JFE 技報 No. 42（2018 年 8 月）p. 69-76

スロットノズル先端角度のワイピング性能への影響
Effect of Slot-Nozzle Tip Angle for Wiping Ability
髙橋

TAKAHASHI Hideyuki

JFE スチール株式会社

圧延・加工プロセス研究部

主任研究員（部長）

武田玄太郎

秀行

TAKEDA Gentaro

JFE スチール株式会社

圧延・加工プロセス研究部

主任研究員（課長）壁矢

KABEYA Kazuhisa

JFE スチール株式会社

研究企画部長（理事）・博士（工学）和久

要旨
連続溶融亜鉛めっき設備における最重要プロセスの 1 つであるめっき付着量制御工程には，主として表面外観の観点からガスワイピング法が一般に用いられる。本論文では，パラフィンを用いたワイピング実験によってスロットノズル先端角度の液膜絞り能力に及ぼす影響を評価，ノズル先端角度 90°
では 50°に比較して 20％程度付着量が多くなることを示した。従来のワイピング理論から考えると，噴流の衝突圧力およびせん断力といった特性変化が推定されたため，ラボ計測および CFD 解析を行ったところ，ノズル先端角度の影響はほとんどみられなかった。
一方，ワイピング時の液膜形状を詳細に観察したところ，ノズル先端角度とめっき液膜形状には相関があり，ノズル先端角度が鈍角になるほど液膜メニスカス角度も増大することが判明した。CFD 解析によると，この液膜メニスカス形状の変化は衝突圧力やせん断力分布にも大きな影響を与えることから，ノズル先端角度の液膜絞り性への影
響はメニスカス形状変化を介して発現するものと推定した。なお，本論文は実験力学会誌「実験力学」に記載された論文

1）を再編集した内容となっている。

Abstract:
From the viewpoint of surface quality, the jet wiping method, that is a non-contact type, is used to control thecoating thickness in a continuous galvanizing line. In order to study influences of nozzle tip angles on the wipingability, we conducted wiping tests using a wiping simulator and CFD analysis to examine the jet proper ties.
Furthermore, we observed the shape of the liquid film in the vicinity of jet impingement. The wiping tests revealed
that the nozzle tip angle had a large influence on film thickness. A thickness increase of approximately 20% wasobserved at a tip angle of 90° compared to 50°. But there were no changes in impingement pressures and shear
stresses in both measurements and CFD analyses. On the other hand, the film shapes changed, becoming thicker
when the tip angle was increased. Therefore, the change of liquid film thickness is inferred as the main reason for
wiping performance changes by nozzle shape.

1． はじめにの飛沫，いわゆるスプラッシュが発生し，鋼板を汚染するよ2）

うになる 。したがって，生産性と品質を両立させるためにガスワイピング法は噴流を利用して液体膜厚を制御する手法であり，代表的な適用例の 1 つに薄鋼板の連続溶融亜は，より少ないガス量で多くの余剰亜鉛を払拭できる，めっき絞り能力に優れたノズルが必要となる。

鉛めっき設備（Continuous Galvanizing Line，以後 CGL）がCGL でのガスワイピングには，通常，幅 2 m 前後の単一挙げられる。本設備において，ガスワイピング法は亜鉛付スロットノズルが用いられる。過去の研究に，ノズル先端角着量制御に用いられており，めっき浴面上の薄鋼板表裏に度を鋭角にした場合，めっき絞り能力が増大するとともにス配置したスロットノズルから，空気または窒素ガスを吹き付プラッシュ欠陥の抑制が可能になるとの報告

けて余剰な亜鉛を払拭する。

そのメカニズムについては抽象的な説明と概念図が提示さ3）があるが，CGL において，このワイピング工程は生産性と品質を決れているのみであり，十分な説明がなされているとは言いが定づける最重要工程の 1 つである。たとえば，高速操業時たい。また，めっき絞り能力については，ノズル先端角度とには，掻き落とすべき亜鉛の量が増加するため，それに応じの相関を示すようなデータは提示されておらず，両者にどのてめっき絞り能力も増大させなければならないが，単にワイような相関があるかは確認できない。
そ こ で 本 論 文 で は，ワ イピ ン グ 模 擬 実 験， 流 動 解 析ピングガス流量を増加させて対応した場合には，溶融亜鉛（Computational Fluid Dynamics，以後 CFD）および噴流測2018 年 2 月 5 日受付定を実施し，ノズル先端角度のめっき絞り能力におよぼす影－ 69 －Copyright © 2018 JFE Steel Corporation. All Rights Reserved.

