a, în aceleaşi condiţii de funcţionare a instalaţiei frigorifice ca şi în cazul freonului R-22. Pentru acest studiu s-a mai luat în consideraţie şi posibilitatea utilizării schimbătorului regenerativ pentru ameliorarea performanţelor ciclului într-o treaptă de comprimare. Condiţiile de funcţionare considerate sunt: • fluxul de vaporizare Ф0 = 21.15 kW • temperatura de vaporizare t0 = -25°C • temperatura de condensare tk = +32°C • temperatura de aspiraţie ta = +10°C • temperatura de subrăcire tsr = +27°C Pentru studiu s-a utilizat un program în limbajul Turbo-Pascal, versiunea 7.0, program care se află anexat la proiect, şi în care se prezintă calculul celor două variante de instalaţii într-o treaptă de comprimare pe stări caracteristice şi mărimi specifice. 7.2. Studiul instalaţiei cu R134a Varianta cu subrăcire si supraîncălzire

Pentru agentul frigorific utilizat se obţin următoarele valori pentru mărimile de stare în tabelul 7.2.1.:

44

Tabelul 7.2.1 Stare

p

v

t

i

s

bar

dm3/kg

°C

kJ/kg

kJ/kgK

1

1.07

180.42

-25

380.96

1.74

1

1’

1.07

209.8

+10

412.38

1.86

vap.sinc.

2’

8.16

30.7

+70.28

461.12

1.86

vap. sinc.

3

8.16

0.085

+32

247.35

1.16

1

3’

8.16

0.083

+27

245.34

1.15

lich.subr

4’

1.07

67.11

-25

245.34

1.19

0.37

Efectuând calculul termic al ciclului obţinem: - capacitatea frigorifică specifică q0; qo = i1 - i4 = 133.612 kJ/kg - fluxul specific la condensator qK; qK= i2’ - i3 = 219.18 kJ/kg - debitul de agent frigorific va fi: m = Ф0/q0 = 0,158 kg/s - lucrul mecanic specific lc – lc=i2, -l1, = 54.15 kJ/kg - fluxul specific la subrăcitor qsr; qsr = i3 – i3, = 2.01 kJ/kg - fluxul specific la supraîncălzire qsî; qsî = ii' – i1 =31.416kJ/kg - puterea compresorului Pc: Pc = m lc = 0.158 54.15 = 8.557 kW - fluxul de căldură la condensator Ф K = mqK = 0.158 219.18 = 34.630 kW - eficienţa frigorifică;

45

x

f 

q 0 l1  i 4   2.467 lc i 2  i1,

- randamentul exergetic: ηex1 = εf (Tk /T0 - 1) = 56,67 % În acest studiu s-a mai calculat şi randamentul exergetic în raport cu temperatura mediului ambiant, obţinându-se: ηex2 = εf (Tamb/T0 -1) = 49,714 %

7.3. Studiul instalaţiei cu R152a Varianta cu subracire si supraîncălzire Pentru agentul frigorific utilizat se obţin următoarele valori pentru mărimile de stare în tabelul D.2: Tabelul 7.3.1 Stare

p

v

t

i

s

bar

dm3/kg

°C

kJ/kg

kJ/kgK

1

1.013

296.1

-25

333.35

1.35

1

1’

1.013

343.7

+10

373.03

1.49

vap.sinc.

2'

7.319

55.7

+80.83

448.3

1.49

vap.sinc.

3

7.319

1.127

+32

107.88

0.4

1

3'

7.319

1.111

+27

106.03

0.37

lich.subr

4'

1.013

84.07

-25

106.03

0.43

0.28

Efectuând caicului termic ai ciclului obţinem: - capacitatea frigorifică specifică q0; q0 = i1 - i4 = 225.47 kJ/kg - fluxul specific la condensator qK; qK = i2, - i3 = 348.77 kJ/kg 46

x

- debitul de agent frigorific va fi: m = Ф0/q0 = 0,094 kg/s - lucrul mecanic specific lc – lc=i2, -l1, = 83.62 kJ/kg - fluxul specific la subrăcitor qsr; qsr = i3 – i3, =1,842 kJ/kg - fluxul specific la supraîncălzire qsî; qsî = ii' – i1 = 39.684 kJ/kg - puterea compresorului Pe: Pc = m lc = 0.094 83.62 = 7.86 kW - fluxul de căldură la condensator Ф K = mqK = 0.094 348.77 = 32.78 - eficienţa frigorifică: f 

q 0 l1  i 4   2.697 lc i 2  i1,

- randamentul exergetic: ηex1 = εf (Tk /T0 - 1) = 61.94 % - randamentul exergetic în raport cu temperatura mediului ambiant: ηex2 = εf (Tamb/T0 -1) = 54.33 %

7.4. Studiul instalaţiei cu R134a Varianta cu schimbător regenerativ Pentru agentul frigorific utilizat se obţin următoarele valori pentru mărimile de stare în tabelul 7.4.1:

47

Tabelul 7.4.1 Stare

p

v

t

i

s

bar

dm3/kg

°C

kJ/kg

kJ/kgK

1

1.07

180.42

-25

380.96

1.74

1

1’

1.07

209.8

+10

412.38

1.86

vap.sinc.

