在工程设计中，我们总是想降低安全阀的泄放量，从而来减小安全阀系统的尺寸，包括进出口管线，来降低投资，甚至来降低火炬系统的负荷。降低安全阀泄放量的措施有很多，针对不同的泄放工况其采取的措施也会有所不同。在绝大部分的工艺流程中，都会有控制阀失败（全开）的分析工况，一般的做法都会根据控制阀最终的流量系数（Cv值）来反算安全阀的泄放量，但这种做法需要项目的进度计划做的比较好，控制阀的采购等不影响安全阀系统的设计选型，在进度配合的不是很好的情况下，这种工况下安全阀的泄放量就会按经验估计一个量，不再进行校验反算了。笔者在最近和国外专利商合作的过程中，有一种具有安全功能的孔板和控制阀串联，主要的目的就是为了在控制阀失败（全开）工况下，降低并能控制相应安全阀的泄放量，其保守的计算方法可以在早期就能确定安全阀的泄放量，从而为解决控制阀失败的工况分析提供一条新的思路。本文将着重阐述这种方法的使用以及计算等。
带安全功能的孔板，以下我们简称其为F(Z)孔板，其为一锐角倒角孔板，在本质上和一般的孔板没有区别，主要的区别是在于其需要定期校验并要像其他安全设施一样登记入册，定期维修。
F(Z)孔板和控制阀串联对安全阀的计算主要有两种情况，一种是通过F(Z)孔板的介质直接通过相应的PSV泄放，流程如下：

图1 直接泄放流程

还有一种是间接泄放，即通过F(Z)孔板的介质并不直接从相应的PSV泄放，其作为加热介质（其他作用介质）使其他介质蒸发，从而导致相应的PSV泄放，典型的即为精馏塔再沸器热源上设置此流程来控制“非正常热量输入”工况下的泄放量，流程如下：