スロットノズル先端角度のワイピング性能への影響

図 1 ワイピングプロセス模式図
Fig. 1

図 2 圧力測定方法

Schematic diagram of wiping process

Fig. 2

Method of pressure measurements

響についての考察を行った。

2． ワイピング理論
めっき絞り能力を定量化する理論としては，以下に示す考え方が知られている

4-7）

。

すなわち図 1 に示すように，溶融めっき浴から引き上げられる鋼板に付着しためっき液膜に，ワイピング噴流の衝突圧力と，噴流衝突後に鋼板に沿って流れる衝突壁面噴流のせん断力が作用すると考え，この液膜流れを次の仮定の下にモデル化するものである。

図 3 ワイピングノズル（先端角度 50°）

［仮定］

Fig. 3①ストリップ上の液膜流れは二次元定常層流とし，鋼板Schematic diagram of wiping nozzle (Tip angle 50°)に平行な方向の流れに対して，鋼板に垂直な方向の流上式のとおり，めっき膜厚は衝突圧力とせん断応力の関れは十分小さいとする。
②めっき液の表面張力，酸化，鋼板の表面粗さ，合金化現象は無視する。

数で表される。したがって，衝突圧力とせん断応力を定量化すれば，めっき絞り能力は算出できる。

③鋼板とめっき層の界面はすべらない。

3． 実験方法

その結果，無次元膜厚 T は（1）～（4）式で表される。
T=

3.1

2

S + S + 4G
2G…………………………… （1）

衝突圧力測定噴流の衝突圧力測定方法を図 2 で説明する。

ここで， T = t ρ L g / μ LV ………………………… （2）噴流を衝突させる板には，大きさ 200× 200 mm，板厚1 mm の SUS 板を使用し，その中央には ϕ 0.5 mm の孔を空け，S =τρ L μ LVg……………………………… （3）裏面に圧力センサーを取り付けた。さらにこの SUS 板は XYステージに取り付けて移動可能にすることで，衝突圧力分

G = 1 + ( dp / dx ) ρ L g ………………………… （4）布の測定を行った。ここで XY ステージの繰り返し停止位置
精度は±10 μ m である。
測定に使用したノズル（外形角度 2θ ＝50°）を図 3 に示す。

ただし，t：液体膜厚，g：重力加速度，τ ：せん断応力

ノズルはスロットに対して θ ＝25°の上下対称形状であり，

p：衝突圧力，ρ L：液体密度，μ L：液体粘度

この他に 2θ ＝70°，90°，120°を用意した。ワイピングガス

V：通板速度，x：鋼板高さ方向距離はノズル内部に設置された整流板の孔（整流孔）を通過す

y：液体厚さ方向距離ることで流れが均一化され，その後スロット部を通過しノズJFE 技報 No. 42（2018 年 8 月）

－ 70 －スロットノズル先端角度のワイピング性能への影響

表 1 皮膜物性値および実験条件と無次元数
Table 1

Physical properties of coating materials, conditions ofcoating process and dimensionless numbers
CGL

Wipingsimulator

Zincparaffin(HNP-5)

460

90

*1

Coating material
Pot temperratur (˚C)
3

Coating density (g/m )

6 623

759

Coating viscosity (Pa • s)

0.00294

0.007

Coating surface tension(N/m)

0.810.0026

Nozzle-strip distance (mm)5-1010Transfer speed (m/s)

1.0-2.50.5

ル外部に吐出される。なおノズルスロット付近の各寸法はJer injection angle (˚ )