2'

8.16

30.7

+70.13

460.95

1.86

vap.sinc.

3

8.16

0.085

+32

247.35

1.16

1

3'

8.16

0.083

+27

245.34

1.11

lich.subr

4'

1.07

67.11

-25

245.34

1.07

0.23

Efectuând calculul termic al ciclului obţinem: - capacitatea frigorifică specifică q0; q0 = i1 - i4 = 165.08 kJ/kg - fluxul specific la condensator qK; qK = i2, - i3 = 218,99 kJ/kg - debitul de agent frigorific va fi: m = Фo/q0 = 0.128 kg/s - lucrul mecanic specific lc – lc=i2, - l1, = 53.962 kJ/kg - fluxul specific la regenerator qrg: qsr = i3 – i3, =i1, - i1 = 31.416 kJ/kg - puterea compresorului Pe: Pc = m lc = 0.128 53.962 = 6.907 kW - fluxul de căldură la condensator Ф K = mqK = 0.128 218.99 = 28.031 kW - eficienţa frigorifică: f 

q 0 l1  i 4   3.058 lc i 2  i1,

- randamentul exergetic: 48

x

ηex1 = εf (Tk /T0 - 1) = 70.247 % - randamentul exergetic în raport cu temperatura mediului ambiant: ηex2 = εf (Tamb/T0 -1) = 61.62%

7.5. Studiul instalaţiei cu R152a Varianta cu schimbător regenerativ Pentru agentul frigorific utilizat se obţin următoarele valori pentru mărimile de stare în tabelul 7.5.1: Tabelul 7.5.1 Stare

p

v

t

i

s

bar

dm3/kg

°C

kJ/kg

kJ/kgK

1

1.013

296.1

-25

333.35

1.35

1

1’

1.013

343.7

+10

373.03

1.49

vap.sinc.

2'

7.319

55.7

+80.75

448.2

1.49

vap. sinc.

3

7.319

1.127

+32

107.88

0.4

1

3’

7.319

1.111

+27

68.19

0.31

lich.subr

4'

1.013

84.07

-25

68.19

0.28

0.16

Efectuând calculul termic al ciclului obţinem: - capacitatea frigorifică specifică q0; q0 = i1 - i4 = 225.47 kJ/kg - fluxul specific la condensator q«; qK = i2, - i3 = 348.654 kJ/kg - debitul de agent frigorific va fi: m = Фo/q0 = 0.080 kg/s - lucrul mecanic specific lc – lc=i2, - l1, = 83.501 kJ/kg 49

x

- fluxul specific la subrăcitor qsr; qsr = i3 – i3, = 39.684 kJ/kg - puterea compresorului Pc: Pc = m lc = 0.080 83.501 = 6.68 kW - fluxul de căldură la condensator Ф K = mqK = 0.080 348.654 = 27.892 kW - eficienţa frigorifică: f 

q 0 l1  i 4   3.175 lc i 2  i1,

- randamentul exergetic: ηex1 = εf (Tk /T0 - 1)= 72.94% - randamentul exergetic în raport cu temperatura mediului ambiant: ηex2 = εf (Tamb/T0 -1) = 63.982 % După cum se poate observa prin înlocuirea agentului frigorific R-22 în instalaţie se obţine o creştere a performanţei în cazul utilizării instalaţiei fără regenerare folosind R-152a cu randament exergetic mai mare, cel al instalaţiei fără regenerare folosind R-134a are un randament exergetic mai mic decît varianta cu R-22. Variantele cu regenerare au pentru agenţii nepoluanţi ambele randament mai mare decît varianta cu R-22, ceea ce justifică înlocuirea şi din acest punct de vedere. Rezultatele variantelor studiate se reprezintă grafic pentru randamentul exergetic calculat în funcţie de temperatura de condensare şi temperatura de vaporizare în figura 1, şî în raport cu temperatura mediului ambiant şi temperatura de vaporizare în figura 2, iar eficienţa frigorifică în figura 3, şi debitul de agent frigorific în figura 4.

