⚙️ Operaciones unitarias

1. En ingeniería química, una operación unitaria se distingue de una operación o reacción unitaria porque en la primera ocurre principalmente:

1. Una transformación química que modifica la composición molecular de la mezcla
2. Un cambio físico, como la transferencia de masa, calor o cantidad de movimiento
3. Una reacción catalítica que altera la estructura electrónica de los reactivos
4. Un cambio en el estado de oxidación de los elementos de la mezcla

La operación unitaria involucra un cambio físico (masa, calor o cantidad de movimiento), a diferencia de la reacción unitaria, donde ocurre una transformación química. (McCabe, Smith y Harriott, 'Operaciones Unitarias en Ingeniería Química', cap. 1)

2. De acuerdo con la ley de Raoult, en una solución líquida ideal, la presión parcial de un componente en el vapor en equilibrio es:

1. Proporcional a su fracción mol en el vapor e inversamente proporcional a la presión total
2. Igual a la constante de Henry multiplicada por su fracción mol en el líquido
3. Proporcional a su fracción mol en el líquido y a su presión de vapor puro a esa temperatura
4. Proporcional al cuadrado de su fracción mol en el líquido y a la presión total del sistema

La ley de Raoult establece p_A = x_A·P°_A, base del equilibrio líquido-vapor ideal en destilación; la constante de Henry corresponde en cambio al equilibrio de gases diluidos en absorción. (Smith, Van Ness y Abbott, 'Introducción a la Termodinámica en Ingeniería Química', cap. de equilibrio líquido-vapor)

3. Si la volatilidad relativa alfa_AB entre dos componentes de una mezcla líquida es igual a 1, esto significa que:

1. Los componentes no pueden separarse mediante destilación ordinaria porque tienen la misma volatilidad
2. Los componentes se separan con facilidad porque sus presiones de vapor puras son muy distintas
3. La mezcla forma un azeótropo de mínimo punto de ebullición en toda su composición
4. El componente más volátil pasa en su mayoría al destilado desde la primera etapa

Cuando alfa=1, ambos componentes tienen igual tendencia a vaporizarse (y_A/x_A = y_B/x_B), por lo que la destilación ordinaria no los separa, sin importar el número de etapas. (Treybal, 'Operaciones de Transferencia de Masa', cap. 9)

4. Un ingeniero debe separar una mezcla líquida binaria cuyos componentes presentan presiones de vapor muy diferentes a la temperatura de proceso, no forman azeótropo y no son termosensibles. ¿Qué operación unitaria de separación es la más adecuada como primera opción?

1. Absorción de gases, porque la ley de Henry describe mejor el equilibrio entre las fases líquida y vapor
2. Extracción líquido-líquido, porque el coeficiente de reparto es más sensible que la volatilidad relativa
3. Adsorción sobre un sólido, porque la afinidad superficial es independiente de la temperatura de proceso
4. Destilación, porque la diferencia de volatilidad relativa permite separar por diferencias en presión de vapor

Con alta volatilidad relativa y sin azeótropo ni termosensibilidad, la destilación es la operación preferida por diferencias en presión de vapor; la absorción aplica a gases diluidos y la extracción se reserva para puntos de ebullición cercanos o azeótropos. (Seader, Henley y Roper, 'Separation Process Principles'; Treybal, cap. 9)

5. En una columna de destilación operada a reflujo total, la composición de destilado es x_D = 0.95 y la de fondos x_W = 0.05 (fracción mol del componente más volátil), con volatilidad relativa promedio alfa = 2.5. Aplicando la ecuación de Fenske, el número mínimo de etapas teóricas es aproximadamente:

1. 3 etapas teóricas
2. 6 etapas teóricas
3. 9 etapas teóricas
4. 15 etapas teóricas

Nmin = ln[(0.95/0.05)×(0.95/0.05)] / ln(2.5) = ln(361)/ln(2.5) ≈ 6.4 etapas; omitir el término de fondos da ≈3, mezclar bases logarítmicas da ≈15, y usar un valor incorrecto de alfa (2 en lugar de 2.5) da ≈9. (Seader y Henley, 'Separation Process Principles' (ecuación de Fenske); Treybal, cap. 9)

6. Durante el diseño de una columna de fraccionamiento, el ingeniero calcula la relación de reflujo mínima (R_min) mediante el método de McCabe-Thiele. ¿Qué ocurre si la columna se opera exactamente a esa relación de reflujo mínima?