図 3 に示した通りで，スロットギャップ 1.0 mm，スロット0(Horizontal)0(Horizontal)

Plenum pressure (kPa)

30-70

1-2

長さ 25.0 mm，リップ幅 2.0 mm である。

Nozzle tip angle (˚ )図 4 ワイピングシミュレーター
Fig. 4

3.2

Schematic of wiping simulator

ワイピング実験

めっき絞り能力の定量化は，既開発のワイピング装置を6）用いて実施した 。装置の概略を図 4 に示す。本装置は，コイル状のストリップを払い出し，塗布液浴に浸漬させた後，*250-80

50, 70, 90, 120

T0.024-0.074

0.03-0.04

S

0.5-3.0

0.6-1.0

G50-500

230-460*1 NIPPON SEIRO CO. HNP-5*2 Makerʼs publication

対向するワイピングノズルのガス噴流で塗布液付着量を調整し，巻取る構成となっている。ワイピングノズルは，噴流で確認した。なお変位±0.1 mm は，本実験条件下において測定と同様，図 3 に示したものを使用した。

付着量約 1％の変動量に相当する。

今回の実験では塗布液に融点 60℃のパラフィンを用い，塗布実験時の浴温は融点より約 30℃高い 90℃で行った。表4． 実験結果と考察

1 に CGL およびワイピング試験機におけるめっき液の物性

4.1

値，ワイピング条件，第 2 章で示した無次元数 T，S，G のノズル先端形状のめっき絞り能力への影響値を示す。ワイピング試験機の無次元数 T，S，G，はそれ

図 4 に示す試験機を用いて，ワイピング試験を行った。

ぞれ CGL の範囲内にあること，および本試験機を用いた実実験条件を表 1 に示した。ノズル先端角度とノズル圧力以験で得られるめっき膜厚は，前述したワイピング理論から予外は同一条件で実施し，ノズル先端角度は 50°，70°，90°，6）

測される値と精度良く一致することから ，少なくともめっ120°の 4 水準，ノズル圧力は 1 kPa と 2 kPa の 2 水準である。

き絞り能力に関しては，CGL と本試験機の間に相似則が成図 5 に実験結果を示す。ノズル圧力に関わらず付着量は立すると考えられる。また鉄―亜鉛の場合，合金化反応をノズル先端角度によって大きく変化することが分かる。すな伴うことがあるが，パラフィンでは界面反応を伴わないため，わち，ノズル先端角度が鈍角になると膜厚は厚膜化するが，純粋にワイピング理論のみを検証することができる。

角度が 90°以上ではその傾向は鈍化，逆にやや薄膜化傾向を付着量の計測法としては，実験後サンプルの塗布膜断面示す。また，先述したワイピング理論から算出した付着理観察による方法，塗布膜剥離前後の重量比較による方法（以論値（衝突圧力およびせん断応力は後述の CFD 結果を使用）

後，重量法），渦電流式接触膜厚計による方法などが考えらと実験値を比較すると，ノズル先端角が鋭角の場合，両者れる。本実験では，比較的広い面積の平均付着量を精度良はかなり近い値を示すが，鈍角になると両者は一致せず，く定量化するため，重量法を採用した。なお，パラフィンの実験値は厚膜化方向に乖離する。なお，この傾向はノズル場合，めっき膜の剥離は湯洗（水温 90℃程度）で簡単にで圧力 2 kPa の方が 1 kPa より顕著である。

きる。

4.2

また，ワイピング実験中は高速度カメラ（撮影時のフレームレート 240～2 000 fps）を用いて，ワイピングノズル直下（図衝突圧力分布，せん断応力調査

4.2.1

噴流測定

1 近傍）の液膜形状の撮影を行ない，めっき絞り能力と液膜前述したとおり，ワイピング理論によるとめっき絞り能力形状についての相関調査を行った。さらに鋼板―ノズル間は衝突圧力とせん断応力に依存する。したがって，めっき絞距離が 10±0.1 mm に入っていることを高速度カメラの映像

