JFE 技報 No. 42（2018 年 8 月）p. 77-82

連続溶融亜鉛めっきラインのガスワイピングにおける3-スロットノズルの噴流形態
Jet Flow Characteristics of 3-Slot Nozzle at Gas Wiping Process in CGL
武田玄太郎

TAKEDA Gentaro

JFE スチール

スチール研究所

圧延・加工プロセス研究部

主任研究員（課長）髙橋秀行

TAKAHASHI Hideyuki

JFE スチール

スチール研究所

圧延・加工プロセス研究部

主任研究員（部長）壁矢和久

KABEYA Kazuhisa

JFE スチール

スチール研究所

研究企画部長（理事）・博士（工学）要旨
連続溶融亜鉛めっき鋼板製造工程のめっき付着量制御には，一般的に単一スロットノズルによるガスワイピング法が用いられる。ガスワイピングでは，効率の良いめっき絞り性能の実現や鋼板表面欠陥発生回避が課題となる。
これらの課題に対し，中央スロットの上下に補助スロットを配した多段スロットノズルが注目されており，その噴流混合形態とめっき絞り性能への影響について調査した。補助スロット噴流によって中央スロット噴流と周囲流体との速度差が低減し，中央スロットの乱流エネルギーが低下することで噴流拡散が抑制され，めっき絞り性能が向上するメカニズムを見出した。

Abstract:
The single-slot gas wiping is commonly used in coating weight control of continuous galvanizing lines (CGL). In gas
wiping process, it requires more efficient coating controllability and avoiding surface defects on the steel sheet. A
multi-slot nozzle with two auxiliar y slots arranged on the two sides of the main slot attracts attention. JFE Steelinvestigated relationship between the mixed jets behavior and the wiping capability. This study revealed that thevelocity difference between the center slot jet flow and the ambient gas decreases due to the auxiliary slot jets, anddiffusion of the jet flow is suppressed due to a reduction in the turbulent kinetic energy at the two sides of the center
slot jet, then the wiping capability can be improved.

1． はじめにされ始めている7-8）が，その噴流形態はとても複雑で，めっき絞り性との関連は明確になっていない。
自動車，建材，家電用表面処理鋼板を製造する連続溶融

本論文では，自社で開発した 3-スロットノズルを用い，ワ9-10）

亜 鉛 め っ き ラ イ ン（Continuous Galvanizing Line， 以 後イピング模擬実験でめっき絞り性能を調査した。また，CGL）のめっき付着量制御には，一般的にガスワイピング

汎 用 ソ フ ト を 用 い た 流 動 解 析（Computational Fluid法が用いられている。ガスワイピング法は，気体噴流を用Dynamics，以後 CFD）も合わせて実施し，3-スロットノズいて液体付着量を制御する手法であるため，鋼板およびめっルの噴流発達形態とめっき絞り性能への影響について考察

き液に非接触で亜鉛付着量を制御でき，付着量均一性，薄した。

めっき性および経済性に優れているなどの利点がある。通常，単一スロットノズル（以後，1-スロットノズル）が用い

2． ガスワイピング理論られており，そのガスワイピング機構は理論的にほぼ確立されている

1-4）

。

ガスワイピングによるめっき付着量制御機構としては，以それらに基づくと，生産性を高めるために連続ラインの通板速度を上昇させるには，通板速度に応じてガスワイピングの噴射圧力を適宜制御すればよいことがわかる。しかし，めっき絞り性能

5）やガスワイピングの際に発生するスプラッ

シュと呼ばれる表面欠陥の問題

6）からワイピング性能には下に示す考え方

2-3）が知られている。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ガス噴流の衝突圧力と衝突後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して，この液膜流れを次の仮定の下にモデル化する。

限界があるとされている。また近年，上記の課題を克服する①鋼板面上の液膜流れは二次元定常層流，鋼板に平行なワイピングノズルとして，多段スロットノズルの研究が実施

方向の流れに対して，鋼板に垂直な方向の流れは十分小さい②めっき液の表面張力，酸化，鋼板の表面粗さ，合金化

2018 年２月７日受付－ 77 －
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連続溶融亜鉛めっきラインのガスワイピングにおける 3-スロットノズルの噴流形態