1. Se logra la separación especificada con el menor número posible de etapas teóricas
2. El consumo de vapor en el rehervidor se vuelve máximo porque todo el condensado se retorna como reflujo a la columna
3. Se requeriría un número infinito de etapas teóricas para lograr la separación especificada
4. El número de etapas teóricas se reduce a la mitad respecto al reflujo total

A R_min la línea de operación toca la curva de equilibrio (pinch), por lo que se necesitarían infinitas etapas; el mínimo número de etapas se obtiene a reflujo total, condición distinta en la que todo el condensado se retorna y el consumo de vapor es máximo. (McCabe, Smith y Harriott (método McCabe-Thiele); Treybal, cap. 9)

7. En una columna de destilación empacada, la altura equivalente a un plato teórico (HETP) se utiliza para:

1. Convertir el número de etapas teóricas requeridas en la altura física de empaque necesaria
2. Determinar el número de etapas teóricas necesarias para lograr una separación específica
3. Determinar la caída de presión total que produce el empaque a lo largo de la columna
4. Estimar la volatilidad relativa promedio entre los componentes de la mezcla

La altura de empaque se obtiene como Z = HETP × N, usando un N ya determinado por el equilibrio; la HETP no calcula el número de etapas ni describe caída de presión o volatilidad. (Treybal, 'Operaciones de Transferencia de Masa', cap. 6)

8. En el diseño de columnas de absorción o destilación con empaque, la altura de la sección de transferencia de masa se expresa como el producto de:

1. El número de etapas teóricas (N) por la relación de reflujo de operación (R)
2. El diámetro de la columna por la velocidad superficial del vapor ascendente
3. El coeficiente de transferencia de masa global por el área interfacial total del empaque
4. La altura de una unidad de transferencia (HTU) por el número de unidades de transferencia (NTU)

La altura de empaque también puede calcularse como Z = HTU × NTU, un enfoque equivalente al de HETP × N para columnas empacadas. (Treybal, cap. 8; Geankoplis, cap. 10)

9. En la destilación por arrastre de vapor, la mezcla de un compuesto orgánico inmiscible en agua hierve a una temperatura inferior a 100°C a presión atmosférica principalmente porque:

1. El vapor de agua reacciona químicamente con el compuesto orgánico y reduce su punto de ebullición real
2. La presión total del sistema es la suma de las presiones parciales del agua y del compuesto orgánico, alcanzando la presión atmosférica antes de que cualquiera hierva por separado
3. El compuesto orgánico forma con el agua una solución ideal que sigue la ley de Raoult
4. La presión de vapor del compuesto orgánico aumenta de forma permanente al mezclarse con agua líquida

En sistemas inmiscibles, cada componente ejerce su propia presión de vapor como si estuviera puro, y la suma de ambas iguala la presión atmosférica a una temperatura menor que el punto de ebullición de cualquiera por separado, lo que permite destilar compuestos termosensibles. (Treybal, 'Operaciones de Transferencia de Masa', cap. 9 (destilación por arrastre de vapor))

10. Se requiere extraer un aceite esencial contenido en tejido vegetal; el compuesto de interés se descompone a temperaturas cercanas a su punto de ebullición normal, pero es prácticamente insoluble en agua. ¿Qué técnica de destilación es la más adecuada para esta separación?

1. Destilación simple, porque basta una sola etapa de equilibrio para separar componentes tan volátiles
2. Destilación fraccionada con alto reflujo, porque maximiza el número de etapas de equilibrio
3. Destilación por arrastre de vapor, porque permite vaporizar el compuesto a una temperatura menor que su punto de ebullición puro
4. Destilación al vacío sin adición de vapor, porque reduce la temperatura de proceso sin requerir agua

La destilación por arrastre de vapor es el criterio de selección adecuado para compuestos termosensibles e inmiscibles en agua, pues los vaporiza por debajo de su punto de ebullición normal; la destilación al vacío es una alternativa distinta que no usa vapor de arrastre. (Treybal, 'Operaciones de Transferencia de Masa', cap. 9)