图2 间接泄放流程
在实际设计中，F(Z)孔板也可能会在控制阀的上游。
这两种流程其实并没有实质性的区别，其计算过程基本一致，只是在间接泄放的流程中，需要将孔板算的加热介质量再折算成塔内介质的蒸发量，从而计算出相应安全阀的泄放量。
对于F(Z)孔板，由于其在正常操作中也会有降压作用，所以在选择F(Z)孔板时必须考虑到正常工况的操作，即对于F(Z)孔板的设计，必须要满足两种工况的要求：正常工况和泄放工况，满足以上两种工况的孔板，即可认为是合格的孔板。
F(Z)孔板的计算步骤基本如下：
1. 根据正常工况，确定控制阀和孔板总共可以得到的压力降，即控制阀前操作压力和容器最终操作压力之差，DP1。
2. 首先均分步骤1中得到的总压力降DP1,即控制阀和孔板的初始压降均为0.5DP1。
3. 根据正常操作流量和步骤2中所得的压降计算出相应的控制阀和F(Z)孔板，求得相应的孔板孔径d0。
4. 在控制阀失败全开时，保守计算可以认为控制阀全开时压降为0。此时通过孔板的介质量最大。
5. 根据操作要求，分析出在控制阀失败全开时，孔板上游的最大操作压力P1’。
6. 根据P1’和下游容器安全阀的设定压力P3，以及步骤3中所得的孔板孔径d0，即可求出在控制阀失败全开工况下的安全阀的相应泄放量Q1。
7. 如果Q1量偏大，可以回到步骤2，从新分配控制阀和孔板的压降，可多分配些压降在孔板上，使其孔径减小，从而减少最终的泄放量，直到达到可以接受的值。
下面通过两个例子来加以说明。
例一：某容器有一氮气进料线，正常操作时氮气流量为757.5kg/h，进口为F(Z)孔板和流量控制阀串联设置，孔板前压力为21barg,温度为23℃，容器内操作压力为4.0barg，进口管线为DN50（内径为49.25mm），容器的安全阀设定压力为17.7barg，试求在进口流量控制阀失败全开时的安全阀泄放量。
1.由以上的计算步骤，可先由正常工况进行推算，可以知道在正常操作时，F(Z)孔板和下游控制阀的总共压力降为 DP1：21-4=17bar。
2.先取其一半作为孔板的正常操作时的压降，即DP2为17/2=8.5barg，所以正常操作时孔板后的压力为4+8.5=12.5barg。孔板前后压力之比为12.5/21=59.5%，大于发生阻塞流时的压力之比，可知此孔板满足正常操作要求。
3.由孔板入口条件，通过HYSYS进行物料性质模拟，可以知道此时氮气的性质为：粘度为0.0186cp，绝热指数K为1.442，密度为25.25kg/m3。
4.从而求得孔板的孔径为8.64mm。（孔板的计算可参见相关的资料）
5.在控制阀失败全开时，保守计算不考虑其在全开时的压降以及管道压力降，此时得出的泄放量将是最大的。由氮气系统分析得，氮气系统的最大操作压力为25barg，所以在控制阀全开时，孔板前的压力为25barg，孔板后的压力为安全阀的设定压力17.7barg。温度仍为23℃。
6.由此时的孔板入口条件，通过HYSYS进行物料性质模拟，可以得到相应的氮气性质：粘度为0.0186cp，绝热指数K为1.449，密度为29.87kg/m3。
7.从而求得在控制阀全开时通过F(Z)孔板的最大流量为797kg/h。此流量即为在控制阀全开时通过安全阀的最大泄放量。
从本例中可以看出，在实际的孔板设计中，一定要注意孔板在正常情况下是否会出现阻塞流，即孔板后的压力是否会小于孔板前压力的一定值（约55%左右，具体可参见孔板设计规范），如果出现阻塞流，则说明在正常操作时，此孔板是整个系统的瓶颈，介质流量不再受控制阀的调节，系统处于无法调节的状态，正常操作将无法维持。
同时通过本例可以看出，通过F(Z)孔板得出的泄放量是相应安全阀绝对安全的泄放量，并且在基础设计时就可以确定，也不需要知道控制阀的Cv值。而且在后续阶段，即使相应的控制阀由于某种原因更换后，也不会影响到相应系统的安全，即不需要重新进行控制阀失败工况的分析计算，安全阀也不需要更换，很方便系统后续的设计和维护。
下面在举一个间接加热的例子：
例二：某轻烃类精馏塔，安全阀设定压力为10barg，塔顶正常操作压力为6barg，塔顶温度为56℃，塔顶设有一循环水冷凝器和一冷冻水后冷器，塔底设有一热虹吸式再沸器，加热介质为蒸汽，入口管径为DN200，正常操作时蒸汽的压力为36barg，温度为246℃，流量为16861kg/h，蒸汽入口为一流量控制阀和F(Z)孔板串联设计，再沸器蒸汽侧正常操作压力为25.4barg，在最小操作弹性时，蒸汽侧的操作压力为6.6barg，试求取在再沸器加热蒸汽控制阀全开时，此塔顶安全阀的泄放量。其中正常时主冷凝器的负荷为33522840KJ/h,后冷器的负荷为681948KJ/h。
1.同理，根据正常操作时蒸汽侧的操作条件，可以得到蒸汽流量控制阀和F(Z)孔板的总共压力降DP1为：36-25.4=10.6barg。
2.首先取总压力降的一半作为F(Z)孔板的设计压降，即DP2为：10.6/2=5.3bar，所以孔板前的压力为：36-5.3=30.7barg，通过HYSYS进行蒸汽的绝热降压模拟，可以得到在30.7barg时的蒸汽性质：蒸汽温度为238℃，粘度为0.0171cp，绝热指数K为1.3077，密度为15.706kg/m3。
3.孔板后即为再沸器壳侧操作压力25.4barg，所以孔板前后压力之比为：25.4/30.7=82.7%，大于可能产生阻塞流的值，在塔的最小弹性操作时，因为蒸汽流量变小，此孔板的压力降会更小，即不会发生阻塞流，所以此孔板在正常操作时是满足要求的。
5.根据孔板的计算公式，可以求得孔径为50.0mm。
6.在控制阀失败全开时，蒸汽流量将变大，其最大流量将有F(Z)限制，并且是在再沸器蒸汽侧最小操作压力时蒸汽流量最大。忽略上游控制阀以及管道的压降，可知F(Z)孔板的板前压力为36barg，板后压力为6.6barg。
7.通过HYSYS模拟软件，可以得到孔板前蒸汽的性质：粘度为0.0174cp，绝热指数K为1.272，蒸汽密度为18.56kg/m3。
8.从而可以求得在控制阀全开时，通过此孔板的最大蒸汽流量为29757kg/h。根据塔的非稳态计算模块，此时塔顶安全阀的泄放量即是再沸器产生的过多热量以及进出物料热量差所致，根据HYSYS模拟软件对相应的进出塔的物料做泄放工况下的性质模拟，可得通过安全阀泄放的物流能量为22362417KJ/h,塔内液体的蒸汽潜热为286KJ/kg，所以可得通过安全阀的泄放量为78.2t/h。
在此例题中，由于重点是介绍F(Z)孔板的计算，所以对非稳态塔的泄放计算做了简化。
在这里必须指出，对于本例题，由于其可得到的总压力将比较大，而且孔板前后压力比远离可能发生阻塞流的区域，假如觉得78.2t/h的泄放量偏大，可以通过增大正常操作时孔板的压降，来减小孔板的孔径，从而降低最后的泄放量，其计算步骤同例题基本一致，这也是使用F(Z)的一个好处，即比较灵活。对于本例题，在实际设计中，我们通过增大F(Z)孔板的压降，使其泄放量最终降低至53t/h。
从本例中也可以看出两种不同的流程其计算过程基本相似，不同的只是如何去折算成最终的安全阀的泄放量。
对于F(Z)的计算，还有另外一种算法，即先通过安全阀的泄放量，来计算在泄放工况下所需要的孔径，再反推在正常情况下是否合适，从个人的观点来说，这两种方法基本原理都是一样的，并没有本质性的差别，只是出发点不一样，所以都可以使用。如果对安全阀的泄放量比较敏感，即绝对不允许超过某一个负荷，那么先通过安全阀的泄放工况来确定孔板，再反推正常操作是否合适可能会更便捷，在这里这种方法就不再累述。
通过上面的两个例子可以看出，使用F(Z)孔板来限制“控制阀失败工况”安全阀的泄放量是一种切实可行的办法，其简单可靠，而且不受控制阀以及项目进度的影响，在基础设计即可确定，即使在以后的生产中更换了控制阀，也不会影响到下游系统的安全。并且灵活多变，可以根据实际情况来减低或增加“控制阀失败工况”的安全阀的泄放量，不失为一种新的设计思路。