り能力が変化する理由としては，この 2 つのいずれか，もし－ 71 －JFE 技報 No. 42（2018 年 8 月）

スロットノズル先端角度のワイピング性能への影響

図 7 解析メッシュ例（2θ ＝30°）

図 5 ノズル先端角度の影響
Fig. 5Fig. 7

Influence of nozzle tip angle on coating weight

Example of mesh system for analysis (2θ = 30°)

図 6 衝突圧力測定結果（プレナム圧 2 kPa）
Fig. 6 Measured impingement pressure distribution on strip
surface (plenum pressure: 2 kPa)

くは両方が変化したと考えるのが妥当であるため，噴流測定および CFD 解析を行なうことで，両者の定量化を試みた。
ただし，せん断応力については，次節で述べる CFD 解析のみで評価した。
4）

図 6 に衝突圧力の測定結果を示す。従来の研究 のとおり，衝突圧力分布はガウス分布にほぼ一致しているが，先端角度による差異はほとんど認められない。なお x＝0 はノズルスロット位置に対応している。
4.2.2

図 8 速度コンター（プレナム圧 2 kPa）

CFD 解析による検討

Fig. 8 Velocity countours in the case of 2 kPa in plenum
pressure

衝突圧力およびせん断応力について，汎用解析ソフト
Fluent を用いて，2 次元定常解析を行った。乱流モデルにはRealizable k-ε を採用した。これは，標準的な k-ε モデルよりも 2 次元噴流等がより正確に解析できるとされているため
8）である 。また，壁近傍の取り扱いは，壁関数モデルと壁近9）の流れは，ノズル先端角度 2θ によって変化し，特に 2θ ＝120°では流速が大きく上昇していることが分かる。一方，鋼傍モデルを合体させた改良型壁処理を採用した 。使用し板近傍の流れについては，ノズル先端角度による影響はほた解析メッシュを図 7 に示す。メッシュ数はノズル先端角

とんど見られず，ノズル直下のガス淀み点近傍についても度によって若干異なるが，各条件とも約 14 万である。

大きな変化は観察されない。したがって，衝突圧力および解析の一例として，図 8 に鋼板―ノズル距離 10 mm，ワせん断応力分布に対する，ノズル先端角度の影響は軽微でイピング圧力 2 kPa 時の速度コンター図を示す。ノズル周辺あると推定される。実際，図 9 に示すとおり，ノズル先端JFE 技報 No. 42（2018 年 8 月）

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スロットノズル先端角度のワイピング性能への影響

図 9 衝突圧力（プレナム圧 2 kPa，CFD 解析）
Fig. 9 Distribution of impingement pressure on strip surface
by CFD analysis (plenum pressure: 2 kPa)

写真 1 ワイピング部写真（ノズル先端 50°）
Photo 1 Photographs of wiping test, Nozzle tip angle: 50°Lower photograph is the enlarged view of upperphotograph

図 10 せん断応力分布（プレナム圧 2 kPa，CFD 解析）
Fig. 10 Distribution of shear stress on strip surface by CFD
analysis (plenum pressure: 2 kPa)

角度による衝突圧力の差異は，±2％以内であった。
また，図 10 に鋼板表面上における，せん断応力分布を示す。衝突圧力分布と同様，ノズル先端角度が異なってもせん断応力に大きな変化はみられない。
したがって，先端角度がめっき絞り能力に影響する理由として，衝突圧力またはせん断応力が直接的に変化したと考えることは不適切である。

4.3

メニスカス部の観察

前節の噴流測定および CFD 解析ではノズル先端形状がめっき絞り能力に影響する原因を抽出できなかった。
本節ではノズル形状が液体側に影響する可能性を検証するため，噴流衝突地点付近のメニスカス部を高速度カメラで観察した。一例を写真 1，2 に示す。撮影速度は 240 fpsある。
写真 1 は先端角度 2θ が 50°，写真 2 は 120°の噴流衝突地点付近の写真であるが，先端角度によって液膜が薄膜化し