50

51

CAPITOLUL 8 Agenţi frigorifici primari şi intermediari utilizaţi în instalaţiile frigorifice Agenţii frigorifici sunt fluide care transportă în cadrul unei instalaţii frigorifice căldura preluată de la obiectul supus răcirii către mediul exterior. Utilizarea unui agent frigorific se face în funcţie de proprietăţile termodinamice, de gradul de periculozitate şi toxicitate, de considerente economice. În instalaţiile frigorifice industriale cu comprimare mecanică de vapori, cel mai utilizat agent frigorific este NH 3. în condiţii curent întâlnite în I.A. presiunea de condensare a vaporilor (NH3) nu depăşeşte 14 -16 bar, iar presiunea de vapori scade sub cea atmosferică de abia la valori inferioare valoii de -33,4°C. Căldura latentă de vaporizare este în jur de 1200 KJ/kg. Au miros caracteristic, este explozibil în amestec cu aerul la concentraţii în volume de 15 - 28% sau la concentraţii şi mai mici dacă în amestec se află şi vapori de ulei. Este toxic provocând leziuni mortale sau foarte grave în câteva minute la concentraţii volumetrice de 0,5 - 1%. NH3 corodează cuprul şi aliajele sale. Nu este miscibil cu uleiul. Freonii sunt derivaţi halogeni ai hidrocarburilor saturate, sunt simbolizaţi prin litera R sau F urmată de un grup de cifre care reprezintă compoziţia chimică. Nu sunt explozibili în amestec cu aerul, nu sunt inflamabili, nu sunt toxici şi au diferite grade de miscibilitate cu uleiul. Căldura latentă de vaporizare este 120 -170 KJ/kg, sunt inodori, uşor difuzibili, dizolvă cauciucul natural, au costuri de producţie mari. Cei mai răspândiţi freoni: R12, R22, R11, R21, R143. Ca agent de lucru în instalaţiile frigorifice cu absorbţie se utilizează soluţiile NH3-H2O, H2O –BrLi. Agenţii intermediari sunt fluide utilizate de obicei în fază de lichide în sistemele de răcire în care căldura este preluată de la obiectul răcit şi este transferată la o sursă rece. Ei se pot utiliza în instalaţii la care contactul 52

agentului frigorific cu aburul răcit poate avea efecte nedorite sau în cazurile în care eventualele scăpări de agent pot fi periculoase pentru personalul muncitor. În acest caz pe lângă instalaţia frigorifică apare un circuit secundar între vaporizator si obiectul răcit în care circulă agent intermediar. Pe lângă aer şi apă, se folosesc ca agenţi intermediari soluţii de săruri minerale, clorură de calciu, de magneziu, mono şi dietilenglicol, glicerina. În funcţie de concentraţia acestor soluţii apoase au o anumită temperatură de congelare. Pentru prevenirea îngheţării soluţiilor la o eventuală scădere a temperaturii de vaporizare t0, se alege temperatura de solidificare a soluţiei tcong astfel: tcong = t0 – (8 / 10) [°C] agentul intermediar, se recomandă neutralizarea acestora cu sodă sau cu Ca(OH)2 şi pasivizarea prin utilizarea unor inhibitori de coroziune ce încetinesc sau opresc procesul de corodare. Pentru soluţiile apoase de etilenglicol se utilizează ca inhibitori de coroziune boraxul, pentru soluţia de propilen - glicol se utilizează borax 2 - 3% sau acid ortofosforic 0,7%. Datorită reglementărilor de la Hanovra producţia de agenţi frigorifici care în structura moleculară conţin atomi de clor (Cl) va fi redusă datorită potenţialului de distrugere a stratului de ozon pe care prezenţa clorului o determină, şi datorită potenţialului de încălzire sau efect de seră pe care unii agenţi frigorifici îl determină. Potenţialului de distrugere a stratului de ozon sau în denumirea internaţională Ozon Depletion Potential (ODP) este calculat pentru un agent frigorific relativ la un agent frigorific puternic halogenat cum ar fi: R 11, R12, R13, R114. Potenţialul de încălzire sau Global Warming Potenţial (GWP) este la fel calculat pentru un agent frigorific relativ la un agent frigorific puternic halogenat. 53

Alegerea agentului frigorific este determinata de valori mici ale celor doua potenţiale. În acest fel s-au efectuat cercetări pentru obţinerea de compuşi fără atomi de clor în structura chimică care în plus să poată fi utilizaţi în instalaţii frigorifice. Cercetările s-au axat pe înlocuirea agenţilor frigorifici pe domenii de temperatură de utilizare cum ar fi: - pentru temperaturi reduse de vaporizare, înlocuirea agentului frigorific R-502; -

pentru temperaturi

medii de vaporizare, înlocuirea agentului

frigorific R-22, R-12; - pentru temperaturi ridicate de vaporizare, înlocuirea agentului frigorific R-114. Prin înlocuirea acestor agenţi frigorifici cu arie largă de utilizare cu agenţi frigorifici nepoluanţi nu se obţin aceleaşi caracteristici de funcţionare ale instalaţiilor presupunând că se va urmări doar înlocuirea agentului frigorific din instalaţie şi nu întreaga instalaţie. În tabelul 8.1 se prezintă o parte din agenţii nepoluanţi cu caracteristicile lor: Tabelul 8.1 Agent

Formula chimică

frigorific

Temperatura

ODP

GWP

de fierbere

Agent frigorific substituit

[°C] R22

CHCIF2

-40.8

0.055

1000

R152a

CHF2CH3

-24

0

0.04

R12, R22

R134a

CF3CH2F

-27

0

0.34

R12, R22

R125

CF3CF2H

-48

0

0.71

R502

R143a

CF3CH3

-48

0

1.00

R502

54

Deoarece R-22 este un agent frigorific foarte răspândit, într-o arie largă de echipamente frigorifice este

necesară o evaluare a performanţelor

instalaţiilor cu agenţi frigorifici

nepoluanţi. Aprecierea performanţelor

instalaţiilor frigorifice poate fi făcută în două moduri: a) practic, în laborator, prin înlocuirea efectivă a agentului în instalaţie şi măsurarea parametrilor de funcţionare; b)

