根据现场场地布置，并结合参考了化工设备标准反应釜尺寸，选取其内径Di1=Φ1800mm,按充装系数0.85 计算， 实际容积为V=6/0.85=7.05m3。造成反应釜腐蚀的根源可归结为一点,即物料中含有一定量的Cl-,特别是含有HCl。按GB/T25198-2010《压力容器封头》选取椭圆形封头，查其容积V=0.827m3 ， 形状系数K=1 。则筒体高度为：h=(7.05-0.827x2)/ (πx0.92)=2.12m。夹套选取Di2=Φ2000mm。通过用户提供的工况，在参照GB150-1998《钢制压力容器》确定釜体内设计压力位工作压力的1.1 倍，即设计压力Pc1 为0.2x1.1=0.22MPa 设计温度依据夹套选取了t1=164℃，夹套依据用户使用过程中的蒸汽的温度查阅在相应温度下的饱和蒸汽压为0.6 MPa，故我选取了夹套设计压力为Pc2=0.6MPa，设计温度为t2=164℃,焊接接头系数Φ取0.85。

由于用户单位提供的介质具有腐蚀性，通过与用户沟通介质的腐蚀性及对材质的焊接性的把握， 选取了釜体结构采用00Cr17Ni14Mo2，厚度负偏差C2=0.8mm，腐蚀余量C1=0mm。在设计的过程中从某造漆厂了解到,在高温及温变较大的情况下,不锈钢半圆蛇管与釜壁因温差应力有焊点开焊的现象,因此,我们从加工制造角度和安全性考虑,采用了导流板结构。通过查询GB150-1998《钢制压力容器》中材料的设计温度下许用应力与其试验温度许用应力通过插值法可以算00Cr17Ni14Mo2 材质试验温度许用应力[σ]=118MPa，设计温度许用应力 [σ]t=114.48MPa，试验温度下屈服点 σs=177 MPa，夹套采用Q235-B 材质，厚度负偏差C2 =0.8mm，腐蚀余量C1=1mm。其试验温度许用应力 [σ]=113MPa，设计温度许用应力[σ]t=110.76 MPa，试验温度下屈服点σs =235MPa。

针对传统化工反应釜容器内部的物料加热温度恒定控制不准确问题，通过将温度计设置在罐体容器的内壁底部，与导线进行连接，以在温度显示器上进行更加直观、准确的显示，并将温度显示器在夹套侧壁上进行固定，来更加方便的进行温度监控与调节管理，确保其化工反应中温度升高与变化适宜。***Pa(压力)蒸汽的热烩约为8000U(1900keal):1耐温度160℃导热油的热烩约为251ooU(60000keal)。此外，对传统化工反应釜作业中，其容器反应腔内空间较大，但容器口较小，导致对反应釜的清洗难度较高，容易发生残余杂质堆积，影响反应效果的问题，通过将包含进水管以及喷淋盘、加压泵等的清洗装置在容器罐体上盖设置安装，同时在进水管中进行加压泵设置，对喷淋盘侧壁与底面进行喷嘴设置，以在加压泵的加压引水作用下，由喷淋盘表面喷嘴喷出，以对容器壁进行清洗，确保其清洗效果，减少对反应釜反应作业的不利影响。总之，对反应釜结构的优化改进，能够有效满足其结构在反应作业中的有关需求，进而确保其反应作业的质量和效果，确保其生产应用安全性，具有十分积极的作用和意义。

双相不锈钢反应釜的结构设计与其他材料的反应釜基本相同, 这里就不在详述。但对于油加热反应釜来说,结构型式选择的要点在于是否适应加热介质(导热油)的特性。焊接接头设计　双相不锈钢的接头设计必须有助于完全焊透并避免在凝固的焊缝金属中存在未熔合的母材。切削加工而不采用砂轮打磨坡口, 以使焊接区厚度或间隙均匀。必须打磨时, 应特别注意坡口及其配合的均匀性。为了保证彻底熔化和焊透, 应当去掉任何打磨毛刺。

一般而言, 能保证焊缝完全焊透且将烧穿的***减到, 则设计就可以说是合理的。对间歇式反应釜来说,工艺需热量按需热阶段计算,但这不能作为终的热负荷。冷热加工　虽然双相不锈钢可以进行热加工, 但其允许的温度范围比较窄, 且容易产生碳化物和氮化物的析出, 改变金相***, 使其耐腐蚀性能大大下降。因此, 双相不锈钢在热加工后, 再进行固溶处理。本设计采用冷加工工艺, 很多制造实践表明:双相不锈钢冷作硬化现象明显, 在工艺过程中应尽量减少变形次数, 减少工序量, 且要缩短工序衔接时间。

从反应釜控制的实际来说，其具有非线性和延迟性特点，复杂性很强，增加了温度控制的难度。特性分析如下：

①从化学反应的实际来说，供热系统会产生很多的变化，变化过程极易受外界环境因素的影响，而且化学反应过程变化趋势具有差异性，所以使得反应釜成为非线性系统，温度控制的难度增加。

②化工生产中的反应釜不仅体积大，而且热容量很大，实际运行中随时会产生吸热反应与放热反应，所以进行采集时会增加过程时间。

③反应釜内发生聚合反应时，生产用的化工原料也会发生变化，引发过程与物质变化，产生系列反应，比如吸热反应和放热反应等，生产的复杂性较强。