図 2 3-スロットノズルの先端形状
Fig. 2

Tip shape of 3-slot gas wiping nozzle

図 1 ガスワイピング解析モデル
Fig. 1Analytical model of gas wiping

現象は無視する③鋼板とめっき層の界面はすべらない

写真 1 3-スロットノズル外観写真

以上の前提でめっき液膜の運動方程式を解くと，めっきPhoto 1 Photograph of 3-slot wiping nozzle

膜厚は次のように表せる。
2S + S + 4G
2G………………………… （1）

ここで， T = t ρ L g / μ LV……………………… （2）噴流形態に大きく影響し ，主スロット―補助スロット間距………………………… （3）いた 3-スロットノズル先端断面の概略図を図 2 に示すが，…………………… （4）た，補助スロットの噴射角度（主スロットと補助スロットのT=

S =τ

ρ L μ LVg

G = 1 + ( dp / dx ) ρ L g態に関わるノズル形状や噴射条件のパラメータは多い。主スロット―補助スロットの噴射口間距離が 3 噴流合成後の9）離を狭くしないとめっき絞り性能は向上しない。本論文で用主スロット―上下補助スロット間距離は 0.1 mm とした。ま角度）も噴流形態に大きく影響すると推定される。高橋らのT, S, G はガスワイピングに関する無次元数であり，T は

報告

12）

では，ワイピングノズル外形角度は鋭角であるほど，無次元めっき厚，S は無次元せん断応力，G は無次元圧力勾めっき絞り性能が優れることが示されており，ノズル部材強配，μ L はめっき液粘度，uL はめっき液 x 方向速度，ρ L はめっ度も加味して，ノズル外形角度 50°，上下スロットは中央ス

き液密度，g は重力加速度，P は衝突圧力，t は最終めっきロットに対して噴射角度を上下対称に 20°傾斜させた 1 種類

膜厚，V は通板速度である。このように，めっき膜厚はワイのノズルを用いた。使用ノズルの外観写真を写真 1 に示す。

ピングガスによる圧力勾配 dp/dx と壁面せん断応力 τ によっ

中央，上下スロットともにスロットギャップ D＝1.0 mm，スて決定される。1-スロットノズルでは，ノズルギャップを固ロット幅長さは 250 mm である。

定すれば噴射圧力とノズル―鋼板距離に応じて dp/dx と τ

3.21）は一義的に決定される 。しかし，3-スロット等の多段スロットノズルの噴流特性の研究事例は少なく，近い形態としては同軸円形噴流の混合・拡散に関する研究

11）が先行していワイピングモデル装置

めっき絞り性能評価は，既開発のワイピングモデル装置を用いて実施した

9-10）。装置の概略を図 3 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，る。

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3． 実験方法および数値解析方法
3.1

整し，ストリップを巻き取る構成となっている。ワイピング
ノズルは，噴流測定と同様に写真 1 に示したものを使用し，3-スロットノズル

中央スロット噴射角度が水平になるように設置した。

従来の 1-スロットノズルと比較して，多段ノズル噴流形
JFE 技報 No. 42（2018 年 8 月）

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本実験では塗布液に融点が約 60℃のパラフィンを用い，

連続溶融亜鉛めっきラインのガスワイピングにおける 3-スロットノズルの噴流形態

図 4 CFD 解析に用いた計算メッシュ
Fig. 4

グ理論のみを検証することができる。

図 3 ガスワイピング実験装置
Fig. 3

Example of mesh for CFD analysis

付着量の計測法には，実験後サンプルの塗布膜断面観察，Experimental gas wiping apparatus

塗布膜剥離前後の重量比較（以後，重量法），渦電流式接触膜厚計による計測などが考えられる。本実験では，比較的

表 1 塗膜材料の物性，塗膜プロセス条件と無次元数広い面積の平均付着量を精度良く定量化するため，重量法

Table 1 Physical properties of coating materials, conditions ofcoating process and dimensionless numbers
CGL

Wiping simulator

Coating meterial

ZincParaffin(HNP-5)

Operation temperature(˚C)

46090を採用した。

3.3*13

ノズル噴射出口から鋼板までの領域における噴流発達形態については，汎用解析ソフト Fluent14.5 を用いた 2 次元定常解析で評価した。乱流モデルには Realizable k-ε を採用

Coating density (kg/m )

6 623

759

Coating viscosity(Pa · s)0.002940.0071

Coating surface tension(N/m)