11. La diferencia fundamental entre la destilación simple y la destilación fraccionada es que la destilación fraccionada:

1. Incorpora una columna con múltiples etapas de equilibrio y reflujo, lo que permite una separación más pura que en una sola etapa
2. Se aplica a mezclas de tres o más componentes, mientras que la destilación simple separa mezclas binarias
3. Requiere presión reducida en el rehervidor, mientras que la destilación simple opera a presión atmosférica
4. Sustituye el intercambio de calor por convección con transferencia de masa por difusión molecular

La destilación simple equivale a una sola etapa de equilibrio sin reflujo, mientras que la fraccionada usa una columna con varias etapas y retorno de reflujo, logrando mayor pureza de separación. (McCabe, Smith y Harriott / Treybal, cap. 9)

12. Al seleccionar la destilación como operación de separación para una mezcla líquida, todos los siguientes factores son criterios válidos para justificar esa elección, EXCEPTO:

1. Que la volatilidad relativa entre los componentes sea suficientemente distinta de 1 a la temperatura de operación
2. Que los componentes no formen un azeótropo que limite la pureza alcanzable por etapas de equilibrio
3. Que ninguno de los componentes se descomponga térmicamente a la temperatura de ebullición requerida
4. Que el soluto de interés tenga una alta afinidad de adsorción con un sólido poroso disponible en planta

La afinidad de adsorción sobre un sólido es el criterio que justifica elegir adsorción, no destilación; la volatilidad distinta de 1, la ausencia de azeótropo limitante y la estabilidad térmica sí son criterios propios de la destilación. (Seader, Henley y Roper, 'Separation Process Principles'; Perry's Chemical Engineers' Handbook, sec. 'Overview of Separation Processes')

13. Una mezcla líquida contiene dos componentes con puntos de ebullición normales separados por menos de 2°C y forma un azeótropo de mínimo punto de ebullición cerca de la composición equimolar. ¿Cuál es la estrategia de separación más consistente con los criterios de selección de operaciones unitarias?

1. Aumentar el número de etapas teóricas de la columna de destilación fraccionada hasta superar la composición azeotrópica
2. Sustituir la destilación ordinaria por una operación basada en otra propiedad, como la extracción líquido-líquido con un disolvente selectivo
3. Elevar la relación de reflujo por encima del reflujo total para forzar la separación más allá del azeótropo
4. Sustituir el rehervidor por uno de mayor capacidad térmica para incrementar la volatilidad relativa efectiva

Cuando existe un azeótropo y los puntos de ebullición son muy cercanos, aumentar etapas o reflujo no supera la restricción termodinámica del azeótropo; el criterio correcto es cambiar de propiedad diferenciadora, por ejemplo mediante extracción líquido-líquido con un disolvente selectivo. (Treybal, 'Operaciones de Transferencia de Masa', cap. 10; Seader, Henley y Roper, 'Separation Process Principles')

14. La propiedad física diferenciadora que determina si conviene elegir destilación en lugar de cristalización para separar los componentes de una mezcla líquida es:

1. La diferencia de tamaño de partícula entre los componentes, frente a la diferencia de densidad de la mezcla
2. La diferencia de afinidad superficial entre los componentes, frente a la diferencia de peso molecular
3. La diferencia de volatilidad o presión de vapor entre los componentes, frente a la diferencia de solubilidad con la temperatura
4. La diferencia de conductividad eléctrica entre los componentes, frente a la diferencia de viscosidad

La destilación se basa en diferencias de volatilidad/presión de vapor, mientras que la cristalización explota diferencias de solubilidad con la temperatura; tamaño de partícula, afinidad superficial y conductividad eléctrica no distinguen estas dos operaciones. (Seader, Henley y Roper, 'Separation Process Principles'; Perry's Chemical Engineers' Handbook)

15. La primera ley de Fick de la difusión molecular establece que el flux molar difusivo de un componente A es:

1. Proporcional al gradiente de concentración de A y de sentido opuesto a dicho gradiente
2. Proporcional al gradiente de temperatura del sistema y de sentido opuesto a dicho gradiente
3. Proporcional al cuadrado del gradiente de concentración de A en la misma dirección del gradiente
4. Inversamente proporcional al coeficiente de difusividad D_AB del componente A en el medio