teoretic, prin simularea pe calculator a performanţelor utilizând

ecuaţiile agenţilor nepoluanţi determinate pe cale experimentală. Determinarea performanţelor pe cale teoretică urmăreşte determinarea unor parametrii ai instalaţiei frigorifice cum ar fi: lucrul mecanic specific la compresor, căldura de vaporizare specifică, căldura de condensare specifică, debitul de agent frigorific, eficienţa frigorifică, randamentul exergetic, etc. Înlocuirea agenţilor implică probleme privind ungerea compresoarelor deoarece agenţii nepoluanţi de obicei nu sunt compatibili cu uleiurile minerale, fiind necesare uleiuri sintetice pe bază de esteri ca polyol ester. Pentru a studia parametrii principali ai instalaţiei se va utiliza ciclul frigorific într-o treaptă de comprimare cu R-22 şi comparativ cu agenţii nepoluanţi R-134a şi R152a. Studiul performanţei ciclului într-o treaptă a fost realizat cu ajutorul unui program pe calculator Tlink – 13, în limbajul Turbo-Pascal. Acest program efectuează calculul termic al ciclului frigorific şi afişează tabelul stărilor ciclului, tabelul mărimilor principale ale ciclului calculate şi ulterior reprezentarea grafică a acestor mărimi în funcţie de diferiţi parametrii exteriori care se pot modifica. Mărimile de intrare ale programului sunt: temperatura de vaporizare, temperatura de condensare, agentul frigorific utilizat, fluxul de vaporizare necesar, gradul de supraîncălzire la aspiraţia compresorului, gradul subrăcire după condensator pentru ciclul analizat în cazul utilizării separate a subrăcirii şi cazul când se utilizează ciclul cu schimbător regenerativ .

55

Programul de calcul este editat în funcţie de instalaţia ce se proiectează specificând mersul de calcul al ciclului frigorific. Mărimile de intrare şi ieşire sunt stabilite de programator. Pentru acest ciclu s-au considerat ca mărimi de intrare: -capacitate frigorifică,

Ф0 = 21.15 kW

-temperatura de vaporizare,

t0 = -25°C

-temperatura de condensare,

tk = +32°C

-temperatura de supraîncălzire,

tsî = +10°C

-temperatura de subrăcire,

tsr = +27°C

iar ca mărimi de ieşire : - randamentul exergetic; - eficienţa frigorifică; - lucrul mecanic specific de comprimare; - debitul de agent frigorific; - fluxul de căldura de condensare specific; - fluxul de căldura de vaporizare specific.

56

CAPITOLUL 9 Calculul termic al instalaţiei frigorifice Instalaţia frigorifică necesară secţiei de produse din carne crude şi uscate este o instalaţie ce funcţionează cu compresie mecanică de vapori, într-o singură treaptă. Schema instalaţiei se prezintă în schema 9.1. Mărimile caracteristice procesului sunt: - capacitatea frigorifică specifică q0; q0 = i1 - i4 [kJ/kg] - cantitatea totală de căldură preluată de la vaporizator considerând tot debitul m de agent care circulă prin instalaţie. Se numeşte capacitate frigorifică sau putere frigorifică produsul: Ф0 = m * q0 [kW] - lucrul mecanic specific le - consumat pentru comprimarea unui kg de vapori din starea 1' la starea 2': le =i2 – i1' [kJ/kg] - eficienţa frigorifică: f 

q 0 l1  i 4  lc i 2  i1 '

- randamentul exergetic: ηex = f ( Tk / T0 - 1) Calculul

instalaţiei

se

realizează stabilind

punctele ciclului în

diagrama de stare a agentului frigorific, cel mai uzual în coordonate lgp-i,

57

lg p

qsr

qk

3’

pk, tk

2’

3 s = const. p0, t0 4

1

1’

i q0 qsî

lc

Schema 9.1. Schema instalaţiei şi ciclul cu subrăcire şi supraîncălzire într-o treaptă

lg p

qsr

qk

pk, tk

3’

2’

3 n= const. p0, t0 4

1

1’

i q0 qsî 58

lc

Subrăcitor

Condensator

+ Ventil de laminare

Compresor

Vaporizator

Supraîncălzitor

- temperatura de condensare în condiţii de lucru, tk = +40°C - temperatura de supraîncălzire în condiţii de lucru, tsî = +35°C - temperatura de subrăcire în condiţii de lucru, tsr = +20°C Compresoarele se aleg în funcţie de sarcina frigorifică în condiţii de funcţionare normale a instalaţiei. Această alegere se poate face dacă se calculează puterea frigorifică echivalentă raportată la condiţiile normale de funcţionare, cu relaţia: Q0 N 

unde;

 N * q VN  L * q 0VL

Q0 N - capacitate frigorifică în condiţii normale q 0VL - capacitate frigorifică în condiţii de lucru  - coeficient ce are semnificaţia unui randament în condiţii normale,

În condiţii normale de lucru coeficientul de debit al compresorului se determină cu relaţia: 59

