9.3 Розрахунок основного технологічного обладнання

Змішувач (рис. 8.1)

9.3.1.Розрахунок об’єму змішувача

Необхідний об’єм змішувача визначаємо за формулою:

V_зм = W  /  , (9.24)

де : W - об’ємна швидкість подачі компонентів водно-молочної і жирової фаз до змішувача, м³ /с ;

 - час перебування маргаринової емульсії у змішувачу, с ;

 - коефіцієнт заповнення (приймаємо  = 0,8)

Об’ємну швидкість подачі компонентів водно-молочної і жирової фаз розраховуємо так:

G_

W =------- , (9.25)

_

де : G_ - сумарна масова витрата компонентів маргаринової емульсії, кг/с (див. табл.. 9.3.)

_ - густина маргаринової емульсії, кг/м³ .

Відомо, що

1 _n m_і

--- =  ------ ,. (9.26)

_{ і=1} _і

де : m_і - частка кожного компоненту в рецептурному наборі долі одиниці (див. табл.. 9.1)

_і – густина кожного і-того компоненту , кг/м³ (приймається за довідковими даними);

Тоді :

1 0,27 0,05 0,2663 0,008 0,002 0,003 0,003 0,1 0,2963 -- --- = ------ + ------ + --------- + --------- + ---------- + -------- +- ----- + ------ + --------- =

_ 898,5 898,5 921 921 921 921 1193 1031 1000

=0,.00102

Тоді :

1

_ = ------------- = 980,39 кг/м³

0,00102

Сумарна масова витрата компонентів маргаринової емульсії за даними табл.. 9.3. складає :

G_ = 0,378 + 0,07 + 0,368 + 0,01 + 0,003 + 0,004 + 0,004 + 0,14 + 0,41 =

= 1,387 кг/с

Час перебування маргаринової емульсії у змішувачі складається з терміну таких операцій : заповнення – 10 хв., перемішування – 10 хв., звільнення – 10 хв.; всього  = 30 хв.

Таким чином, необхідний об’єм змішувача складатиме :

1,387  30  60

V_зм = ------------------- = 3,18 м³

980,39  0,8

Місткість типового змішувача складає 3000 л, тому розрахунок виповнено вірно.

9.3.2. Розрахунок поверхні теплообміну пароводяної оболонки

Необхідну поверхню теплообміну пароводяної оболонки знаходимо з основного рівняння теплопередачі :

F = Q / к ∆t_сер , (9.27)

Де Q – теплове навантаження пароводяної оболонки, кВт;

к – коефіцієнт теплопередачі, Вт/м² К. Приймаємо к = 200 Вт/м² К [10];

∆t – середня різниця температур між граючою водою і емульсією, ⁰С.

Теплове навантаження пароводяної оболонки визначаємо за даними табл.. 9.4. (п.1) :

Q = (Q₂ - Q₁ ) 1,05 = (1212,96 – 1167,03) 1,05 = 48,23 кВт

Середня різниця температур визначається за попередніми даними (див. п. 9.2.1).

Схема теплових потоків така :

20 ⁰С --------------------------------- 40 ⁰С

емульсія

45 ⁰С --------------------------------- 70 ⁰С

вода

----------------------------------------------------

∆t_м = 25 ⁰С ∆t _б = 30 ⁰С

∆t_б 30

Оскільки ------ = ------ = 1,2 < 2 , то :

∆t_м 25

30 + 25

∆t_ср = --------------- = 27,5 ⁰С

2

Таким чином, необхідна поверхня теплопередачі пароводяної оболонки змішувача складатиме :

48,.23 10³

F = ----------------- = 8,8 м²

200 27,5

9.3.3 Розрахунок установчої потужності на валу мішалки

Необхідну установчу потужність електродвигуна на валу мішалки знаходимо за методикою, описаною в [11].

Спочатку знаходимо діаметр нормалізованої мішалки :

d = D / 3 , (9.27)

де : d – діаметр нормалізованої мішалки, м ;

D – діаметр змішувача, м ( за технічною характеристикою D = 1826мм = 1,.826 м ).

Тоді :  = 1,826 / 3 = 0,61 м

Визначаємо режим перемішування за формулою :

 n d²

Re_ц = ---------------- , (9.28)



де : Re – критерій Рейндольдса ;

 - густина маргаринової емульсії ( = 980,39 кг/м³ , див. п. 9.3.1.)

n – частота обертання мішалки, с ^–1 ( за технічною характеристикою максимальне значення n = 60 об/хв.. = 1 с^-1 ).