La ley de Fick, J_Az = -D_AB(dc_A/dz), indica que el flux difusivo es proporcional al gradiente de concentración y opuesto a él; el gradiente de temperatura corresponde a la ley de Fourier, no a la de Fick. (Geankoplis, 'Procesos de Transporte y Operaciones Unitarias', cap. 6)

16. Según la ley de Fourier, el flux de calor por conducción a través de un sólido es proporcional a:

1. El área superficial de contacto, sin depender de las propiedades térmicas del material
2. La diferencia de temperatura entre el sólido y el fluido que lo rodea, multiplicada por el coeficiente convectivo
3. El gradiente de concentración del componente que difunde a través del sólido
4. El gradiente de temperatura, con signo opuesto a este y multiplicado por la conductividad térmica del material

La ley de Fourier, q/A=-k(dT/dx), relaciona el flux de calor conductivo con el gradiente de temperatura y la conductividad térmica k; la opción con el coeficiente convectivo describe la convección, no la conducción. (Incropera, 'Fundamentos de Transferencia de Calor y de Masa', cap. 2; Geankoplis, cap. 4)

17. La ley de enfriamiento de Newton para la transferencia de calor por convección expresa la rapidez de transferencia de calor como:

1. El producto de la conductividad térmica del fluido y el gradiente de temperatura dentro de la capa límite
2. El producto del coeficiente convectivo, el área de transferencia y la diferencia entre la temperatura de la superficie y la del fluido
3. El producto del coeficiente de difusividad másica y el gradiente de concentración en la interfase
4. El cociente entre la diferencia de temperatura y la resistencia térmica del material sólido

q = h·A·(T_s - T_infinito) es la ley de enfriamiento de Newton, donde h es el coeficiente convectivo de película; la conductividad térmica y el gradiente corresponden a la conducción (ley de Fourier). (Incropera, 'Fundamentos de Transferencia de Calor y de Masa', cap. 1)

18. Una superficie metálica de 2 m² se mantiene a 80°C y está expuesta a un fluido a 20°C, con un coeficiente convectivo de película h = 25 W/(m²·K). Aplicando la ley de enfriamiento de Newton, la rapidez de transferencia de calor por convección es aproximadamente:

1. 1500 W
2. 750 W
3. 3000 W
4. 6000 W

q = h·A·ΔT = 25×2×60 = 3000 W; omitir el área da 1500 W, dividir por el área en lugar de multiplicar da 750 W, y duplicar el área por error da 6000 W. (Incropera, cap. 1 (ley de enfriamiento de Newton))

19. A través de una película líquida en reposo de 2 mm de espesor, el coeficiente de difusividad del soluto A es D_AB = 1×10⁻⁹ m²/s y la diferencia de concentración entre ambos lados de la película es de 4×10⁻³ kmol/m³. Suponiendo un perfil lineal de concentración, el flux molar difusivo de A, según la primera ley de Fick, es aproximadamente:

1. 2×10⁻⁹ kmol/(m²·s)
2. 2×10⁻¹² kmol/(m²·s)
3. 5×10⁻¹⁰ kmol/(m²·s)
4. 2 kmol/(m²·s)

J_Az = D_AB·(ΔC/espesor) = (1×10⁻⁹)(4×10⁻³/2×10⁻³) = 2×10⁻⁹ kmol/(m²·s); no convertir el espesor de mm a m, invertir el cociente, u omitir D_AB producen los valores erróneos. (Geankoplis, 'Procesos de Transporte y Operaciones Unitarias', cap. 6)

20. Por una tubería de 5 cm de diámetro interno fluye agua líquida (densidad 1000 kg/m³, viscosidad 1×10⁻³ Pa·s) a una velocidad promedio de 0.02 m/s. Con base en el número de Reynolds, el régimen de flujo dentro de la tubería es:

1. Turbulento, porque el número de Reynolds calculado es de aproximadamente 2000, muy cercano al límite superior del régimen laminar
2. Turbulento, porque el número de Reynolds calculado es de aproximadamente 10 000, mayor a 4000
3. Transición, porque el número de Reynolds calculado es de aproximadamente 3000, dentro de la zona de transición entre 2100 y 4000
4. Laminar, porque el número de Reynolds calculado es de aproximadamente 1000, menor a 2100