0.810.0026

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

1.0-2.5

0.67

した。これは，標準的な k-ε モデルよりも 2 次元噴流等の解析により適しているとされているためである

13）。また，壁近傍の取り扱いは，壁関数モデルと壁近傍モデルを合体さ*2せた改良型壁処理を採用した14）。使用した解析メッシュを

図 4 に示す。メッシュ数は約 8 万である。尚，本 CFD 解析の妥当性については，衝突圧力分布の実測値と比較するこ

10-70

1.5 (center slot)
0-1.0 (upper, lower slot)

T

0.024-0.074

0.03-0.04

S

0.5-3.0

0.6-1.0G50-500230-460

Plenum pressure (kPa)

ワイピングガス噴流の CFD 解析とで確認した10）。

4． 実験結果および考察
4.1*1 NIPPON SEIRO CO. HNP-5*2 Maker's publication

上下スロット噴流のめっき絞り性への影響

図 3 に示す実験装置を用いて，パラフィンワイピング実験を行った。実験条件は表 1 に示した。中央スロットのヘッダー圧力は 1.5 kPa で固定し，上下スロット圧力をそれぞれ塗布実験時の浴温は融点より約 30℃高い 90℃で行った。ワ

単独で，あるいは上下スロットを同時に 0.2～1.0 kPa で噴射

イピングノズル通過で 10℃程度冷却されるものの，その後させた。

1.5 m 上方のトップロール到達までに，パラフィンが凝固す

図 5 に実験結果を示す。上下スロット圧力が 0.0 kPa の結ることはない。表 1 に CGL およびワイピングモデル装置に果は，中央スロットのみ噴射させた場合の塗膜付着量を示

おけるめっき液の物性値，ワイピング条件，第 2 章で示したす。上下スロットをそれぞれ単独で噴射する場合に比べ，無次元数 T, S, G の値を示す。ワイピングモデル装置の無次上下スロットを同時に噴射した場合が，今回の圧力範囲に元数 T, S, G はそれぞれ CGL の範囲内にあること，および本おいては最もめっき絞り性能が高く，薄膜となった。上下ス装置を用いた実験で得られるめっき膜厚は，前述したワイピロットをそれぞれ単独で噴射した場合を比較すると，上スング理論から予測される値と精度良く一致すること9）から，ロットを噴射した方がやや薄膜化した。また，圧力影響をみCGL と本装置の間に相似則が成立すると考えられる。またてみると，上下スロット圧力 0.2 kPa でどの噴射パターンで鉄－亜鉛の場合，合金化反応を伴うことがあるが，パラフィも最薄になり，それ以上の圧力にすると付着量が増加する

ンと金属面では界面反応を伴わないため，純粋にワイピン傾向を示した。通常の 1-スロットノズルでは，2 章に示した－ 79 －

JFE 技報 No. 42（2018 年 8 月）

連続溶融亜鉛めっきラインのガスワイピングにおける 3-スロットノズルの噴流形態

図 6 は，CFD によって計算された衝突圧力分布である。
ここで，横軸の x 方向位置はスロットギャップ D で無次元化した。衝突圧力分布は，その傾きが急峻であるほど，2 章のガスワイピング理論における G が大きく，めっき絞り性に優れることを意味する。そこで，塗膜付着量が 1-スロットより減少した上下スロット 0.2 kPa と増加した 1.0 kPa の噴流特性を詳細に調べた。図 6（a）は，中央スロットおよび上下スロットを同時に噴射した場合で，中央スロットのみの分布に比べて，上下スロット 0.2 kPa にすると衝突分布幅が広がらずに最大圧力が上昇していて，中央スロット単独より急峻な分布となっている。上下スロット 1.0 kPa にすると，最大圧力はさらに上昇するものの衝突分布幅が倍以上に広図 5 3-スロットノズルワイピング実験の塗膜付着量がり，圧力勾配としてはやや緩い角度になった。図 6（b）

Fig. 5 Coating weight in paraffin wiping experiments with
3-slot wiping nozzle

は中央スロットと上スロットを噴射した場合の圧力分布結果

ガスワイピング理論のとおり，ガス噴射圧力を増加させればり，最大圧力になる位置が中央スロット高さよりわずかに下である。上スロットを噴射すると左右非対称な圧力分布とな塗膜付着量は減少する。しかし，3-スロットノズルでは，上側（x/D＜0）に移動した。そして，噴流の上側（x/D＞0）