 N  1 *  2 * 3 *  4   i *  3 *  4 unde : i = 0.7975 pentru raportul de comprimare H=15.315/2.966=5.163 3 = 0.88  4 = 0.97 Se obţine coeficientul de debit în condiţii normale  A = 0,68 În condiţii de lucru coeficientul de debit al compresorului se determină cu relaţia:   1 *  2 *  3 *  4   i *  3 *  4 unde: i = 0.76 pentru raportul de comprimare H = 12.539/2.017= 6.21 3 = 0.876  4 = 0,97 Se obţine coeficientul de debit în condiţii de lucru  = 0,6457 Calculul capacităţii frigorifice de referinţă după care se alege tipul de compresor ce va echipa instalaţia frigorifică proiectată se face după cum urmează: Se calculează: q 0VL - capacitatea frigorifică volumica a agentului frigorific în condiţii de lucru q 0VL 

q 0 i1  i5 593  433    1266.67kJ / m3 V1 v1' 0.15

q 0VL  1266.67kJ / m3 q 0VN - capacitatea frigorifică volumica a agentului frigorific în condiţii normale,

60

q 0VN 

q 0 i1  i5 597  440    1570.00kJ / m3 V1 v1' 0.10

q 0VL  1570.00kJ / m 3 Se obţine astfel capacitatea frigorifică pentru condiţii normale: Q  27.32 *

1266.67 * 0.6457  20.93kW 0.68*1570.00

Se alege grupul compresor-condensator produs de TEHNOFRIG SA GCT-80, conform fişelor tehnice ale grupurilor compresor-condensator anexate, care are următoarele caracteristici tehnice: Putere frigorifică pentru condiţii

27.32 kW

normale de funcţionare (-15/+40/+35/+20) Agentul frigorific Tipul compresorului Tipul condensatorului Putere instalată Dimensiuni de gabarit (LVI/H)

R22 K-1202 2xCMT-6.3 15 kW 1154/840/1000

[mm] Masa netă Mod de răcire Debit de apă de răcire

623 kg apă 9.8 m3/h

61

9.1. Alegerea agregatului de condiţionare Pentru spaţiul tehnologic unde temperatura ce trebuie asigurată este de +10°C se alege un agregat de condiţionare produs de TEHNOFRIG S.A., cu marca ACA-5A şi care are următoarele caracteristici: Putere frigorifică pentru condiţii

5kW

normale de funcţionare Agentul frigorific Putere instalată Mod de răcire Debit de aer prelucrat

R22 11 kW aer 1250 m3/h

9.2. Alegerea camerei frigorifice Pentru operaţia de maturare şi depozitarea temporară a produselor de carne se alege o cameră frigorifică demontabilă tip COMPACT-6,3 produsă de TEHNOFRIG S.A., cu următoarele caracteristici: Putere frigorifică pentru condiţii

2.620 kW

normale de funcţionare (-15/+40/+35/+20) Agentul frigorific Putere instalată

R22 1.28 kW

Dimensiuni de gabarit ( L/l/H ) [mm] Mod de răcire Volumul camerei

630/550/1400 aer 8-12 m3

9.3. Alegerea răcitorului de aer

62

Pentru spaţiul de depozitare a produselor este necesar un răcitor de aer cu răcire directă. Se alege ca tip de răcitor varianta constructivă cu panouri tropletă. Alegerea răcitoarelor de aer se face în funcţie de suprafaţa de schimb termic: SRA 

0 [m 2 ] K global * t med

unde: 0 - sarcina termică a răcitorului de aer K global - coeficient global de transfer termic, recomandat 35 W/m2K, t med - diferenţa medie de temperatură, t med = 10°C, se obţine suprafaţa necesară schimbătorului SRA= 60.43 m2 Se vor alege două panouri tripletă PTA-60x4x2,5, care au următoarele caracteristici: Tipul de răcitor Agentul frigorific Suprafaţa Dimensiuni de gabarit (L/l/H) [mm]

Panou tripletă R22 34.4 m2 2700/100/1200

Număr de aripioare pe metru liniar Lungimea ţevii dinîr-o secţie Masa (zincat)

60 32.565 m 223 kg

Proiectarea răcitorului de aer

63

Calculul racitoruiui de aer pentru puterea frigorifică de 0 = 21,15 kW. cu R-22 are !s baza urmatoarele date iniţiale: debitul de agent frigorific mag = 0.135 kg/s viteza aerului vvL = 4 m/s temperatura medie a aerului în spaţiul răcit tim = -18oC încălzirea aerului in aparat AtL = 4 °C umiditatea relativa a aerului φL = 90% diametrul interior al ţevii di = 0.012m diametrul exterior al ţevii de = 0.014 rn materialul ţevii – Cupru (λCu = 386 W/mK) aşezarea ţevilor în coridor cu nervuri lamelare din aluminiu pasul longitudinal al ţevilor s1 = 0.050 m pasul transversal al ţevilor s2 = 0.050 m grosimea nervurilor δn = 0.5 mm pasul nervurilor u = 5 mm Regimul de temperaturi Temperatura de vaporizare a agentului frigorific t0 = -25oC Temperaturile aerului la - intrarea în racitor t Li  t im   tL / 2  16o C - ieşirea din răcitor t Le  t im   tL / 2  20o C Din diagrama i-x pentru aerul umed se citesc valorile conţinutului de umiditate şi entalpiei pentru umiditatea relativă φL = 90% xLi = 0.93*10-4 kg/kg iLi = -13.793 kJ/kg Proprietăţi termo-fizice, parametrii necesari calculului termic pentru aer şi agent frigorific: 64

t ρ [kg/m3] cp [kJ/kgK] λ [W/mK] η [Pa s] ύ [m2/s]

