JPS5943142B2 - 連続式食品の焼成法 - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】 本発明は、多様的な伝熱構成に基く食品の焼成方法に関
する。

食品加工の最終工程は、蒸す、焼く、炊く、油で揚げる
等の操作を加えることによって、嗜好性、保存性を付与
し、もって、商品価値を高めることを目的とするもので
ある。

こうした工程ないしは調理は、たとえば、中華料理風に
炊いたものをさらに焼く、焼いたものを揚げる、蒸して
から焼くという風に、はとんどの場合、別々に分離され
ており、２種以上の加工操作を同時的にないしは連関さ
せて施すということは普通にはなされていない。

また、たとえば、ハンバーグ、ピザパイ、プリン等の製
造メーカは、蒸し加工を行なうか、焼き加工を行なうか
、いずれかの加工方法を採用し、両者を併用するという
ことは行なわれていない現状である。

量産化、装置化が行なわれるとともに、嗜好性、保存性
の付与がより積極的に行なわれようとしている今日では
あるが、蒸して同時に焼くというような同時加工を行な
うとどうなるか、たとえば、製パン業界では、パンはオ
ーブンで暁＜ものとされているわけであるが、蒸した後
に焼いたらどうなるか、そうした場合の問題は一体どの
ようなものであるか、こうした点の問題提起はほとんど
なく、従ってまた、問題解決のための提案は皆無である
。

発明者らは、蒸し焼きの研究を開始して久しいが、研究
の結果、蒸し焼きとは、「単に蒸して焼けばよい」とい
う単純なものではないということを見出した。

試行錯誤的に装置をつくって永年データを蓄積しながら
問題点を探り出し、課題解決の手段の発見に、既知の伝
熱理論に学びながら、努力して来た。

「蒸して焼く」ということは（以下、蒸し焼きという）
、蒸す操作と焼く操作とを同時に加えることを意味すみ
霞ま画然、両操作を伝熱特性の面からリンクして把握さ
れなければならないという点を強く主張したい。

というのは、食品の焼成は、一方において、食品の温度
変化が時間的に変化するという「非定常伝熱」に基くと
ともに、他方では、いろいろの伝熱特性因子が複雑に絡
みあう非線形性に依らざるを得ないからである。

伝熱理論面はＶ方において十分に検討されなければなら
ないのであるが、他方において、嗜好性、保存性での面
が、流通市場の変化、消費者の志向変化にともなって変
化して来ているとともに、非常に複雑な多様化の傾向を
示しているという多様性をも受は容れなければならない
のである。

以上の両面からの解決手段は、奇しくも一致し、結論的
に述べると、大気中における蒸し焼き法では、蒸気発生
源、輻射熱発生源の他に、絶対的に不可欠のものとして
、対流熱源が必要である。

という知見によって見出されることになった。

この解決手段は、以下に詳しく述べられることになるが
、熱節減の面からも貢献できるであろうと確信する。

本発明は、以下に実施構成例を通じて明らかにされるが
、解決手段を導くに至ったもとになる非線形性、非定常
性伝熱理論の概要を述べることが本発明の成立のために
不可避のことと思われる。

これを述べることの主たる意図は、３つの熱源を（これ
らを互いに関係させ合うことは勿論であるが）独立にそ
れぞれに制御することによって初めて、目的に合わせた
食品加工を行なうことができることを示すことにあり、
たとえば、蒸気熱と輻射熱だけでは、目的に応じられな
いことを示すことにある。

具体的にいうと、輻射熱と蒸気熱とでは、これらが、時
々刻々水分含有率が変わる食品に作用するときに全く異
なった性質をもつエネルギー状態のものであること、蒸
気は輻射熱の吸収率の高い物質（分子）であるのに対し
て空気は輻射熱に関して透明体であるという決定的差異
があることなど、３つの熱源はそれぞれに独自の働きを
食品に対して有しており、−考が他者の代替物になりつ
るという性質のものではなく、また一方、３者が互いに
補完しあって初めて、そして必要にして十分に、蒸し焼
き法を完成させつるものであることを、まず最初に検討
しておかねばならないのである。

Ａ、伝熱の基礎事項 熱力学第一法則は、熱および仕事の授受において、エネ
ルギー不変の法則を示し、熱力学第二法則は、熱エネル
ギーの移動する方向性を示し、伝熱理論は熱エネルギー
の移動する速度を取り扱う理論である。

したがって、前二者を主体とする古典熱力学と伝熱理論
とが合同してはじめて食品加熱等の実際技術に必要な生
きた事実が解明できるのである。

したがって、これらの基本になる一般的な伝熱計算式を
次に示す。

Ａ−１熱力学第一法則から導かれる製品加熱に必要な熱
量 ここで、 （イ）Ｗ／τは流体製品の場合は流量（Ｋｑ／ｈ）であ
り、固体製品の場合は生産量（Ｋｑ／ｈ）である。

（ロ）製品加熱に必要な熱量Ｑ１（Ｋｃａｌ／ｈ ）は
次に述べる伝熱量Ｑ （Ｋｃａｌ／ｈ ）と等しくなけ
ればならない。

Ｑ ＝ Ｑ １ ・・・・・・・・
・・・・・・・（２）Ａ−２定常伝熱 定常伝熱における伝熱量（Ｑ）は次の式で表わされる。

Ｑ＝Ｆ−Ｋ・（θ−Ｌｍ） ・・・・・・・・・
・・・・・・（３）Ｆ：製品の伝熱面積（ｍ′） Ｋ：熱貫流率 （Ｋｃ ａｌｌ／ｌｒ？ ・ｈ
・°Ｃ）１ １ １ １ （−一一＋→一等で表わされる） Ｋｄ λ ｄ２ ｔｍ：製品の加熱前温度ｔ、と加熱後温度との平均温度
（’Ｃ） θ：周周囲体温度 （’Ｃ） 一般に工業伝熱では定常伝熱が多いが、今の場合、次の
非定常伝熱としての取扱いをするので、くわしいことは
省略する。