写真 2 ワイピング部写真（ノズル先端 120°）
Photo 2 Photographs of wiping test. Nozzle tip angle: 120°Lower photograph is the enlarged view of upper
photograph

始める地点は異なり，先端角度が鋭角の場合，ノズル下方－ 73 －JFE 技報 No. 42（2018 年 8 月）

スロットノズル先端角度のワイピング性能への影響

図 11 メニスカス角度と付着量の関係（プレナム圧 1 kPa）

図 12 ノズル近傍の静圧分布（左：2θ ＝30°，右：2θ ＝50°）

Fig. 11 Relationship between meniscus angle and coatingweight (plenum pressure: 1 kPa)

Fig. 12 Static pressure distribution around the nozzle Left:2θ = 30° Right: 2θ = 50°の早い段階で薄膜化し始めているようにみえる。
この状況を評価するため，写真 1，2 中に示すようにメニスカス角度 θ m を定義，このメニスカス角度 θ m と付着量の関係について定量評価を試みた。ただし液膜は時間変動が大きく，また鋼板表裏でも大きく異なる場合があるため，メニスカス角度の算出には，連続した 10 フレーム（41.7 msec）を使用し，表裏メニスカス角度の平均値を採用した。
図 11 にメニスカス角度と付着量の相関を示す。同一ワイピング条件にも関わらず，メニスカス角度 θ m が小さくなるほど付着量も少なくなっている。このことはノズル先端角度が，まず液膜形状に影響を及ぼし，その液膜形状の差がめっき絞り能力にも影響を及ぼした可能性を示唆しているものと考えられる。

4.4

めっき絞り能力への影響メカニズム
図 13 ノズル近傍の静圧分布（左 2θ ＝90°，右 2θ ＝120°）

ノズル先端角度がメニスカス角度に影響を及ぼす理由をFig. 13 Static pressure distribution around the nozzle Left:2θ = 90° Right: 2θ = 120°

検討するため，4.2.2 で示した解析手法を用いて，ノズル周辺の静圧分布を検証した。
図 12，13 に静圧分布を示す。ノズル先端角度 30°と 50°
では，ほとんど同じ静圧分布であるのに対し，90°になると細な計算メッシュを用いる必要があるため，解析コストが膨鋼板近傍の静圧が 2 Pa 程度減少することが分かる。この静大となる。したがって今回はメニスカスを固定して解析を圧差 2 Pa は，代表長さ（例えば液滴なら曲率半径）13 mm行った。に相当するため，液膜形状に十分影響しうると考えられる。

本解析で得られた衝突圧力分布を図 15 に示す。メニスカ

また，先端角度が 120°になると，静圧は再び上昇に転じてス有無に関わらず，ノズル先端角度は，衝突圧力にほとんいるが，この傾向も先述しためっき絞り能力実験結果（図 5）

ど影響を及ぼさないが，メニスカス有無は衝突圧力に非常と一致する。に大きな影響を及ぼしている。また図 16 に先端角度 90°に

次にメニスカス形状がめっき絞り性能に及ぼす影響を検おける衝突圧力勾配を示す。メニスカス先端部に当たる x＝証するため，図 14 で示す傾斜面に対する衝突噴流解析を行–0.001 m 付近で圧力勾配が大きく低下することが分かる。

なった。メニスカス形状は 4.3 節の観察結果を簡略化する形

当該位置はメニスカスの最上部にあたり，この付近で最終で反映させた。なお，本来メニスカスは自由界面として取り的なめっき膜厚になるため，この近辺での圧力勾配の低下扱われるべきであるが，この場合，非定常解析で，かつ精は，めっき絞り能力を大きく減少させると考えられる。

JFE 技報 No. 42（2018 年 8 月）

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スロットノズル先端角度のワイピング性能への影響

図 16 衝突圧力勾配（プレナム圧 2 kPa，CFD 解析）
Fig. 16 Pressure gradient of the impingement pressure on theinclined surface by CFD analysis (plenum pressure:2 kPa)