Aer -18oC 1.350 1.005 2.28*10-2 16.157*10-6 1.97*10-6

R-22 -25 oC 1361.75 1.120 111.7*10-6 282.4*10-6 20.74*10-6

Pr

0.71

2.832

Regimul de curgere Agentul frigorific curge prin ţevi, în serpentine plane cu ţevi orizontale. Aerul are o curgere transversală peste un fascicul de ţevi orizontale şi nervurate la exterior. Calculul coeficienţilor de convecţie a) Calculul de partea aerului Relaţia utilizată la calculul coeficientului de convecţie este Nu L  C * ReLn (

L m ) d ech

unde: L este lungimea de curgere L = s2*Z şi diametrul echivalent este dat de expresia: d ech  4A / Pu  iar

4(s1  de)(u   n ) 2(s1  de  u   n )

ReL = wL * dech / ύL n = 0.45 + 0.0066 * (L / dech) m = -0.28 + 0.08 * ReL / 1000

C= A*B unde: A = 0.518 – 0.02315*(L / dech)+0.425*10-3 *(L / dech)2 – 3*10-6 (L / dech)3 B = 1.36 – 0.24 * ReL / 1000 65

Relaţia de calcul este valabilă pentru: Re = [500…2500], (u/de) = [0.18…0.35] (s1/de) = [2…5], (L/ de) = [4…50] t = [-40oC…+40oC] Deoarece numărul de rânduri de ţevi Z nu este cunoscut se va realiza un calcul iterativ cu Z = 2...8, iar coeficientul de convecţie a aerului va fi o medie aritmetică a valorilor obţinute. Valorile utilizate la calcul, obţinute prin înlocuirea valorilor în expresiile date sunt: dech = 8.0241 * 10-3 m ReL = wL * dech / ύL = 2681.4 B = 0.7165 M = -0.0655 Z L L / dech A C n NuL αLZ

2 0.1 12.46 0.2897 0.2076 0.53224 11.75 33.38

4 0.2 24.93 0.1586 0.1136 0.6145 11.76 33.42

6 0.3 37.39 0.0898 0.064 0.6968 12.36 35.105

8 0.4 49.85 0.0485 0.03475 0.77901 12.603 35.79

Se obţine valoarea medie αM =   i / 4 = 34.424 W/m2K

Se calculează coeficientul de influenţă a umidităţii asupra coeficientului de convecţie: ζ = 1 + 2880 * (xLi - xLe) / (tLi - tLe) ζ = 1 + 2880 * (0.93 * 10-3 – 0.873 * 10-3) / (-16 – (-20)) = 1.185 Coeficientul de convecţie de partea aerului se calculează cu relaţia:

66

1L 

1 1   33.043w / m 2 K 3 1 Z 1 0.25 *10   Rc   4.5 *103 L *  Z 32.424 *1.185 0.20

Influenţa nervurilor asupra coeficientului de convecţie este dată de relaţia:  L  1L *

Sn1 * E *  *Sb1 S01

unde: S01 = suprafaţa exterioară = π de = 0.040841 m2 Sn1 = suprafaţa nervurilor = (2/u)(s1s2 - π de2/4) = 0.947 m2 E = eficacitatea nervurilor, E = th (mh’)/mh’; 21L m – parametrul nervurii, se calculează cu relaţia m  n  n m = 13.3785 h’ – înălţimea convenţională a nervurii h = 0.5 * de * (ρ – 1)*(0 + 0.805 * lg ρ) unde ρ = 1.28 (B/de)*(A/B – 0.2)1/2 A = max {s1, s2} B = min {s1, s2} Se obţine ρ = 4.4033 şi h’ = 0.335857, de unde rezultă produsul (mh’) = 0.449326 şi E = 0.93773. Coeficientul ce ţine seama de neuniformitatea schimbului de căldură  este  = 1 – 0.058 * (mh’) = 0.974. Coeficientul de nervurare β = Se/Si = (Sn + Sb)/Si = 26.09, unde :

Si = suprafaţa interioară = π de = 0.040841 m2/m Sb = d e * (u  n ) / u = 0.036757 m2/m

1 Se obţine prin înlocuiri  L   L *

Sn1 * E *  *Sb1 = 762.671 W/m2K S01

b) Calculul pe partea agentului frigorific 67

- se calculează numărul de ţevi, necesare trecerii debitului de agent frigorific rezultat din calculul termic al instalaţiei frigorifice cu relaţia: n1a 

4m1 4 * 0.135   132.63kg / m 2s 2 2 n a * d1 9 *  * 0.012

- se adoptă un număr întreg de ţevi, rezultând na = 9 ţevi. - se recalculează viteza masică: w 