Ａ−３非定常伝熱 固形食品の加熱は常温から１００℃前後の高温に加熱さ
れるのであるが、この間加熱される製品の中心温度は時
間的に一定でなく、その温度分布も時間的に一定でない
。

このような伝熱を非定常伝熱と云うのであるが、周囲流
体から製品の中心部への伝熱量Ｑは（１）製品の形状、
（２）製品の熱伝導率λ（Ｋｃａｌ／ｍ−ｈ・℃）、（
３）製品の加熱後の温度ｔ１ＣＱ、（４）加熱後の温度
ｔ２ＣＱ、（５）製品の比熱Ｃｐ （Ｋｃａｌ／に！７
’Ｃ）、 （６）製品の比重量ｒ （Ｋｔｊ／ｍ 、（
７）製品周囲の流体温度θＣＱ、（８）加熱時間τ（ｈ
）、（９）周囲流体の熱伝達率α（Ｋｃａｌ／ｒｒ？・
ｈ・°Ｃ）によって左右される。

そこで、これらの因子による伝熱量の変化をあらゆる物
質について共通に求めるために、次のような無次元数を
定め、その関係を線図で求める方法が一般に使われてい
る。

Ａ−３−１非定常伝熱の無次元数 Ｘ−λ・τ／ｒ−ｃｐ−Ｒ２ （加熱時間に対する無次元数） ・・・・・・（４）Ｙ
＝（θ−ｔ２）／（θ−１１） （加熱温度に対する無次元数） ・・・・・・（５）ｍ
−λ／α・Ｒ （伝熱率に対する無次元数） ・・・・・・（６）ｎ
＝γ／Ｒ （製品の中心からの距離に対する無次元数）・・・・・
・（７） ここでＲは平行平板においては厚さの１／２・円筒およ
び球においては半径をあられし、ｒは中心線から外へ向
けての距離をあられす。

即ち、ｎ＝０のときは中心線位置となり、ｒ ＝ １の
ときｒ−Ｒとなり、表面位置となる。

Ａ −３−２ジャーネ・ルーりの線図 上記無次元数の関係を、１．無限円柱、２球についてジ
ャーネ−ルーリ（Ｇｕｒｎｅｙ ＆ Ｌｕｒｒｉｅ ）
が作った線図を第１図〜第６図に示す。

なお、第４図〜第６図はｎの関係を示すものである。

Ａ−４対流熱伝達 伝熱を扱う場合、物体の熱伝導率λは容易に実験的に求
めることができる。

また書籍等から数値を簡単に掴むこともできるが、流体
の熱伝達率α（Ｋｃａｌｚ４ｓ’ ｈ ’Ｃ）、対流熱
伝達係数ａ（Ｋｃａ／／靜・ｈ・’Ｃ）は簡単に求める
ことができない厄介な数値である。

（註：ここで筆者は熱伝達率αは対流熱伝達係数ａと輻
射熱伝達係教師との和として （α−ａ ＋ ａＨ）取扱うので、熱伝達率、熱伝達係
数の言葉の使い分けをしている。

）Ａ−４−１対流熱伝達係数ａ（ＫｃａＩ／ｗ？・ｈ・
℃）に影響する諸因子 熱伝達係数に影響する諸因子を列挙すると次のようにな
る。

流体の熱伝導率 λ（Ｋｃａ４／ｍ−ｈ・°Ｃ）流体
の温度伝播率 α（イ／５ｅｅ） 流体の速度 ｗ（ｍ／５ｅｅ） 流体の粘性係数 μ（Ｋｇ・ｓｅｃ／４ｒ？）μ”（
Ｋ９７流体の動粘性係数 ν（ｗ？／ｓｅｅ ）
””°５００）流体の定圧比熱 Ｃｐ （Ｋ ｃａｌ
Ａ９ ・’Ｃ）流体の体膨張係数 β（１１Ｇ ）完
全ガスの場合（β＝１／（２７３＋Ｌ）） 流体の比重量 γ（４１肩） 流体の密度 ρ（Ｋｇ＊／ｍ３） 重力の加速度 ｇ （ｍ／ｓｅｅ ）物体の代表長
さく円筒の場合は直径） ｄ（ｍ）ここで＊は質量単
位をあられす。

Ａ −４−２対流熱伝達係数に関する無次元数前記諸因
子と対流熱伝達係数ａとの関係を実験により、別々に求
めようとすれば膨大な実験回数が必要となり、そうした
ことはおよそ不可能である。

そこで、それらの因子を次のような無次元数に置きかえ
て、その無次元数の関係を解析または実験により、あら
ゆる流体に通用する実験式として求めておけば便利であ
る。

（イ）ヌツセルト数（ＮＩＰ）・・・（ａに関する無次
元数）−ｄ Ｎｕ＝□ ・・・・・・（８）λ （ｎｉ） レイノルズ数（Ｒｅ）・・・（流動状態を
あられす無次元数） （／→ プラントル数ｃｐｒ）・・・（流体の性質をあ
られす無次元数） に）グラスホフ数（Ｇｒ）・・・（膨張・自然対流をあ
られす無次元数 ここでヌツセルト数（Ｎｕ ）が求まれば、対流熱伝達
係数ａ）は、 λ ａ−−・Ｎｕ ・・・・・・（
１■として求まる。