下スロット噴流によって中央スロット噴流の形態が変化すると下側（x/D＜0）で圧力勾配が異なる噴流形態となった。

ため，噴射圧力増加が必ずしもめっき絞り性向上に繋がらこのような噴流形態の変化がめっき絞り性に影響したものとないことを示している。

推定される。そこで噴流形態をより詳細に考察する。

図 6 鋼板上の衝突圧力分布（CFD）
Fig. 6

Calculated impingement pressure distribution on strip surface

図 7 1-スロットおよび 3-スロット噴流の速度コンター図
Fig. 7
JFE 技報 No. 42（2018 年 8 月）

Velocity contours of single and 3-slot jet－ 80 －連続溶融亜鉛めっきラインのガスワイピングにおける 3-スロットノズルの噴流形態

図 8 ノズル先端〜鋼板までの 1〜3-スロット噴流の全圧分布
Fig. 8

Total pressure distributions between nozzle tip and strip with single, 2-slot and 3-slot jets

図 9 1-スロットおよび 3-スロット噴流の乱流エネルギーコンター図
Fig. 94.2Turbulent kinetic energy contours of single and 3-slot jets

ロットノズル噴射口から鋼板近傍の範囲（y/D＝0～8，ノズ

3-スロットノズルの噴流形態

ル先端を y＝0 として表記）における全圧分布の変化を図 8

スロットノズル先端から鋼板までの噴流の混合形態を示に示す。
（a）は中央スロットのみ 1.5 kPa（1 噴流）
，
（b）
，（c）

す一例として，図 7 に（a）中央スロット 1.5 kPa，（b）中央は中央スロット＋上下スロット（3 噴流），（d），（e）は中央スロット 1.5 kPa，上下スロット 0.2 kPa，（c）中央スロット

スロット＋上スロット（2 噴流）の解析結果である。

1.5 kPa，上下スロット 1.0 kPa のときの速度コンター図を示（b）上下スロット 0.2 kPa では，噴射時は上下スロットかす。本解析においてガス噴射速度は，圧力 1.5 kPa では約らの噴流による動圧のピークがみられるが，直ちに合流して42 m/s，0.2 kPa で は 15 m/s（ 対 中 央 ス ロ ッ ト 速 度 比

y/D＝2 の位置ではピークは消失し，単噴流に近い形になる。

35.7％），1.0 kPa では 32 m/s（同 76.2％）であった。
（a）と上下スロットからの弱い噴流によって中央噴流は周囲気体比較して，（b）（c）では中央スロット噴流の減衰が弱まり，との速度差が軽減されるため，減衰が抑えられ，鋼板近傍より後方まで高い風速が保たれるようになる。このようにノにおける圧力も増大したものと推定される。このような噴流

ズル近傍では，速度分布で噴流混合挙動を比較可能である。

形態になったことで，ワイピング力としても向上したものと

しかし，鋼板近傍の壁面噴流領域では動圧から鋼板面への考えている。
（c）上下 1 kPa では，y/D＝4 までは上下スロッ静圧へと変化する形態となり，噴流方向や壁面噴流半値幅ト噴流のピークが残存しており，その後完全に混合したあとも変化するため速度分布だけで混合形態を単純比較するこは拡散が進行し，1-スロット噴流と比べてなだらかな圧力分とは困難である。そこで本論文では，CFD 結果の動圧と静布となった。

圧を合計した全圧分布で，噴流の混合形態を比較した。ス（d）上スロット 0.2 kPa の場合，x/D＞0（上側）では（b）－ 81 －

JFE 技報 No. 42（2018 年 8 月）

連続溶融亜鉛めっきラインのガスワイピングにおける 3-スロットノズルの噴流形態と同様，x/D＜0（下側）では（a）と同様の噴流形態となり，（3）CFD で噴流発達形態を調査すると，上下スロット噴流

中央スロットの拡散抑止が不十分であったため，全圧ピーによって中央スロット噴流と周囲流体との速度差が低クとしてもさほど増加しなかった。このように，スロット噴減し，中央スロット噴流両縁の乱流エネルギーが低下

流の拡散抑止には，スロット噴流両側から低速噴流を供給することで噴流拡散が抑えられる。上下スロット噴流速することが有効であることが示唆された。
（e）上スロット度が中央スロットの 35％程度と低速の場合は，3 噴流