 - динамічний коефіцієнт в’язкості, Па с ( за даними [12] ₄₀ = 0,35 980,39 10^-4 == 3,43 10^-2 Па с.

Тоді :

980,39 1 0,61²

Re --= --------------------- = 100635, режим турбулентний

3,43 10^-2

(Re  10000) .

Далі визначаємо значення критерія потужності за графіком

(рис. У11 [11] ) ; K_N = 7, 0 .

Розраховуємо потужність, яку витрачає мішалка при сталому режимі :

N_р = K_N  n³ d⁵ = 7,0 980,39 1³ 0,61⁵ = 550 Вт

Потужність у пусковий момент звичайно у 2-3 рази перевищує роботу. Тобто :

N_пуск = 3 N_р = 3 550 = 1650 Вт = 1,65 кВт

Нарешті визначаємо установчу потужність, приймаючи к.к.д. електродвигуна з передачою 0,95 і запас потужності в 20 % :

N_уст =1,65 1,2 / 0,95 = 2,08 кВт

Пастеризатор (рис. 8.3)

Розрахунок пастеризатора обмежено визначенням необхідної поверхні теплообміну кожної з 3-х секцій.

9.3.4. Розрахунок поверхні теплопередачі секції регенерації

Теплове навантаження секції складає (див. п. 2.1. табл.. 9.4):

Q = (Q₃ - Q₁ ) 1,05 = (1290,38 - 1212,96) 1,05 = 81,29 кВт

Схема теплових потоків :

60 ⁰С ------------------------------------- 40 ⁰С

початкова емульсія

85 ⁰С--------------------------------------- 64 ⁰С

пастеризована емульсія

∆t _б = 25 ⁰С ∆t_м = 24 ⁰С

Середня різниця температур складає :

25 + 24

∆t _сер = --------------- = 24,5 ⁰С

2

Значення коефіцієнту теплопередачі за довідковими даними складає :

к = 100 Вт/м² К.

Тоді згідно формулі (9.27) поверхня теплопередачі секції регенерації буде

81,29 10³

F = ----------------- = 33,2 м²

100 24,5

9.3.5. Розрахунок поверхні теплообміну секції пастеризації

Теплове навантаження секції складає (див. п.2.2. табл.. 9.4) :

Q = ( Q₂ –Q₁) 1,05 = (1387,25 - 1290,38) 1,05 = 101,71 кВт

Схема теплових потоків :

Нагріта емульсія

60 ⁰С -------------------------------------------- 85 ⁰С

насичена пара

132,8 ⁰С----------------------------------------- 132,8 ⁰С

-----------------------------------------------------------------------

∆t _б = 72,8 ∆t _м = 47,8 ⁰С

Середня різниця температур складає :

72,8 + 47,8

∆t _сер = --------------- = 60,3 ⁰С

2

Значення коефіцієнту теплопередачі у цьому випадку приймається рівним

к = 200 Вт/м² К [10].

Тоді згідно формулі 9.27) поверхня теплообміну секції пастеризації складатиме :

101,71 10³

F = ------------------ = 8,4 м²

200 60,3

9.3.6. Розрахунок поверхні теплообміну секції охолодження

Теплове навантаження секції складає (див. п.2.3. табл..9.4 ) :

Q = (1305,87 - 1212,96) 1,05 = 97,55 кВт

Схема теплових потоків :

емульсія

64 ⁰С ---------------------------- 40 ⁰С

холодна вода

22,9 ⁰С ---------------------------- 12 ⁰С

-----------------------------------------------

∆t _б = 41,1 ⁰С ∆t_м = 28 ⁰С

Середня різниця температур складає :

41,1 + 28

∆t _сер = ---------------- = 34,55 ⁰С

2

Коефіцієнт теплопередачі приймається рівним к = 200 Вт/ м² К [10].

Тоді згідно формулі (9.27) поверхня теплообміну секції охолодження складатиме :

97,55 10³

F = ----------------- = 14,1 м²

200 34,55

Комбінатор (рис. 8.4)

9.3.7. Визначення поверхні теплообміну всіх циліндрів

Повне теплове навантаження комбінатору, який виконує функцію переохолоджувача, згідно даним п. 9.2.3 складає 229,74 кВт.