一般に、対流伝熱は強制対流伝熱と自然対流伝熱とてあ
り、ヌツセルト数（Ｎｕ）は強制対流の場合にはＲｅ、
Ｐｒの関数になり、自然対流の場合にはＧｒ、Ｐｒの関
数となる。

即ち、 Ｎｕ＝ｆ（Ｒｅ＋Ｐｒ） 強制対流の場合Ｎｕ＝ｆ（
Ｇｒ・Ｐｒ） 自然対流の場合となる。

一般工業伝熱の場合は強制対流伝熱が多いが、オープン
や蒸し機における伝熱は自然対流伝熱に属するので、強
制対流については省略し、自然対流熱伝達係数を求める
実験式について次に述べる。

Ａ−４−３自然対流熱伝達係数（ａ）を求める実験式 （イ）垂直平板の場合 、 （ロ）水平平板の場合 ＊ この場合の上面、下面は固体表面温度が周囲流体温
度より低い場合の上面、下面である。

したがって、反対の場合には上面、下面が逆になる。

（）→ 垂直円管の場合 一般に垂直平板として計算できる。

たｇし、直径が極端に細い線の場合では全く様子が違い
、次の式が採用される。

（到 水平円管の場合 として与えられる。

ここで上式α］〜（１俵氏をＮｕ数と（Ｇｒ−Ｐｒ）数
の関係図としてあられすと第７図のようになる。

これを見ると水平平板の上面以外はすべて近似的に同じ
関係ｔこあることがわかる。

したがって、水平平板上面のみについてαη式を採用し
、他のすべて、即あ垂直、水平、平板、円管、の如何を
問わず乱流の場合にはＣ１４）式、層流の場合には０９
式を採用すればよいことがわかる。

次に、これらの無次元数を計算する場合に物質定数は流
体温度θ°Ｃと物体の壁温しｗ℃との平均温度０＋１”
℃における数値をこの場合採用しなければならない。

なお、蒸し機（過熱蒸気）と焼き機とにおける周囲流体
の対流熱伝達係数の差異を知るためにＮｕ＝０．１２９
（Ｇｒ−ＰｒＦ式を用いて、空気と大気圧の下における
過熱蒸気とについて計算し比較すると第８図のようにな
り、熱伝達係数はほとんど変らないことがわかる。

Ａ−５凝結をするときの蒸気の熱伝達係数蒸し機におけ
る加熱はすべて蒸気の凝結を伴う伝熱であって、云いか
えると蒸気の凝結潜熱を製品に与える加熱である。

蒸気が凝結する場合、固体の表面を水膜で包むようにな
る場合と、油のついた滑らかな表面で凝結する時のよう
に水滴状になる場合とがある。

前者を膜状凝結、後者を滴状凝結と名付けており、滴状
凝結の熱伝達係数は膜状凝結のときのそれに比較して６
〜８倍も大きい値となる。

蒸し機における凝結は主として、膜状凝結と考えられる
ことと、滴状凝結時の熱伝達係数については未だ解明し
得ない点も多いので、ここでは膜状凝結時の熱伝達係数
を求める方法についてのみ次に述べる。

（イ）垂直平面の膜状凝結熱伝達係数（ａｏｖ）ａｏｖ
：凝結中の蒸気と垂直壁との熱伝達係数 （Ｋ
Ｃａｌ／ｒｒ？” ｈ ”Ｃ）ｒ：蒸気の蒸発潜熱（凝
結潜熱） （ＫｃａｌＡｑ） λ二凝結液（飽和水）の熱伝導率 （Ｋｃａｌ、／ｍ−ｈ ’Ｃ） Ｈ：高さ （ｍ） μ：液体の粘性係数 （Ｋｑ−ｈ盾） △ｔ：凝結温度（飽和温度）と物体壁温との差
Ｃ℃） γ：凝結液（飽和水）の比重量 （Ｋｔｉ／ｒｒｉ″） であられさ３ （２０）式は水蒸気に対して次の近似式
であられされる。

（ロ）垂直円管の膜状凝結熱伝達係数 円管の直径が極端に小さくない時は（２０） 、 ＣＺ
ｉ）式が適用さね、垂直平板として計算して大差はない
０ （ハ）水平円管の場合の膜状凝結熱伝達係数（ａｃｈ）
Ｎｕｓ ｓｅ ｌ ｔの研究によれば、垂直管のａ。

Ｖと水平管のａ。

ｈとの間には次のような関係があることを示している。

ｄ：管の直径 （ｍ） Ｈ：管の長さ （？？Ｚ） （２０）式と（ηとより、 となり、水蒸気については近似的に次の式で与えられる
。

（勾 空気等非凝結ガスが混入するときの膜状凝結熱伝
達係数 空気等の非凝結気体が凝結中の蒸気の中へ小量混入して
も熱伝達係数の値は急激に低下する。

これは凝結液膜付近に非凝結ガ゛スが蓄積され、その分
圧が上り、蒸気の分圧を低くして、液膜へ蒸気の分子が
到達拡散することを阻害するためである。

第９図は（空気の重量）／（蒸気の重量）＝εとしてε
によって膜状凝結熱伝達係数ａｃｈの変化する状況を示
したものである。

Ａ−６過熱蒸気の熱伝達係数 過熱蒸気の熱伝達は表面温度ｔｗが過熱蒸気の飽和温度
θＳよりも高い場合には自然対流熱伝達となり、低い場
合には凝結を伴う熱伝達となる。