4m1 4 * 0.135   132.63kg / m 2s 2 2 n a * d1 9 *  * 0.012

- pentru R-22 coeficienţii din ecuaţia criterială sunt: C = 32 şi n = 0.47, deci relaţia de calcul pentru αag devine:  ag  32 * q Sl0.15 (w) 0.47  318.266 * q Sl0.15

Calculul densităţii de flux termic a) Pentru calculul densităţii de flux termic de partea agentului frigorific se înlocuieşte expresia coeficientului de convecţie a agentului frigorific în expresia generală de calcul a densutăţii de flux termic şi se obţine: qSlag   ag * (t p  t 0 )  318.266 * q Sl0.15 * (t p  t 0 ) obţinându-se prin reducerea densităţii de flux termic într-un singur membru: qSlag  879.15* (t p  t 0 )1.1765

b) Pentru calculul densităţii de flux termic de partea aerului se foloseşte relaţia:

68

qSlaer 

t Lm  t p t Lm  t p  1 d i m 2d i 1 12 0.5*103 * 2 *12 *  *  Ri *   1.0 *103  L d e  m di  de 729.53 14 386 * 26 qSlaer  459.54 * (t Lm  t p ) Deoarece temperatura peretelui nu este cunoscută, pentru aflarea ei se

rezolvă ecuaaţia neliniară qSlaer  qSlag , prin calcul iterativ tabelar: tp [oC] qag

-18 8684

-19 7243.6

-22.8 2225.0

-22 3204.7

-24 879.9

-25 0

[W/m2] qaer

0

459.5

2205.8

1838.2

2757.2

3261.8

[W/m2] Se obţine temperature peretelui tp = -28.8 oC şi densitatea de flux temic corespunzătoare qSl = 2215 W/m2. Se poate calcula suprafaţa de transfer termic corespunzătoare fluxului termic corespunzător la vaporizor: Sl = Ф0 / qSl = 21.15*103 / 2215 = 9.55 m2 Pentru calculul debitului de aer necesar se calculează întâi volumul specific la intrare: VLi = 1 / ρLi = 0.74 m3/kg Debitul masic de aer va fi dat de expresia: mL = Ф0 / (iLi - iLe) Pentru temperature peretelui se obţine din diagrama i-x pentru aer umed starea de ieşire a aerului din răcitor: Umiditatea relativă

φLe = 98.68%

Entalpia aerului

iLe = -21.961 kJ/kg

Conţinutul de umiditate xLe = 0.4762*10-3 kg/kg Se obţine debitul masic de aer: mL = 21.15 / (-13.793 + 21.961) = 2.589 kg/s 69

Se poate calcula debitul volumic de aer circulat: VL = mL * vLi = 0.74*2.589 = 1.91 m3/s = 6875.7 m3/h Se calculează secţiunea liberă necesară trecerii debitului volumic VL: AL = VL / wL = 1.91 / 4 = 0.4775 m2 Deoarece aria frontală AF a aparatului este determinată de relaţia: A L  A F (1 

d e  2h s1

n u )  0.667 * A

F

AF = L1 * s1 Se poate determina lungimea L1 a ţevii într-o secţie, rezultând L1 = 14.32m. Calculând lungimea totală de ţeavă în aparat L t = Si / πdi =253.32 m, se poate afla numărul de secţii în calea aerului Z = Lt / L1 = 17.69. Rotunjind Z la o valoare întreagă se obţine Z = 18 secţii. Recalculând lungimea unei ţevi dintr-o secţie se obţine L1 = Lt / Z = 14.07 m. Se poate acum calcula numărul de ţevi pe direcţie perpendiculară pe direcţia de curgere a aerului: m 

1L1 = 16.923 ţevi, considerând raportul ks1

dimensiunilor frontale k=1. Se rotunjeşte la întreg m şi se obţin pentru aparatul proiectat m = 17 ţevi. În acest moment se pot preciza dimensiunile de gabarit ale aparatului: H = m*s1 = 17*0.05 = 0.850 m B = L1 / m = 14.07/17 = 0.828 m L = Z*s2 = 18*0.05 = 0.900 m Dacă se consideră raportul dimensiunilor frontale k=2, se obţine: m

1L1 14.07 *1   11.86 ţevi; se adoptă m = 12 ţevi ks1 2 * 0.05

Dimensiunile de gabarit ale aparatului în acest caz sunt: H = m*s1 = 12*0.05 = 0.600 m 70

B = L1 / m = 14.07/12 = 1.1725 m L = Z*s2 = 18*0.05 = 0.900 m Ca variantă constructivă se va allege soluţia pentru k=2 deoarece oferă un spaţiu mai mare de acces în camera de depozitare şi o uniformizare a distribuţiei aerului în camera de depozitare.