図 14 メニスカス考慮の解析に使用した形状
Fig. 14Analysis geometry considering meniscus shape

図 17 せん断応力分布（プレナム圧 2 kPa，CFD 解析）

図 15 衝突圧力分布（プレナム圧 2 kPa，CFD 解析）

Fig. 17 Shear stress on the inclined surface by CFD analysis(plenum pressure: 2 kPa)

Fig. 15 Distribution of the impingement pressure on theinclined surface by CFD analysis (plenum pressure:2 kPa)

高まる傾向にあるが，90°以上になるとその影響はほと図 17 にせん断応力分布を示す。メニスカス形状を考慮しんど見られなくなる。

た場合，x＜0 におけるせん断応力の絶対値が減少するなど，（2）ワイピングガス噴流測定によると，ノズル先端角度は鋼全体的にせん断応力は小さくなっている。

板衝突圧力にほとんど影響を与えない。

上記のとおり，メニスカスを考慮した場合，衝突圧力，せん断応力は，いずれもめっき絞り能力を低下させる方向に変（3）CFD 解析によると，ノズル先端角度は鋼板衝突圧力お化するが，この事象は図 11 で示した事実と整合しているとよびせん断応力にほとんど影響を与えない。
（4）噴流の鋼板衝突点近傍のめっきメニスカス部を観察し考えられる。

た結果，ノズル先端角度と液膜メニスカス角度の間に5． おわりには相関が見られ，先端角度が鋭角になるほどメニスカス角度は小さくなった。

めっき絞り能力がノズル先端角度によって影響を受ける（5）液膜メニスカス角度と付着量，すなわちめっき絞り能力メカニズムを考察するため，パラフィンを用いたワイピングには相関が見られ，メニスカス角度が小さいほど，めっ試験を行い，さらにはワイピングガス噴流の測定およびき絞り能力は大きくなる傾向が認められた。

CFD 解析を行った。得られた結果は以下のとおりである。

（6）ノズル周辺の静圧分布は，先端が鈍角なほど負圧化傾（1）ノズル先端角度によってめっき絞り能力は大きく影響を向を示す。このことが液膜メニスカス角度の増大に影受ける。具体的には先端鋭角なほどめっき絞り能力は－ 75 －響したものと推定した。
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スロットノズル先端角度のワイピング性能への影響（7）メニスカス形状を考慮した CFD 解析により，めっきメニスカス形状は衝突圧分布およびせん断応力に大きな影響を与えることが分かった。
上述のとおり，ノズル先端角度はノズル周辺の静圧分布に影響する。この静圧分布は，めっきメニスカス形状に大きく影響するが，そのメニスカス形状は，噴流の衝突圧やせん断応力に大きく影響する。これらの結果として，ノズル先端角度がめっき絞り性能に影響したものと考えられる。

4）Ellen, C. H. and Tu, C. V. An Analysis of Jet Stripping of Liquid Coatings,Trans. ASME J. Fluid Eng., 106 (1984), 399-404.
5）ELSAADAWY, E. A. et al. Coating Weight Model for the Continuous HotDip Galvanizing Process, Metall. Mater. Trans. B, 38B (2007), 413-424.
6）武田ほか．混相流．2014, vol. 28, no. 1, p. 90-98.
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8）Shih, T. H. et al. A new k-∊ eddy viscosity model for high reynolds
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9）Kader, B. Temperature and Concentration Profiles in Fully Turbulent
Boundary Layers, Int. J. Heat Mass Transfer, 24-9 (1993), 1541-1544.

従来，めっき絞り能力の検討には，平面に対する衝突圧力やせん断応力を計測・解析することで行ってきたが，より正確に評価するためには，メニスカス形状を考慮した解析・測定が必要であることが明らかになった。
参考文献
1）高橋ほか．実験力学．2015, vol. 15, no. 3, p. 217-224.
2）武石，鈴木，矢葺．混相流．2000, vol. 14, no. 2, p. 194-202.
3）羽田ほか．製鉄研究．1978, vol. 304, p. 85-101.

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