Re = D·v·ρ/μ = (0.05)(0.02)(1000)/0.001 = 1000, menor a 2100, por lo que el flujo es laminar; errores de cálculo o de conversión de unidades pueden llevar a estimar erróneamente un Re cercano a 2000, 3000 o 10 000, y a concluir un régimen distinto al real. (Geankoplis, 'Procesos de Transporte y Operaciones Unitarias', cap. 2)

21. El número de Reynolds utilizado para caracterizar el régimen de flujo en una tubería representa físicamente la relación entre:

1. Las fuerzas gravitacionales y las fuerzas de tensión superficial del fluido
2. Las fuerzas inerciales y las fuerzas viscosas del fluido en movimiento
3. La transferencia de calor por convección y la transferencia de calor por conducción
4. La difusividad térmica y la difusividad másica del fluido en movimiento

Re = D·v·ρ/μ compara las fuerzas inerciales con las viscosas; valores bajos favorecen el régimen laminar y valores altos el turbulento. (Geankoplis, 'Procesos de Transporte y Operaciones Unitarias', cap. 2)

22. En la transferencia de masa por convección, el número de Sherwood cumple un papel análogo al que desempeña, en la transferencia de calor por convección, el número de:

1. Prandtl, mientras que el número de Schmidt es análogo al número de Nusselt
2. Reynolds, mientras que el número de Grashof es análogo al número de Biot
3. Nusselt, mientras que el número de Schmidt es análogo al número de Prandtl
4. Biot, mientras que el número de Schmidt es análogo al número de Reynolds

Sh = k_c·L/D_AB es el análogo del número de Nusselt, y Sc = mu/(rho·D_AB) es el análogo del número de Prandtl; esta correspondencia permite aplicar analogías de transporte entre calor y masa. (Geankoplis, cap. 7; Bird, Stewart y Lightfoot, 'Fenómenos de Transporte')

23. Las leyes de Fick y de Fourier son formalmente análogas porque ambas describen un flux proporcional a un gradiente cambiado de signo; la diferencia esencial entre ambas es que:

1. La ley de Fick describe el transporte de masa por un gradiente de concentración, mientras que la de Fourier describe el transporte de calor por un gradiente de temperatura
2. La ley de Fick aplica solo a gases ideales, mientras que la de Fourier aplica exclusivamente a líquidos incompresibles
3. La ley de Fick requiere régimen turbulento para ser válida, mientras que la de Fourier solo aplica en régimen laminar
4. La ley de Fick describe transporte convectivo, mientras que la de Fourier describe exclusivamente transporte por radiación

Ambas leyes comparten la misma forma matemática (flux = -coeficiente × gradiente), pero la de Fick describe difusión molecular de masa y la de Fourier, conducción de calor; ninguna se restringe a un régimen de flujo particular ni a radiación o convección. (Geankoplis, cap. 4 y 6; Incropera, cap. 2)

24. Respecto a los regímenes de flujo dentro de tuberías descritos mediante el número de Reynolds, todas las siguientes afirmaciones son correctas, EXCEPTO:

1. Para Re menor a 2100 el flujo se considera laminar en tuberías circulares
2. Para Re mayor a 4000 el flujo se considera turbulento en tuberías circulares
3. Entre Re = 2100 y Re = 4000 existe una zona de transición en la que el régimen no está claramente definido
4. Un número de Reynolds de 3000 corresponde inequívocamente a régimen turbulento completamente desarrollado

Re=3000 cae en la zona de transición (entre 2100 y 4000), donde el régimen no está inequívocamente definido como turbulento; los límites de 2100 para laminar y 4000 para turbulento sí son correctos. (Geankoplis, 'Procesos de Transporte y Operaciones Unitarias', cap. 2)

25. En un evaporador de simple efecto se concentra una disolución acuosa de un soluto no volátil. Un ingeniero necesita estimar la temperatura de ebullición de la disolución a una presión dada, sabiendo que esta es mayor que la del agua pura a la misma presión. ¿Qué herramienta gráfica permite estimar esa elevación del punto de ebullición a partir de datos empíricos?