即ち ｔｗ）θＳの場合・・・・・１然対流熱伝達 （１３）
弐〜（１９）式適用 ｔｗ（θＳの場合・・・・・・膜状凝結熱伝達となるが
、飽和蒸気と少し異る。

それを次に述べる。

今、過熱蒸気の熱伝達係数（ｔｗ（θＳの場合）を求め
るために記号を次のように定める。

ｑ：過熱蒸気から固体壁への伝熱量 （Ｋｃａｌ／ｗ？・ｈ ） ｑｌ：過熱蒸気凝結による伝熱量 （Ｋｃ ａ ｌ／ｗ？・ｈ ） （１２’過熱蒸気から凝結水膜への対流伝熱量（Ｋｃ
ａ ｌΔイ・ｈ） ｑｏ：飽和蒸気の凝結による伝熱量 （Ｋｃａｌ／４？・ｈ） Ｋ：過熱蒸気の凝結量 （Ｋβ・ｈ）Ｋｃ：飽和蒸
気の凝結量 （Ｋｇ／ｒ／１２・ｈ）ｒ ’ 凝結
ａ熱（蒸発ａ熱） （Ｋｃａｌ／Ｋｑ）θ：過熱蒸気
の温度 （’Ｃ） θＣ：飽和蒸気の温度 （’Ｃ） ＬＷ固体壁の温度 （℃） ａｓ：過熱蒸気から固体壁への熱伝達係数（ＫＣａｌ／
ｗ？・ｈ・℃） ａＣ：飽和蒸気から固体壁への熱伝達係数（Ｋｃａｌ／
４ｒ？・ｈ・°Ｃ） ａ：過熱蒸気から凝結水膜への熱伝達係数（Ｋｃ ａ！
１Ａｒ７２・ｈ ’Ｃ） 今、ｑ／ｑｏ−βと置いてβが求まれば、前項で述べた
飽和蒸気の伝熱量ｑ。

を用いて過熱蒸気の伝熱量を計算することができるので
便利である。

そこで、βはどんな数値であられされるかを次に求める
。

となる。

またＮｕｓｓｅｌｔに従えば、凝結水の伝熱量は凝結量
の立方根に逆比例することから、となる。

以上の（２５） 、 （２６式とを用いて（β−３）β を計算すると、 となる。

と置くと、（β−１／β３）＝Ｂとなり、Ｂとβとの関
係を第１０図のように図示しておけば、第１０図からβ
を求めて、（２６）式により加熱蒸気の熱伝達係数ａＳ
を計算することができる。

Ａ−７輻射による伝熱量ＱＲ 物体の輻射エネルギーＥは５ｔｅｆａｎ −Ｂｏｌｔｚ
ｍａｎの法則により次の式であられされる。

Ｅ＝Ｃｐ ・ｅ ・（）’ Ｋｃａｌ／ｈ ・”・
” （３０）００ Ｃｐ：完全黒体の輻射恒数 （＝４３８Ｋｃａｌ／／ｒｒ？・ｈ−ＣＫ４）ε二物体
の輻射黒度 ε＝Ｃ／Ｃｐ＝Ｃ／４．８８Ｃ：物体の輻
射恒数（Ｋｃａｌ！／＆・ｈ−ＯＫ’）Ｆ：伝熱面積
（？？Ｚ２） Ｔ：物体の絶対温度（ＣＫ） 次に、絶対温度Ｔ１ 、Ｔ２なる二物体間の輻射による
伝熱量ＱＲ（Ｋｃ ａｉｌＡ ）は次の式であられされ
る。

ココで、ｃｏ は有効輻射恒数（Ｋｃ ａｌ／ｒｒ？・
ｈ ハで）であって、次のようにして求めることができ
る。

（イ）二面が平行な場合 （ロ）面積Ｆ２（−の面が面積Ｆ１（ｒｒ？）の面をと
りまく場合 （）→ 二面が任意の位置にある場合 となる。

また、（３１）式より輻射による伝熱量を対流伝熱と同
時に計算するために、輻射による熱伝達係数を吐とする
と、 となり、熱伝達率αはａとａＲとの和であられされる。

α＝ａ＋ａＲ・・・・・・（３６） 次に一般のガス体は輻射に対して透明で、輻射の通過に
よってガス自身の温度上昇もなく、したがって、ガス自
身が輻射を放射することは極めて少ないが、水蒸気（Ｈ
２Ｏ）、炭酸ガス、亜硫酸ガス、一酸化炭素、炭化水素
等はかなりの輻射を吸収し、それ自身も輻射を発する。

そのため、空気は輻射熱を透過させるが、水蒸気があれ
ば輻射熱は透過しにくくなる。

そこで、水蒸気の輻射熱吸収量の計算式を次に示す。

（ＩＲ８，水蒸気の輻射伝熱量 （Ｋｃａｌ／ｆｒ？・ｈ） Ｆ：物体の伝熱面積 （７７Ｚ２） ε二物体の輻射黒度 Ｃ：物体の輻射恒数 （Ｋｃ ａｌ／ｗｉ’ ｈ ・℃
）Ｐω：水蒸気の分圧 （ａｔｍ） Ｌ：輻射を行なうガス体の平均厚さ く第１表参照） （ｍ） Ｔ８：蒸気の絶対温度（２７３−Ｆｔ８）（ｃＫ） Ｔω：物体の壁温の絶対温度（２７３＋ｔω）Ｃ暇） ここで、（３８）式より蒸気の輻射熱伝達係数を求める
式に書き変えると次のようになる。