1.0 kPa では，2 噴流が完全混合する前の y/D＝4 程度までは，混合後の噴流幅を拡大させず，めっき絞り性は向上す

中央スロット噴流が偏ることで x/D＜0 側の圧力勾配が非常る。上下スロット噴流速度が上昇すると，上下スロットに急峻に変化し，ワイピング性能向上の可能性もありそうだ

噴流の外縁が混合噴流の外縁となり混合噴流幅が広がが，2 噴流混合後は分布が急になだらかになり，y/D＝10 でる。その結果，鋼板衝突圧力分布が緩やかになり，めっのワイピングではめっき絞り性能は低下することがわかっ

き絞り性が低下する。
上述のように，上下スロット流によって，中央スロット噴た。
これまで議論してきた二次元噴流の拡散を，より直接的流の拡散形態と混合噴流幅が大きく変化し，結果としてめっに評価するため，CFD 解析結果の乱流エネルギー（k-ε モデ

き絞り性に影響する。3-スロットノズルの設計や使用条件のルの k）分布で比較を行う。図 9 は図 7 と同条件における乱適正化には，衝突圧の評価に加え，流れ場の乱れ度も重要流エネルギー分布である。中央スロット噴流にとって，静止なパラメータとなることが明らかになった。

気体中への噴射となる（a）では，噴流の両縁での大きな速度差に起因する強い乱流エネルギーが発生する。一方，補助噴流のある（b）では，周囲気体との速度差が軽減することで中央スロット両縁の乱流エネルギーは低減することが確認できる。また，上下スロット噴流の外縁においてもさほ

参考文献
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きく影響しない。ノズル出口から鋼板までの流れ場（－4≦x/D≦4, 0≦y/D≦10）における乱流エネルギーの積分値でAlloy Coated Sheet Steels Galvatechʼ11. 2011, p. 845-852.
6）武石芳明，鈴木豊，矢葺邦弘．混相流．2000, Vol. 14, No. 2, p. 194-202.

比較すると，（a）を 100 として（b）では 79.3 と約 20％減

7）Tamadonfar, P.; McDermid, J. R.; Hr ymak, A. N.; Goodwin, F. E. 8thInternational Conference on Zinc and Zinc Alloy Coated Sheet Steels

少した。
（c）の場合，中央スロット噴流の両縁よりも上下ス
ロット外縁の乱流エネルギーが大きくなることで，合成噴流Galvatechʼ11. 2011, p. 817-823.
8）Dubois, M.; 8th International Conference on Zinc and Zinc Alloy Coated

幅が 3 噴流分まで広がるものと考えられる。上記の乱流エ

Sheet Steels Galvatechʼ11. 2011, p. 787-802.
9）武田玄太郎，高橋秀行，三宅勝，中田直樹．混相流．2014, Vol. 28, No.

ネルギー積分値は 84.7 となり，（b）と比較すると流れ場全体の乱れ度は大きくなった。

1, p. 90-98.
10）武田玄太郎，高橋秀行，壁矢和久．鉄と鋼．2016, Vol. 102, No. 10, p.
576-582.
11）社河内敏彦，加藤智宏．日本機械学会論文集 B 編．1997, Vol. 63, No.
614, p. 3278-3286.

5． おわりに3-スロットノズルのめっき絞り性能に対する補助噴流の働きを考察するため，パラフィンを用いたワイピング実験を行い，さらにワイピングガス噴流の CFD 解析を行った。得られた結果を以下に示す。

12）高橋秀行，武田玄太郎，三宅勝，中田直樹．実験力学．2015, Vol. 15,
No. 3, p. 217-224.
13）Shih, T. -H.; Liou, W. W.; Shabbir, A.; Yang, Z.; Zhu, J. Computers Fluids.
1995, Vol. 24, No. 3, p. 227-238.
14）Kader, B. International Journal of Heat and Mass Transfer. 1981, Vol. 24,No. 9, p. 1541-1544.

（1）ワイピング実験より，中央スロット 1.5 kPa に対して，上下スロット 0.2～0.4 kPa まではめっき付着量が低減してめっき絞り性能向上が認められるが，上下スロットをそれ以上の圧力にすると，めっき絞り性能は徐々に低下する。上下スロットを同時に使う方が，めっき絞り性能は高い。
（2）CFD 解析によると，実験でめっき絞り性が向上した条件（上下スロット 0.2 kPa）では圧力勾配が急峻になり，めっき絞り性能が低下した条件（上下スロット 1.0 kPa）
武田玄太郎

では圧力勾配が緩くなる。

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壁矢 和久