【事件の表示】
　特許第３２１４３７４号「鋼の連続鋳造法」の請求項１に係る特許に対する特許異議の申立てについて、次のとおり決定する。
【結　論】
　訂正を認める。
　特許第３２１４３７４号の請求項１に係る特許を維持する。
【理　由】
１、手続の経緯
　本件特許第３２１４３７４号は、平成８年１１月１日の特許出願に係り、平成１３年７月２７日に特許権の設定の登録がされたものであり、その後、その特許について住友金属工業株式会社より特許異議の申立てがなされ、当審より特許取消理由が手交により通知され、その指定期間内である平成１４年７月２９日に訂正請求がなされたものである。
　
２、訂正請求について
２−１、訂正の内容
　特許権者が求めている訂正の内容は、次のとおりである。
（１）訂正事項Ａ
　本件特許の願書に添付した明細書(以下、単に「明細書」という。)の特許請求の範囲の請求項１において、「鋳片幅方向中央部におけるメニスカスから最終凝固位置までの距離と、鋳片短辺から鋳片幅の１／１２隔てた位置から１／６隔てた位置までの任意の位置におけるメニスカスから最終凝固位置までの距離との関係が」とあるを、「鋳片幅方向中央部におけるメニスカスから最終凝固位置までの距離Ｌｃと、鋳片短辺から鋳片幅の１／１２隔てた位置から１／６隔てた位置までの任意の位置におけるメニスカスから最終凝固位置までの距離Ｌｅとを測定し、ＬｅとＬｃとの関係が」に訂正する。
（２）訂正事項Ｂ
　明細書の段落【００１４】において、「鋳片幅方向中央部におけるメニスカスから最終凝固位置までの距離と、鋳片短辺から鋳片幅の１／１２隔てた位置から１／６隔てた位置までの任意の位置におけるメニスカスから最終凝固位置までの距離との関係が」とあるを、「鋳片幅方向中央部におけるメニスカスから最終凝固位置までの距離Ｌｃと、鋳片短辺から鋳片幅の１／１２隔てた位置から１／６隔てた位置までの任意の位置におけるメニスカスから最終凝固位置までの距離Ｌｅとを測定し、ＬｅとＬｃとの関係が」に訂正する。
　
２−２、訂正の目的の適否、新規事項の有無及び拡張・変更の存否
　訂正事項Ａは、明細書の段落【００２８】〜【００３３】の記載に基づいて、鋳型幅方向の冷却強度などを制御するための手順をより限定するものであるから、この訂正は、特許請求の範囲の減縮に該当するとともに、願書に添付した明細書及び図面に記載された事項の範囲内のものであって、新規事項の追加に該当するものではなく、かつ、実質上特許請求の範囲を拡張または変更するものでもない。
　訂正事項Ｂは、明細書の「発明の詳細な説明」の欄の記載を、訂正後の特許請求の範囲の記載と整合するように訂正するものであるから、この訂正は、明りょうでない記載の釈明に該当するとともに、願書に添付した明細書及び図面に記載された事項の範囲内のものであって、新規事項の追加に該当するものではなく、かつ、実質上特許請求の範囲を拡張または変更するものでもない。
　
２−３、まとめ
　以上のとおり、上記訂正請求は、特許法第１２０条の４第２項、及び同条第３項において準用する同法第１２６条第２〜３項の規定に適合するものであるから、当該訂正を認める。
　
３、特許異議の申立てについて
３−１、本件発明
　本件特許の明細書の特許請求の範囲は、訂正明細書のとおりに訂正されることとなり、その請求項１に係る発明（以下、「本件発明」という。）は、訂正明細書の特許請求の範囲の請求項１に記載された事項によって特定される次のとおりのものである。
「【請求項１】　鋳型内に溶鋼を注入し、溶鋼を冷却して形成した凝固シェルを鋳型下方に連続的に引抜き、更に鋳型下方の二次冷却帯で凝固シェル表面を冷却して鋳片の凝固を完了させる際に、鋳片幅方向中央部におけるメニスカスから最終凝固位置までの距離Ｌｃと、鋳片短辺から鋳片幅の１／１２隔てた位置から１／６隔てた位置までの任意の位置におけるメニスカスから最終凝固位置までの距離Ｌｅとを測定し、ＬｅとＬｃとの関係が（１）式を満足するように、鋳型幅方向の冷却強度、鋳型内溶鋼の攪拌強度、及び鋳片幅方向の二次冷却強度のうちの１以上を制御することを特徴とする鋼の連続鋳造法。
　　−２．０≦（Ｌe −Ｌc ）×１００／Ｌc ≦２．０　　……（１）
　但し（１）式において符号は以下を表すものとする。