1. El diagrama de McCabe-Thiele, que relaciona la composición del vapor con la del líquido en equilibrio
2. La regla de Dühring, que relaciona la temperatura de ebullición de la disolución con la del disolvente puro a la misma presión
3. El diagrama de Moody, que relaciona el factor de fricción con el número de Reynolds en tuberías
4. La carta psicrométrica, que relaciona la humedad del aire con su temperatura de bulbo seco

La regla de Dühring es la herramienta gráfica empírica que permite estimar la elevación del punto de ebullición de una disolución respecto al disolvente puro; el diagrama de McCabe-Thiele se usa en destilación, el de Moody en flujo en tuberías y la carta psicrométrica en humidificación. (Geankoplis, 'Procesos de Transporte y Operaciones Unitarias', cap. 8 (evaporación); McCabe, cap. de evaporación)

26. En una extracción líquido-líquido en equilibrio, el coeficiente de distribución (o de reparto) K de un soluto entre las dos fases se define como:

1. La razón entre el caudal de disolvente y el caudal de alimentación
2. La razón entre la concentración del soluto en el extracto y en el refinado, en equilibrio
3. La razón entre la presión de vapor del soluto puro y la presión total del sistema
4. La razón entre el número de etapas teóricas y el número de etapas reales

El coeficiente de reparto se define como K = y/x, es decir, la razón entre la concentración del soluto en el extracto (y) y en el refinado (x) en el equilibrio. (Treybal, 'Operaciones de Transferencia de Masa', cap. 10 (extracción líquido-líquido); Perry's Chemical Engineers' Handbook, sec. de extracción líquido-líquido)

27. Un ingeniero de proceso debe separar dos componentes cuyos puntos de ebullición difieren en menos de 2 °C y que forman un azeótropo a presión atmosférica. ¿Qué operación unitaria de separación resulta más adecuada?

1. Destilación simple a presión atmosférica, incrementando el reflujo hasta lograr la separación deseada
2. Destilación al vacío, sin adición de un disolvente adicional al sistema
3. Extracción líquido-líquido, empleando un disolvente selectivo distinto de los componentes originales
4. Evaporación de múltiple efecto, concentrando la mezcla hasta su punto de ebullición

Cuando la destilación es impráctica por puntos de ebullición muy cercanos o por formación de azeótropos, se recurre a la extracción líquido-líquido con un disolvente selectivo. (Treybal, 'Operaciones de Transferencia de Masa', cap. 10 (extracción líquido-líquido))

28. En un ensayo de extracción líquido-líquido en equilibrio, la concentración del soluto A en la fase extracto es de 6.0 g/L y en la fase refinado es de 1.5 g/L. ¿Cuál es el valor del coeficiente de reparto K de A entre ambas fases?

1. 0.25
2. 9.0
3. 4.0
4. 7.5

K = y/x = 6.0/1.5 = 4.0; invertir la razón (0.25) o sumar/multiplicar las concentraciones en vez de dividirlas son errores típicos. (Treybal, 'Operaciones de Transferencia de Masa', cap. 10 (K = y/x))

29. Al seleccionar un disolvente para extraer un soluto de una corriente acuosa, se prueban dos disolventes bajo las mismas condiciones: el disolvente 1 produce K = 3.5 y el disolvente 2 produce K = 8.2. Si el criterio principal es maximizar la capacidad de extracción del soluto, ¿qué disolvente debe preferirse?

1. El disolvente 1, porque un coeficiente de reparto menor favorece la transferencia del soluto hacia el refinado
2. El disolvente 2, porque un coeficiente de reparto mayor indica mayor afinidad del soluto por la fase extracto
3. Cualquiera de los dos disolventes, porque el coeficiente de reparto no influye en la capacidad de extracción
4. El disolvente 2, porque un coeficiente de reparto mayor indica menor solubilidad del soluto en el extracto

Un K mayor significa que el soluto se reparte preferentemente hacia el extracto en el equilibrio, favoreciendo su recuperación. (Treybal, 'Operaciones de Transferencia de Masa', cap. 10 (extracción líquido-líquido))

30. En extracción líquido-líquido, la selectividad beta de un disolvente para separar dos solutos A y B se define de manera análoga a la volatilidad relativa en destilación. ¿Cómo se calcula?