Схема теплових потоків в даному випадку має такий вигляд :

маргаринова емульсїя

40 ⁰С ------------------------------------ 10 ⁰С

аміак

-16,8 ⁰С----------------------------------- - 16,8 ⁰С (див. п. 9.3.8 )

----------------------------------------------------------

∆t _б = 56,8 ⁰С ∆t_м =25,8 ⁰С

Тому , що :

∆t_б 56,8

------ = ----------=2,1 2 ,

∆t_м 26,8

середня різниця температур визначається за формулою :

40 - 10

∆t _сер = ----------------- = 40,2 ⁰С (9.29)

∆t_б

2,3 lg-------

∆t_м

Тобто :

40 - 10

∆t _сер = ----------------- = 40,2 ⁰С

56,8

2,3 lg-------

26,8

Визначення коефіцієнту теплопередачі між аміаком і емульсією за даними аналогічних переохолоджувачів складає 1630 Вт/м² К.

Тоді величина поверхні теплообміну всіх циліндрів складатиме :

229,74 10³

F = ------------------- = 3,5 м²

1630 40,2

Поверхня теплообміну кожного з 3-х охолоджуючих циліндрів :

3,5

F₀ = ------- = 1,17 м³

3

9.3.8. Розрахунок параметрів аміачної системи охолодження.

Виконано за методикою ВНІЕКІпродмаш (м.Москва).

Об’єм пари аміаку, що відсмоктується з комбінатору :

V_п=  V₁¹ , (9.30)

Де :  - кількість холодильного агенту, кг/год (див. п.9.2.3.) ;

V₁¹ – питомий об’єм пари аміаку при температурі t₀ - 18 ⁰C (V¹ =0,574 м³/кг )

Тоді :

V_п= 0,.205 3600 0,574 = 0,118 м³/с

Діаметр усмоктувальної магістралі від циркуляційного ресивера комбінатора :

D₁ =  V_п / (0,.785 W_п ) , (9.31)

де : W_п - швидкість пари аміаку в усмоктувальній магістралі, W_п = 10 м/с.

Діаметр циркуляційного ресивера для комбінатора :

D₂ =  0,118 /(0,785 10 ) = 0,123 м

Діаметр циркуляційного ресивера для комбінатору :

D₃ = V_п / (0,785 W_р ) , (9.32)

де : W_р - швидкість пари аміаку у ресивері, W_р =0,5 м/с.

D₂ =  0,118 |(0,785 0,5) = 0,55 м

Діаметр рідинного аміачного трубопроводу від від переохолоджувача компресорної до апарату :

D₃ =  V_р /(0,785 W_m ) , (9.33)

де : W_m – швидкість подачі рідкого аміаку у трубопроводі, : W_m = 1 м/с ;

V_{р –} об’єм рідкого аміаку, що подається, м^3.

Об’єм рідкого аміаку розраховують за формулою :

V_р = р V₂ , (9.34)

де : V₂ – питомий об’єм рідкого аміаку при t = = 18 ⁰С,

V₂ = 1,509 л/кг (1,509 10 ^–3 м³ /кг) .

Тоді :

V_р = 0,205 1,509 10^-3 = 0,31 10^-3 м³

Нарешті :

D₃ =  0,31 10^-3 /(0,785 1) = 0,02 м.

Кількідкого аміаку, який циркулює в системі, при кратності циркуляції Z= 100 :

G = р Z = 0,205 100 = 20,5 кг/с (9.35)

Об’єм рідкого аміаку :

V_{р =} G V₂ = 20,5 1,509 10^-3 = 0,031 м³/с (9.36)

Кількість тепла, яка відбирається в апараті переохолодженим аміаком визначається за формулою :

Q₂ = ₌ G с (t₂ - t₁ ), (9.37)

де : с – теплоємкість аміаку, с = 4,609 кДж/кг К ;

t₂ – температура аміаку на виході з комбінатору, ⁰С.

t₁ - температура аміаку на вході аміаку до комбінатору, ⁰С. За даними експлуатації лінії t = - 18 ⁰C/

Температуру аміаку на виході з комбінатору знаходимо з формули (9.37):

Q

t₂ = ----------- + t₁ , (9.38)

G c

229,74

t₂ = ------------------ + ( - 18 ) = - 15,6 ⁰С

20,5 4,609

Середня температура аміаку в апараті дорівнює :

- 15,6 + (-18)

t_сер = ------------------ = - 16,8 ⁰С

2

Діаметр прямої та зворотної магістралі рідкого аміаку при Z = 100 складає :

D₄ =  0,031 / (0,785 1 ) = 0,2 м

Якщо кратність циркуляції аміаку Z = 50, то кількість і об’єм рідкого аміаку за формулами (9.35) і (9.36) :

G = 0,205 50 = 10,25 кг/с

V_р = 10,25 1,509 10^-3 = 0,016 м³/с.