　Lc；鋳片幅方向中央部におけるメニスカスから最終凝固位置までの距離、
　Le；鋳片短辺から鋳片幅の１／１２隔てた位置から１／６隔てた位置ま
　　　での任意の位置におけるメニスカスから最終凝固位置までの距離」
　
３−２、特許異議の申立ての理由の概要
　特許異議申立人は、証拠として、
甲第１号証：特開平８−１０９０５号公報
甲第２号証：「ＣＡＭＰ−ＩＳＩＪ」ＶOL．1（1988）−1220、日本鉄鋼協会発行
甲第３号証：「ＣＡＭＰ−ＩＳＩＪ」ＶOL．8（1995）−348、日本鉄鋼協会発行
甲第４号証：「日本鋼管技報」No．９３（１９８２）第１５４頁
甲第５号証：「鉄と鋼」VOL.６２、ＮO．１１（1976）'72−S480、第１０４頁、日本鉄鋼協会発行
甲第６号証：「ＣＡＭＰ−ＩＳＩＪ」ＶOL．2（1989）−1158〜1161、日本鉄鋼協会発行
甲第７号証：「ＣＡＭＰ−ＩＳＩＪ」ＶOL．5（1992）−323、日本鉄鋼協会発行
甲第８号証：「ＣＡＭＰ−ＩＳＩＪ」ＶOL．5（1992）−326、日本鉄鋼協会発行
甲第９号証：「ＣＡＭＰ−ＩＳＩＪ」ＶOL．4（1991）−300、日本鉄鋼協会発行
甲第１０号証：「ＣＡＭＰ−ＩＳＩＪ」ＶOL．4（1991）−292、日本鉄鋼協会発行
を提示して、本件の請求項１に係る発明（訂正前のもの）は、甲第１〜５号証に記載された発明に基づいて当業者が容易に発明をすることができたものであるから、その発明に係る特許は、特許法第２９条第２項の規定に違反してされたものであり、取り消されるべきである旨主張する。
３−３、特許異議申立人の提出した甲各号証の記載について
（１）甲第１号証
　スラブの幅方向中央部の表面割れを防止するための連続鋳造鋳型に関し、次の記載がある。
「【請求項１】鋳型壁の外面側に冷却のための複数のスリット溝を有するスラブ用連続鋳造鋳型であって、幅方向の鋳型壁内に設けられるスリット溝の深さが、幅方向の中央部の鋳型全長またはメニスカス部で両端部よりも浅いことを特徴とする連続鋳造鋳型。
【請求項２】・・・、幅方向の鋳型壁内に設けられるスリット溝の幅が、幅方向の中央部の鋳型全長またはメニスカス部で両端部よりも狭いことを特徴とする連続鋳造鋳型。
【請求項３】・・・、幅方向の鋳型壁内に設けられるスリット溝間の間隔が、幅方向の中央部の鋳型全長またはメニスカス部で両端部よりも大きいことを特徴とする連続鋳造鋳型。」（【特許請求の範囲】）
「【発明が解決しようとする課題】本発明の目的は、スラブの幅方向中央部の冷却速度を幅方向両端部よりも小さくすることで、表面割れを低減するとともに、中心偏析を改善することができる連続鋳造鋳型を提供することにある。」（段落【００２０】）
「【作用】本発明の連続鋳造鋳型は、前述の図８および図９に示すような、幅方向中央部の冷却速度が大きいことに起因するスラブ品質の悪化を防止するためのものである。このためには、鋳型内のメニスカス部を幅方向で全体的に緩冷却するのではなく、鋳型全長またはメニスカス部において、鋳型幅方向中央部では、両端部に比較して冷却能が低くなるようなスリット構造を有する鋳型が必要になる。図１に本発明の第１の連続鋳造鋳型の例を示す。」（段落【００２６】）
（２）甲第２号証
　鋳型内電磁攪拌による鋳片品質改善に関し、次の記載がある。
「鋳型内電磁攪拌は初期凝固シェル均一化作用およびデンドライト樹間偏析低減作用がある」（第２６〜２７行）
「電磁攪拌は鋳片縦割れの発生防止に有効であり、攪拌流速か大きい程、その効果は高い。」（第３２〜３３行）
（３）甲第３号証
　鋳型内電磁攪拌による縦割れ減少効果と鋳型内溶鋼温度に関し、次の記載がある。
「ＥＭＳ印加により溶鋼温度１〜２℃変化するが、それらは全てが上昇方向ではなく、位置によっては下降し、面全体で均一化することかわかった。この様な溶鋼温度の均一化効果により、幅方向における凝固遅れの発生頻度が減少し、縦割れの微小化および防止効果か得られたものと考えられる。」（第２９〜３４行）
（４）甲第４号証
　連続鋳造の凝固に関し、次の記載がある。
「二次冷却帯における幅方向の冷却強度分布を設定する場合，鋳片端部の過冷却を防止するため端部近傍のノズルを閉止させる場合があるが，この設定条件が悪いと図８に示すような鋳片端部近傍に表面温度の高い部分を生することがある。この場合、図７に示したｈｅａｔＡ，Ｂにみられるような鋳片端部近傍での凝固の遅滞が発生する。」（第１５４頁右欄第２〜８行）