Ｂ 加熱による伝熱計算例 一例として、プリンを加熱加工する場合について、け）
蒸気（飽和蒸気）だけで蒸した場合、（２）オーブンで
加熱した場合、（３）蒸しと加熱を併用した場合、（４
）蒸し、加熱、天火を併用した場合、（５）蒸しの場合
にプリン上面に発生した水滴蒸発等に必要な加熱時間（
τ）の計算を前記伝熱理論により計算してみよう。

なお、プリンは３８°Ｃの生地充填温度から中心温度が
８８°Ｃになるまで加熱されるものとし、プリンの熱伝
導率λ＝ ０．５０ Ｋｃａｌ／ｍ・ｈ ・’ｃ 、比
重量ｒ ＝ １０４０ Ｋｇ／ｒ／Ｚ３．比熱Ｃｐ ＝
ａ ８ Ｋｃａｌ／Ｋｑ−’ｃ、輻射恒数Ｃ１＝３Ｋ
ｃａｌ／？？Ｚ２・ｈ−ＣＫ４（黒度ε＝０．６１）と
し、容器は薄いため無視する。

また、形状は第１１図に示すような形として取扱う。

Ｂ−１蒸気（１００℃）だけで蒸す場合の加熱時間の計
算 （イ）加熱前のプリンの中心温度ｔ１＝３８℃、加熱後
のプリンの中心温度ｔ２＝８８℃であるから、中心の平
均温度ｔｍ−（ｔ１＋ｔ２ ）／２＝（３８＋８８）／
２＝６３℃となる。

（ロ）加熱前のプリンの壁温ｔｗ、＝ ３８°Ｃである
が、加熱後の壁温を町は不明である。

そこで、Ｌｗ２＝９９．５℃と仮定すると、壁の平均温
度ｔｗｍ ＝（３８＋９９．５ ）／２＝６８．７５℃
となる。

（第１１図参照） （註： ｔｗ２＝９９．５℃と仮定したことについては
後程吟味し、仮定が不適当であれば仮 定を変えて計算をやり直す。

）（、−→ 周囲流体、即ち蒸気の温度θ−１００’Ｃ
と平均壁温ｊＷｍとの差△Ｌ二〇−ｔｗｍ＝１００−６
８．７５＝３１．２５℃となる。

（暑 この場合、凝結する水蒸気の伝熱であるから膜状
凝結伝達係数ａｅは（２１）式より、プリンの高さＨ二
０．０５ｍとすると、 となる。

これはプリンの側面についての膜状凝結熱伝達係数であ
るが、ここではプリンの上面、下面についても近似的に
同じとして取扱う。

（（ホ）蒸気の輻射伝熱 １００℃の蒸気は蒸気自身で製品に対して輻射熱を出し
ているので、その量は（４０）式の値に比較すれば小さ
いが、一応計算しておく。

プリンの輻射恒数Ｃ−３Ｋｃａ４／７７Ｚ２・ｈ−ｏＫ
４であり、Ｐω＝１ａｔｍであるから、またＬは第１表
よりＬ＝０．６・Ｄ＝０．６Ｘ０．０５＝０．０３とな
り、（３９）式より （へ）蒸気の熱伝達率αは ｒｘ””ａｃ＋ａＲｓ＝５８３１＋１．０１３＝５８３
２Ｋｃａｖ併・ｈ・℃・・・・・・（４２１となる。

（ト）非定常伝熱の無次元数の計算 １、プリンを平行平板とした場合、第１図よりＸ＝０．
７８となり、４式より加熱時間τ１は２、プリンを無限
円柱とした場合、第２図よりＸ＝０．３９となり、（４
）式より加熱時間τ２はこれは、プリンを平行平板とし
て上面・下面のみから熱を与えて側面から与えない場合
に４８．７分を要し、次に無限円柱として側面からのみ
熱を与えて、上下面から与えない場合には２４．３分要
する。

現実には両者同時に加熱されるので、その加熱時間τは となる。

（ｎ ｔｗ２ ＝ ９９．５℃と仮定したことの吟味
１、平行平板の場合 ｍ＝０．００３４３であるから、第４図よりｙｎ＝ｌ／
Ｙｎ＝０＝ｏ、ｏ ０２ が求まる。

また、Ｙ ｎ＝０＝０．１９４であるからＹｎ＝ １
＝０．０２−Ｙ ｎ＝０＝０．００２Ｘ０．１９４＝Ｏ
，ＯＯＯ３８また、００−ｔｗ Ｙｎ−１＝□であるからｔｗ＝１００− ０Ｏ−３８ Ｙ １＝ｌ ｘ５２＝１００−０．０００３８Ｘ６２＝
９９．９７℃ ２、無限円柱の場合 同様にして第５図よりＹｎ＝１／Ｙｎ＝。

１＝０．０００４であるから、 ｔｗ＝１００−０．０００４Ｘ０．１９４Ｘ６２＝９９
．９４℃となって、いずれの場合も近似的に仮定と一致
する。

Ｂ−２オーブンで加熱（周囲温度１２０℃、天火温度２
３０℃）する場合の加熱時間計算（第１２図参照） オーブンの場合は、周囲流体は空気であることが前と変
っているが、計算順序は前と同じ要領で行なう。