Температура аміаку на виході з комбінатору за формулою (9.38) складатиме :

229,74

t₂ = ------------------ + (-18) = - 13,2 ⁰С

10,25 4,609

Середня температура аміаку в апараті :

- 13,2 + (-18)

t₂ = ----------------------- = - 15,6 ⁰С

2

Діаметр прямої та зворотної магістралі рідкого аміаку при Z = 50

D₄ =  0,016 /(0,785 1 ) = 0,14 м

Кристалізатор (рис. 8.6 )

9.3.9 Розрахунок поверхні охолодження

Поверхня охолодження кристалізатора визначається за формулою :

F_k =  d_в l , (9.39)

де : d_в - внутрішній діаметр кристалізатора ( за технічною характеристикою :

d_в = 0,177 м ) ;

1 – довжина кристалізатора (за технічною характеристикою 1 = 1,1 м ).

Тоді :

F_k = 3,14 0,177 1,1 = 0,62 м²

Робочий об’єм кристалізатора :

V = 0,785 d_в² l = 0,785 0,177² 1,1 = 0,027 м³

Термін перебування маргаринової емульсії у кристалізаторі :

V 2 _т

Z_к = ----------------- , (9.40)

П 1,.05

де : V - об’єм кристалізатору, м³ ;

2 - кількість кристалізаторів в лінії ;

_т – густина переохолодженого маргарину, кДж/ кг К

П – продуктивність лінії, або масова витрата компонентів (П = 1,387 кг/с, табл.. 9.3.)

1,05 – коефіцієнт, який враховує повертання надлишку маргарину.

Тоді :

0,027 2 908

Z_к = ----------------- = 33,7 сек.

1,387 1,0

10. Методи дослідження якості маргаринової продукції

Якість маргаринової продукції оцінюється органолептичним, фізико-хімічними і структурно-реологічними методами.

До органолептичних показників відносять смак, запах, колір, однорідність консистенції, здатність намазуватися. Вони, в основному, визначаються за методиками діючої нормативної документації.

Здатність намазуватися є важливою властивістю для деяких різновидів жирів, особливо для тих, які безпосередньо вживаються в їжу. Добра властивість намазуватись є однією з умов збуту маргаринової продукції. Визначають цей показник, головним чином, органолептичним методом, який є досить суб’єктивним і на який витрачається багато часу.

За результатами зарубіжних досліджень створено методику визначення здатності намазуватися [5], для реалізації якої розроблено спеціальний прилад. Цей апарат являє собою металеву трубку завдовжки 120 мм, діаметром 32 мм, через яку поршнем продавлюють зразок проти перфорованої пластинки з 24 відтулинами, кожна діаметром 1,5 мм. Трубка має водяну оболонку, що забезпечує постійну температуру стиснення. Під час обробки (стиснення) руйнується кристалічна решітка жиру та первинні зв’язки між кристалами і зразок стає більш м’яким.

Здатність намазуватися (W, %) визначається за наступною формулою:

, (10.1)

де С_n і С_к – початкова і кінцева твердість, г/см.

Таким чином, (10.1) характеризує зменшення твердості зразка внаслідок механічної обробки, виражене у процентах відносно початкової твердості.

Якщо порівняти два маргарини з однаковою початковою, але з різною структурною твердістю С_с=С_n–C_k, то можна зробити висновок: той маргарин, який має меншу структурну твердість, буде більш пластичним. Продукт, у якого значення W вище, є більш крихким і м’яким.

Значення W (%) можна також розрахувати за рівнем пенетрації:

W = 1 – (P_н/Р₀) 100, (10.2)

де Р_н – глибина пенетрації у необробленому зразку; Р₀ – глибина пенетрації в обробленому зразку.

A.I. Haighton (Англія) виявив, що маргарини, які добре намазуються, мають значення W = 70-75 %, тоді як у твердих та крихких жирів ця величина становить 80 %.

За допомогою хімічних методів дослідження маргарину визначають кислотне, пероксидне і йодне числа, вміст неомилених речовин, жирнокислотний склад та вміст цис- та транс-ізомерів. Ці методи достатньо висвітлені у спеціальній літературі з хімії та технології жирів [6].

Фізико-хімічними методами визначають температури плавлення і застигання, ділатацію, в’язкість, консистенцію і пенетрацію.

Фізичний стан маргарину, його структуру виявляють за допомогою диференційно-термічного і рентгеноструктурного аналізу, а також методом ядерно-магнітного резонансу [5,7,8]

Диференційно-термічний метод (ДТМ). Нерівномірність фазових станів триацилгліцеринів у процесі кристалізації дозволяє, змінюючи швидкості охолодження і нагрівання, температурні режими та тривалість термостатування, одержувати тверду фазу з різним гліцеридним складом у поліморфних формах.