CAPITOLUL 10 Automatizarea instalaţiei frigorifice

71

Întocmirea schemei de automatizare are ca suport întocmirea schemei detaliate a instalaţiei frigorifice şi condiţiile de preluare a căldurii. În consecinţă la automatizarea instalaţiei se vor avea în vedere: - mărimile interne, ce determină funcţiile instalaţiei frigorifice propriuzîse ( temperaturi,

presiuni,

debite de agent,

putere frigorifică la

compresoare - mărimile externe, ce caracterizează obiectul sau spaţiul frigorific răcit. Înainte de întocmirea schemei de automatizare se grupează dispozitivele după funcţia ce o vor îndeplini: - dispozitive de reglare - dispozitive de protecţie-control-semnalizare Schema de automatizare se va întocmi urmărind principiile generale de automatizare şi ţinând cont de consideraţiile tehnice şi economice: a) consideraţii tehnice: + asigurarea unui debit egal sau apropiat de cel

necesar

independent de perturbaţiile ce pot apare; + asigurarea condiţiilor tehnologice impuse de preluarea căldurii de la mediile răcite, cu variaţii mici. Se vor prefera regulatoare continue (PI, P, I, PID) + asigurarea posibilităţilor de funcţionare în condiţii bune ale instalaţiei din punct de vedere al protecţiei personalului de exploatare; + asigurarea simplificării schemei manevrelor manuale + realizarea automată a unor procese tipice auxiliare ( decongelare, purjare).

b) consideraţii economice:

72

+ asigurarea rentabilităţii instalaţiei astfel încât suma costurilor de exploatare şi amortizare să fie mai mică decât profitul realizat în urma producerii frigului. + corelarea dintre exigenţele impuse reglării şi caracteristicile tehnice ale dispozitivelor de automatizare. Nu se justifică aparate de precizie mare şi stabilitate mare, care au un preţ foarte ridicat, la instalaţii mici; + realizarea îmbunătăţirii unor indici economici (consum de apă de răcire, energie electrică, agent frigorific); +

asigurarea

reducerii

consumurilor energetice

globale

şi

specifice + evitarea schemelor de automatizare cu consumuri energetice ridicate. Pentru a evita creşterea presiunii în cazuri accidentale în mod uzual se montează pe refularea compresorului un presostat de protecţie la înaltă presiune. Pentru evitarea creşterii puterii consumate de compresor la pornirea instalaţiei după o fază de decongelare, atunci când presiunea de aspiraţie are valori ridicate se prevede un regulator de demaraj care menţine în aval de robinet o presiune de aspiraţie scăzută. Presostatul de aspiraţie reglează bipoziţional presiunea de aspiraţie conectând sau deconectând motorul compresorului. Acest presostat serveşte la comanda sfârşitului de decongelare deconectând rezistenţele electrice pentru decongelare şi conectând motorul compresorului. Comanda începerii decongelării este asigurată de un ceas programator. Presostatul şi ceasul programator sunt reglate astfel încât ventilatoarele vaporizatoarelor să fie reconectate cu întârziere după decongelare pentru evacuarea căldurii acumulate în vaporizator. Circuitul de comandă cuprinde ceasul programabil cu contactele 1 pentru răcire şi 2 pentru decongelare ( bobinele C1,C2,C3 ale 1C1, 2C1 5 1C3, 2C3 ) , presostatele MP1(1), MP1(2) şi MP5, termostatul de ambianţă T, lampa de control şi semnalizare L, soneria S, butonul BO de oprire a soneriei, 73

ventilatoarele de putere mică ale vaporizatoarelor, reieele termice ale motorului compresorului respectiv ale motoarelor ventilatoarelor condensatoarelor Rtc şi Rtv. Instalaţia funcţionează în regim cu contactele bobinelor C2 închise. Pentru aceasta releul termic de protecţie Rtc este acianşat chiar dacă presostatul de înaltă presiune nu e acţionat, adică contactele C1 sunt închise. La rândul lor sunt acţionate contactele C1dacă Rtv este aclanşat iar contactele C2 nu sunt acţionate, instalaţia funcţionând pe program de răcire. în aceste condiţii presostatul de joasă presiune MP1(2) detremină în cazul unei presiuni ridicate la aspiraţie închiderea contactelor C1,C2. La scăderea presiunii de aspiraţie se va deschide contactul MP1(2) Schema automatizării instalaţiei frigorifice

şi astfel se deschid şi contactele C1, C2 oprind instalaţia. La creşterea presiunii de aspiraţie contactul MP1(2) comandă pornirea instalaţiei, închizând contactele C1, C2. Prin această schemă de reglare se asigură o funcţionare ciclică bipoziţională.

74

Bibliografie l.

Banu C-tin, s.a.-Tehnologia cărnii şi subproduselor din carne, EDP,

Bucureşti, 1980 2.

Porneala

S.,s.a.-Tehnologia

utilizării

frigului

artificial,

vol.l,

Universitatea Galaţi 3. Porneală S.,s.a.-Procese în instalaţii frigorifice, culegere de probleme, 1986, Universitatea Galaţi 4. Banu C-tin - Îndrumar de proiectare în industria cărnii, vol. 1,2,3, Universitatea Galaţi 5.

Ceangă E, s.a.- Automatizarea instalaţiilor frigorifice, Ed.Tehnica,

1986, Bucureşti 6.

Niculită P. - Tehnologii frigorifice

în valorificarea superioară a

produselor alimentare de origine animală, Ed.Tehnica, 1995.

75