（イ）ｔｌ ＝３８℃、ｔ２＝８８℃ ゆえに、（ｏ）
ｔｗ１＝３８℃ ｔｗ２＝９５°Ｃと仮定すると、
ｔｗｍ＝（３８＋９５）／２＝６６．５℃Ｃ→ θ＝１
２０°Ｃゆえに、 △ｔ−θ−ｔｗｍ＝１２０−６６．５＝５３．５°Ｃに
） （θ＋ｔｗｍ ）／２＝ （１２０＋６６．５ ）
／２＝９３．２５°Ｃにおける空気のβ＝１／（２７３
＋９３．２５ ）０．２３１ ＝０．００２７３またｒ＝□であるから ０４ （ホ）空気の対流熱伝達係数の計算 １、プリンの側面および下面 （１５）式より ２、プリンの上面 （１７）式より （へ）２３０℃上面ヒータ（天火）よりの輻射はプリン
の上面のみに受けるとする。

（３２式より、プリンの輻射恒数Ｃ１−３，０Ｋｃａｌ
／／ｒ？・ｈ−ＣＫ４、ヒータの輻射恒数Ｃ２＝４．０
Ｋｃａｌ／ｒｒ？・ｈ−ＯＫ４とすると、 ＫｃａｌＡｒ？・ｈ−ＣＫ４ 従ってまた、（３５）式より （ト）熱伝達率の計算 プリン上面 ａ、（、＝ａＯ＋ａＲ＝３．１３＋２５．０３＝２８．
１８Ｋｃａｌ／ｒｒ？＠ ｈ ・℃−（４６）プリン下
面 αｕ＝ａｕ−６．２７Ｋｃａｌ／ｒｒ？・ｈ・℃・・・
（４７）プリン上面、下面の平均 α０．ｕ＝（２８，１８＋６．２７ ）／２＝１７．２
２Ｋｃａｌ／ｗ？・ｈ・℃・・・（４８） プリン側面 α８＝ａ８＝６．２７Ｋｃａｌ／ｙ＃・ｈ’ｃ ＝１
４９）（力 非定常伝熱無次元数 １、平行平板とした場合 ２、無限円柱とした場合 ３、加熱時間 （す）仮定ｔｗ＝９５℃ の吟味 １、平行平板とした場合 ｔｗ＝１２０−０．６８Ｘ０．３９ Ｘ８２＝９８．３
°Ｃ２、無限円柱とした場合 ｍ＝３．１９ Ｙｎ＝１／Ｙｎ＝０＝０．８７ Ｙｎ＝
０＝０３９ｔｗ＝１２０−０．８７ Ｘｏ、３９ Ｘ８
２＝９２．２℃ゆえに、（９８，３＋９２．２ ）／２
＝９５．２５℃となり、仮定と一致している。

Ｂ−３蒸しと加熱を併用した場合の加熱時間の計算 蒸しと加熱を併用すると雰囲気は過熱蒸気（１ａｔｍ、
１２０℃）となる。

したがって、凝結を伴う過熱蒸気の伝熱となる。

（イ） ｔ１＝３８℃ ｔ２−８８℃ゆえに、ｔｍ＝
６３℃（ｏ） ｔｗ１＝３８°Ｃｔｗ２＝９９．５℃
と仮定すると、ｔｗｍ＝６８．７５８Ｃ し→ 過熱蒸気（θ−１２０℃）と凝結飽和水膜（θｃ
＝１００℃）との温度差△Ｌは（第１３図参照）、△Ｌ
二〇−θｃ＝１２０−１００＝２０℃（５）過熱蒸気か
ら飽和凝結水膜への伝熱β＝１７（１７３＋１１０ ）
＝０．００２６１ν＝０．２３６ＣＴｎ／８ｅ ｃ２ｒ
λ＝０．０２１５４Ｋｃａｌ／ｍ−ｈ ’Ｃである。

（ホ）過熱蒸気の対流熱伝達係数の計算 １、下面と側面 ２、上面 （へ） １２０℃過熱蒸気の飽和凝結水膜への輻射ｉ［
［１αｕ＝ａｕ＋ａＲ３＝４．２７＋１．１６＝６．１
２ＫｃａｌＡｒ？・ｈ・°Ｃ 上面、下面の平均 αｏｕ＝（３，２９＋６．１２）／２二４．７１ＫＣａ
Ｉｌ／ｎ１２・ｈ・°Ｃ 側面 αｓ ＝ａ ｓ ＋ ａＲ８＝＝４．２７ ＋１
．１６−６．１２Ｋｃ ａＩＩ／ｒｒ？ ・ｈ ・℃ （男 過熱蒸気から製品壁への熱伝達率 飽和蒸気の熱伝達係数ａｃは（４０）式と同じになるの
で、ａｃ＝５８３１ ＫｃａＡ？／ｉ・ｈ 直テある。

ここでβおよびＢの計算を先ず行なう。

１、上、下面の場合 ＝０．０００３６７となる。

ゆえに、第１０図をみてβ＝１．０Ｏ０９と求まる。

ゆえに、過熱蒸気から製品への熱伝達率α８は（２６式
２、側面の場合 となって上下面平均値と側面の値が近似的に同じになる
。

（史 非定常伝熱無次元数 （周囲流体は過熱蒸気からすでに受熱した飽和水とする
） ■、平行平板とした場合 ２、無限円柱とした場合 ３、加熱時間 し）仮定（ｔｗ＝９９．５℃）の吟味は省略する。

Ｂ−４蒸しと加熱を併用した上に天火ヒータを設けた場
合 前節Ｂ−３の状態で、２３０℃の天火ヒータを設けたと
すると、２３０℃の天火ヒータからプリンの壁温ｔｗｍ
＝ ６８．７５°Ｃへの輻射伝熱量ｑＲは、蒸気が輻射
熱を吸収しないものとすると、となる。