　また、図７には鉛添加実験によって得られたクレータエンド形状が示され、図８には、ｈｅａｔＡ，Ｂの鋳造中のスラブ表面温度が示されている。
（５）甲第５号証
　二次スプレー冷却変更によるクレーターエンドの形状コントロールに関し、次の記載がある。
「スラブサイズは、２５０×１９００ｍｍで、厚板向４０キロ級鋼種を対象に０．６５ｍ／minの鋳造を行った。」（第６〜７行）
「従来の二次冷却パターンの場合・・・クレーターエンド形状は、・・・いわゆるＷ字状であり、スラブの幅方向温度分布は、これに対応して、幅中央部が、１／４と３／４部に比べ、３０〜５０℃低くなっていることがわかった。」（第１０〜１２行）
「スラブ幅方向の中心偏析とマクロポロシティの程度は、クレーター形状と密接な関係にあり、特に、中心偏析の程度はクレーターエンドの深い幅１／４と３／４部が悪くなることが確認された。このような知見に基づき、スラブ内質を改善するため、クレーター形状をＷ状から均一なＵ字状に改善すべく、次のような一連の二次スプレー冷却の変更テストを実施した。・・・　スラブ表面温度の高い、幅１／４、３／４部付近を幅中央より、強冷却する方法を採用し、スラブ表面温度が平滑となるような、強冷却法を見出し、・・・　クレーターエンド形状を確定した。」（第１６〜２３行）
　また、図には、現状（Ａ）と改善結果（Ｂ）におけるスラブ表面温度、クレーターエンド形状、偏析長さの比が示されている
（６）甲第６号証
　１１５８の第３〜４行には、「凝固末期の溶鋼流動を防止するために、・・・軽圧下法を開発し、連鋳スラブの中心偏析を大幅に改善する」と記載されている。
（７）甲第７号証
　第２〜３行には、「小径ロール軽圧下と鋳型内電磁攪拌を使ってマクロ偏析の改善効果を確認した」と記載されている。
（８）甲第８号証
　第５〜８行には、「中炭材は等軸晶が生成しにくいために、内部割れを発生させずに中心偏析を改善することは難しい。そこで、等軸晶率をアップさせることにより偏析改善を図った」と記載され、また、第２９〜３４行には、「条件１は、強圧下無しの場合を示し、条件２、３は強圧下を実施している。・・・条件３では等軸晶を十分確保しているため圧下範囲の中心固相率は０．２〜０８にコントロールしている。その結果、鋳片中心部のＣ偏析度は改善されている。」と記載されている。
（９）甲第９号証
　第１行には、「ブルーム偏析改善対策として軽圧下は非常に有効である。」と記載されている。
（１０）甲第１０号証
　第４〜７行には、「軽圧下法によるスラブの中心偏析低減には、スラブ厚み中心の凝固組織が等軸晶よりも柱状晶の方が軽圧下鋳造の効果を十分に発揮できることが知られている。」と記載されている。
　
３−４、当審の判断
　本件発明は、最終凝固位置を鋳片幅方向で常に平坦にすることは非常に難しいが、平坦でない場合でも、鋳片中央部と鋳片短辺側との最終凝固位置の差が所定の範囲内の場合には、中心偏析が低減するという知見に基づき（本件特許の明細書の段落【００１２】参照）、鋳片中央部の最終凝固位置と鋳片短辺側の最終凝固位置とを測定して、その差を所定値以下に制御することで、鋳片の中心偏析を防止したものである（本件特許の明細書の【請求項１】、段落【００１３】【００１４】参照）。
　これに対し、甲第１号証には、幅方向の鋳型壁内に設けられるスリット溝の幅を、幅方向の中央部の鋳型全長などで両端部よりも狭くするなどによって、鋳片幅方向中央部の冷却速度を幅方向両端部よりも小さくし、鋳片の中心偏析を改善することが記載され、甲第２、３号証には、鋳型内溶鋼の電磁攪拌により鋳片縦割れが防止されることが記載され、甲第４号証には、二次冷却帯における鋳片幅方向の冷却強度分布の設定とクレーターエンド形状との関連について記載されているが、これらの証拠には、鋳型幅方向の冷却、鋳型内溶鋼の電磁攪拌、及び鋳片幅方向の二次冷却にあたり、どのような基準にもとづいて攪拌強度や冷却強度を制御するかについては何ら記載されていない。