1. beta = K_A + K_B, la suma de los coeficientes de reparto de ambos solutos
2. beta = 1/(K_A × K_B), el inverso del producto de ambos coeficientes de reparto
3. beta = (K_A - K_B)/K_B, la diferencia relativa entre ambos coeficientes de reparto
4. beta = K_A/K_B, la razón entre los coeficientes de reparto de los solutos A y B

La selectividad se define como beta = K_A/K_B, en analogía directa con la volatilidad relativa alfa_AB usada en destilación. (Treybal, 'Operaciones de Transferencia de Masa', cap. 10 (selectividad en extracción); analogía con la volatilidad relativa, cap. 9)

31. ¿Por qué se recurre a la extracción líquido-líquido, y no a la destilación, para separar sustancias termosensibles como ciertos compuestos bioquímicos?

1. Porque la extracción opera generalmente a temperatura ambiente, evitando la degradación térmica del producto
2. Porque la extracción siempre consume menos energía eléctrica que cualquier proceso de destilación
3. Porque la extracción elimina por completo la necesidad de equipos adicionales de separación
4. Porque la extracción incrementa la volatilidad relativa de los componentes térmicamente sensibles

La extracción líquido-líquido se realiza normalmente cerca de temperatura ambiente, lo que evita la descomposición térmica de compuestos sensibles al calor, a diferencia de la destilación. (Treybal, 'Operaciones de Transferencia de Masa', cap. 10 (extracción líquido-líquido))

32. En una torre de extracción líquido-líquido, la fase rica en disolvente que contiene la mayor parte del soluto extraído se denomina ____, mientras que la fase remanente empobrecida en soluto se denomina ____.

1. Refinado; extracto
2. Destilado; fondos
3. Extracto; refinado
4. Licor madre; solución madre

La nomenclatura estándar en extracción líquido-líquido designa como extracto a la fase rica en disolvente y soluto, y como refinado a la fase remanente. (Treybal, 'Operaciones de Transferencia de Masa', cap. 10 (nomenclatura de extracción líquido-líquido))

33. Se contacta 1 L de refinado (fase acuosa) que contiene 10 g de soluto A con 1 L de disolvente de extracción, en una sola etapa de equilibrio. Si el coeficiente de reparto es K = 4 (extracto/refinado) y los volúmenes de ambas fases son iguales, ¿qué cantidad de soluto queda en el refinado al alcanzar el equilibrio?

1. 10 g
2. 2 g
3. 5 g
4. 8 g

Con x + 4x = 10 g (balance de materia usando K = y/x = 4), se obtiene x = 2 g/L, es decir, 2 g quedan en el refinado y 8 g pasan al extracto. (Treybal, 'Operaciones de Transferencia de Masa', cap. 10 (balance de materia en extracción de una etapa))

34. En la práctica industrial, ¿qué estrategia se emplea para aumentar el porcentaje de soluto recuperado en una extracción líquido-líquido cuando una sola etapa de equilibrio no es suficiente?

1. Disminuir la cantidad de disolvente empleado en cada etapa de contacto
2. Sustituir el coeficiente de reparto por la volatilidad relativa en los cálculos de diseño
3. Realizar la extracción en varias etapas de equilibrio, en corriente cruzada o a contracorriente
4. Aumentar la presión de vapor del soluto por encima de su punto de ebullición normal

Cuando una etapa no basta para la recuperación deseada, se emplean cascadas de varias etapas de equilibrio, en corriente cruzada o a contracorriente. (Treybal, 'Operaciones de Transferencia de Masa', cap. 10 (extracción en múltiples etapas))

35. De las siguientes características, ¿cuál NO es un criterio deseable al seleccionar un disolvente para una extracción líquido-líquido?

1. Alta miscibilidad del disolvente con la fase refinado, de modo que ambas fases se mezclen
2. Coeficiente de reparto alto para el soluto de interés en las condiciones de operación
3. Baja solubilidad del disolvente de extracción en la fase refinado
4. Facilidad de recuperación posterior del disolvente, por ejemplo mediante destilación

Para que exista extracción líquido-líquido el disolvente debe ser prácticamente inmiscible con el refinado; una alta miscibilidad total elimina la separación en dos fases líquidas. (Treybal, 'Operaciones de Transferencia de Masa', cap. 10 (criterios de selección del disolvente de extracción))