次に、２３０℃ヒータから放出する輻射熱を１２０℃過
熱蒸気が吸収する輻射熱量は第１表の平均厚さとしてＬ
＝１．８Ｘｈ（ｍ）を採用し、製品とヒータまでの間隔
を１５０ｍｍ、２００ｍｍ、３０４朋にした場合につい
て計算してみる。

１、ｈ＝１５０ｍｍの場合 Ｌ＝ １．８Ｘ Ｏ，１５
０＝０．２７ｍ 蒸気が吸収する輻射熱量２、 ｈ
二２００ｍｍの場合 Ｌ ＝１．８ Ｘ Ｏ，２００＝
０．３６７７Ｚ ３、 ｈ ＝ ３０４ ｍｖｔの場合 Ｌ＝１．８Ｘ
０．３０４−＝０．５４７２ｍ
！ｌとなる。

即ち、ヒータと製品との間隔が１５０ｍｍの場合には、
ヒータが放射する輻射熱ＣＩＲ−＝ １３２９９ Ｋｃ
ａｌ／ ７７＋２・ｈの中ｑＲ８＝８７０５ｋ ｃａｂ
／ ７１ｉ’・ｈを吸収し、その差（ｑＲ−ｑＲ８）
だけが製品表面へ到達することになる。

これを整理すると次のようになる。

即ち、ヒータと製品との間隔が３０４ｍｒｎ以上になる
と輻射熱は蒸気に吸収されて製品の表面に到達しなこと
がわかかる。

したがって、蒸気中での天火は製品に近接させないと、
その輻射効果がでない。

Ｂ−５蒸気（１００℃）だけで蒸した後、プリンの上面
に発生した水滴を蒸発させるに要する時間の計算 前に述べたＢ−１後工程として、プリンの上面にたまっ
た水滴を除く目的のために、空気雰囲気（１２０℃）に
天火ヒータ２３０°Ｃを設けた中を通すものとする。

（イ）プリンが蒸し機内で吸収する熱量ＱＱ＝Ｇｐ 、
ｃｐ （ｔ２−ｔｌ）＝旧０２；Ｘｏ、８ （８８−
３８）−＝４．０８ Ｋｃ ａｌ Ｇｐニブリンの重量 （ロ）Ｑの中、プリンの上面のみから吸収する熱量（Ｑ
上面っけ、 上面の面積 ０．００１９６ Ｑ上面＝、Ｑ Ｘ −−４，０゛８ ×−総表面積
０．０１１７８ ＝ ０．６７９ Ｋｃａｌ ←→ 蒸し機内でプリン上面に発生する水滴量Ｗは蒸気
の蒸発潜熱（凝結潜熱）ｒ＝５３８．８Ｋｃａｌ／Ｋｇ
であるから、 Ｑ上面 ０．６７９ Ｗ＝ −−−＝ Ｏ，ＯＯ１２６にり ｒ ５３８．８ となる。

今これを取り除こうとするわけであるから、取り除くに
要する熱量はＱ上面＝０．６７９Ｋｃａｌである。

（勾 １２０℃空気の熱伝達係数（ａ） （ホ） ２３０°Ｃヒータの輻射熱伝達係数（ａＲ）（
へ）熱伝達率（ω ａ＝ａ ＋ａＲ＝２．３５＋ ５８．９５ ＝６１．３
０ ＫｃａＪｌ／ｒｒ？・ｈ ’Ｃ咋）加熱時間 以上の計算例Ａ・られかるように、蒸しだけの場合（生
蒸気の膜状凝結伝熱）の熱伝達率は５．８００Ｋｃ ａ
ｌ／ｍ’・ｈ・℃程度となり、蒸し焼きの場合（過熱
蒸気の膜状凝結伝熱）の熱伝達率は３５００Ｋｃ ａ
ｌ／ｌｒ？・ｈ・°Ｃ程度となる。

この両者の熱伝達率はオーブン加熱の場合（空気雰囲気
の輻射・対流伝熱）の熱伝達率が２５〜６０Ｋｃａｌ／
／？ｒ？・ｈ・℃程度であるのに比較して非常に太きい
。

したがって、加熱時間も前者が１６分〜１８分程度であ
るのに対して後者は５０分も要することになる。

以上に、詳しく検討して来たのは、加熱と輻射とは、伝
熱特性の面からみただけでも、大きく相違すること、蒸
気雰囲気中では、両者はさらに異なり、概念上も明確に
区別されなければならないことを知るためであり、この
検討により勘や常識的判断で、食品の熱加工はできない
ことが判る。

上記のことがらを食品の熱加工の面から要約すると、食
品の内部までの加熱という面に重点を置くときには、加
熱は、表面の熱伝達量が大きい蒸気雰囲気中でのもので
なければならないが、その雰囲気の温度の制御は、蒸気
温度の制御に頼るのはよくなく、空気雰囲気の温度制御
によるものでなければならない。

表面と表面近くの層の加熱という面に重点を置くときは
、表面の熱伝達量が小さい雰囲気中でのものでなければ
ならないから、雰囲気は蒸気でなく空気とすべきである
が、このときの雰囲気の温度の制御は、輻射熱によって
は不可能であることと（輻射熱にとって空気は透明）輻
射熱と空気とでは食品に対する吸収量が異なることとか
ら、非定常伝熱を要する食品加工では特に、輻射伝熱と
空気伝熱（対流伝熱）との両方を独立的に制御するもの
でなければならない。

さらに、内部加熱と表面加熱との中間領域での連続的な
制御のためには、３つの伝熱特性を組み合わせ、かつ、
個々の伝熱特性を独立に利用しなければならない。

従って、非線型、非定常伝熱にあっては、輻射伝熱、対
流伝熱、蒸気伝熱の３つの因子を独立に制御するという
基本的要請を必要とするが、本発明はさらに、上記３つ
のものの組合せを変えるとともに（全部で７通り）、そ
の組合せのものをさらに組合わせるという組合わせによ
る加熱をも可能とすることによって、食品加熱の多様体
としての性格を与えようとするものである。

以下、図面に示す概念構成図を参照して本発明を具体的
に詳しく説明すると、第１４図は、輻射熱源、対流熱源
、蒸気源（蒸気も熱源となりつるので、以下、蒸気熱源
という）の３つの熱源の配置構成の基本形を示す。

この図で、１は保温壁で、天井壁の下面には輻射熱反射
のための反射板２が張られている。

３は輻射熱源で、３５０°程度の循環油が通された油管
でもよいが、輻射熱源はその温度制御範囲の輻が大きく
とられる必要から、電熱ヒータが好ましく、構成が簡単
、衛生的、安全である。

４は対流熱源で、空気熱対流を起こさせるもので、即ち
、加熱室内の加熱雰囲気温度を制御するためのものであ
る。

これは、被加工食品の下方に原則として置かれ、従って
、食品の一部が落ち、また、食品から液滴が落下してき
て、発煙の源となる恐れがあるため、高温で伝熱面積が
小さいもの（たとえば、上述の輻射熱源として用いる電
熱ヒータ）よりも、低温で伝熱面積が大きいものが用い
られる必要がある。

そのようなものとして、エロフィン・ヒータが最適であ
る。

また、室温制御の容易さの面から、蒸気エロフィン・ヒ
ータが特にすぐれている。

これは熱費用節減のためにも有効である。

５は、蒸気熱源のための生蒸気が通されたパイプで、蒸
気噴射孔がところどころに設けられている。

これら３つのものは、室内での空間的な配置にも留意さ
れている。

大気圧の蒸気と同温度の空気は、そのときの蒸気よりも
重いので、蒸気噴射孔は、最も低い位置に設けられる。

電熱ヒータは最上部に設けられるのが原則である。

蒸気エロフィン・ヒータ４は、これで噴射蒸気である生
蒸気を過熱するものであるから、蒸気噴射孔より上方に
置かれる。

なお、６はこの上に食品を載せる受は部材、７は食品で
ある。

上記３つの熱源の独立制御のため、図中に、Ａ １ ＋
Ａ２．Ａ３ で示すそれぞれの検出要素を設け、それぞ
れに独自の制御要素Ｂ１ 、Ｂ２ 、Ｂ３が設けられる
。

制御は、たとえば、その要素Ｂ１．Ｂ２゜Ｂ３のオン・
オフで行なわれる。

Ｂ、ｌ Ｂ２１８３１これらを互いに関連させて作動さ
せるかどうかとは別に、独立した制御能力を有している
。

このような基本構成をモチーフとして内在させながら加
熱の多様体化を図るのに、２通りがある。

１つは、連続式で、他の１つは、バッチ式であるが、本
明細書では連続式のものに限って述べられる。

第１５図は、連続式を表わしている。

複数の焼成室ｒ、ＬＩＩ１．ｌＶが空間的に連続して配
置され、それぞれの室に、上述した基本構成が採用され
ている。

各室は通路で一部が導通しているが、原則的には装置と
して独立したものである。

しかし、概念構成としては、各室の基本構成要素は、互
いに従属的に関係して用いられ、任意の各室から選ばれ
た任意の要素による連続的な加熱が行なわれる。

従ってこの場合、食品は空間的に連続に位置が移動され
なければならないため、受は部材６には、チェイン・コ
ンベア８などの搬送装置が用いられる。

この連続式のものは、一種類のみの食品に適用するので
はなく、何種類かの食品をチェイン・コンベア上に載せ
、各室で各種類の食品にあわせて、各室の基本構成の加
熱要素がその都度に組み換えられて適用される。

次に実症例を示すと、１室の３熱要素源が３つとも同時
に用いられることのほかに、 上表の態様のように、各室の熱要素源を他の室の熱要素
源との組合せ関連で用いることができ、いろいろの製品
に適用でき、連続的に同一種類の食品を、あるときは同
時的に異種食品を流して、効率よい加工を行なうことが
できる。

以上の通り、本発明は、食品の熱加工の多様化を図り、
嗜好性、保存性の両面からの消費者の希望、流通市場の
革新に応じることができるとともに、最適制御によって
省エネルギーの節減という今日的要請にも応することが
でき、−石二鳥の効果がある。

【図面の簡単な説明】

第１図〜第１３図は、伝熱理論による特性線図、第１４
図は本発明の基本となる構成概念を示す断面図、第１５
図は、第１番目の本発明である連続式蓋じ焼き装置の断
面図である。 １・・・保温壁、２・・・反射板、３・・・輻射熱源、
４・・・対流熱源、５・・・蒸気熱源、６・・・受は部
材、７・・・食品、８・・・チェインコンベア、Ａ１．
Ａ２．Ａ３・・・検出要素、Ｂ１ 、Ｂ２ 、Ｂ３・・
・制御要素。

Claims (1)

【特許請求の範囲】
1. １ 蒸気熱源、空気対流熱源、輻射熱源の３つの要素熱
   源から成り、独自にこれら３つの要素熱源が制御される
   基本構成熱源が、１つの焼成室のために設けられ、この
   焼成室が複数室空間的に並べられて設けられ、各基本構
   成熱源の３つの要素熱源がそれぞれの焼成室にあって組
   み合わされて用いられ、複数室に食品が連続的に通され
   ることを特徴とする、連続式食品の焼成法。