　また、甲第５号証には、スラブ幅方向の中心偏析の程度は、クレーター形状と密接な関係にあるとの知見に基づき、鋳片幅方向の二次冷却を、スラブの幅１／４、３／４部付近を幅中央より強冷却するように変更して、スラブ表面温度が平滑となるように制御し、クレーター形状をＷ状から均一なＵ字状に改善することが記載され、さらに、図の改善結果（Ｂ）には、スラブサイズ、鋳造速度及びクレーターエンド形状データから計算すると、本件発明の（１）式を満足しているものと推定されるクレーターエンド形状が記載されているといえるが、鋳片幅方向の二次冷却の制御は、前記のようにスラブ表面温度に基づいて行われており、本件発明のように鋳片中央部の最終凝固位置と鋳片短辺側の最終凝固位置とを測定して、その差が所定値以下になるように制御することについては何ら記載されていない。
　なお、甲第５〜１０号証には、鋳片の軽圧下による中心偏析の低減に関して記載されているが、鋳片中央部と鋳片短辺側の最終凝固位置とを測定して、その差を所定値以下に制御することに関しては何ら記載されていない。
　以上のとおり、鋳片中央部の最終凝固位置と鋳片短辺側の最終凝固位置とを測定して、その差が所定値以下になるように制御すること、すなわち、具体的には、本件発明を特定する事項である「鋳片幅方向中央部におけるメニスカスから最終凝固位置までの距離Ｌｃと、鋳片短辺から鋳片幅の１／１２隔てた位置から１／６隔てた位置までの任意の位置におけるメニスカスから最終凝固位置までの距離Ｌｅとを測定し、ＬｅとＬｃとの関係が（１）式を満足するように、鋳型幅方向の冷却強度、鋳型内溶鋼の攪拌強度、及び鋳片幅方向の二次冷却強度のうちの１以上を制御すること」は、甲１〜１０号証の何れにも記載されておらず、かつ、各甲号証の記載の組み合わせによっても示唆されるものではない。
　そして、本件発明は、前記の事項によって特定されることにより、鋳片の中央部と短辺側とのクレータ長の差を中央部のクレータ長の２％以下に制御するので、中心偏析、特に鋳片短辺側の中心偏析を防止することができる（明細書の段落【００５７】参照）という明細書に記載された顕著な作用効果を奏するものである。
　したがって、本件発明は、甲第６〜１０号証に記載されたものを参酌したとしても甲第１〜５号証に記載された発明に基づいて当業者が容易に発明をすることができたものではない。
　
４、むすび
　以上のとおりであるから、特許異議申立の理由及び証拠によっては、本件発明に係る特許を取り消すことはできない。
　また、他に本件発明に係る特許を取り消すべき理由を発見しない。
　よって、結論のとおり決定する。
【異議決定日】
平成１４年８月２日（２００２．８．２）
【訂正の要旨】
訂正の要旨
１）特許請求の範囲の減縮を目的として、明細書の特許請求の範囲の請求項１において、「鋳片幅方向中央部におけるメニスカスから最終凝固位置までの距離と、鋳片短辺から鋳片幅の１／１２隔てた位置から１／６隔てた位置までの任意の位置におけるメニスカスから最終凝固位置までの距離との関係が」とあるを、
「鋳片幅方向中央部におけるメニスカスから最終凝固位置までの距離Ｌｃと、鋳片短辺から鋳片幅の１／１２隔てた位置から１／６隔てた位置までの任意の位置におけるメニスカスから最終凝固位置までの距離Ｌｅとを測定し、ＬｅとＬｃとの関係が」に訂正する。
２）明りょうでない記載の釈明を目的として、明細書の段落【００１４】において、「鋳片幅方向中央部におけるメニスカスから最終凝固位置までの距離と、鋳片短辺から鋳片幅の１／１２隔てた位置から１／６隔てた位置までの任意の位置におけるメニスカスから最終凝固位置までの距離との関係が」とあるを、
「鋳片幅方向中央部におけるメニスカスから最終凝固位置までの距離Ｌｃと、鋳片短辺から鋳片幅の１／１２隔てた位置から１／６隔てた位置までの任意の位置におけるメニスカスから最終凝固位置までの距離Ｌｅとを測定し、ＬｅとＬｃとの関係が」に訂正する。
（５４）【発明の名称】
鋼の連続鋳造法
（５７）【特許請求の範囲】
　【請求項１】　鋳型内に溶鋼を注入し、溶鋼を冷却して形成した凝固シェルを鋳型下方に連続的に引抜き、更に鋳型下方の二次冷却帯で凝固シェル表面を冷却して鋳片の凝固を完了させる際に、鋳片幅方向中央部におけるメニスカスから最終凝固位置までの距離
Ｌｃ
Ｌｅとを測定し、ＬｅとＬｃ
　　−２．０≦（Ｌｅ−Ｌｃ）×１００／Ｌｃ≦２．０　　　　　　……（１）
　但し（１）式において符号は以下を表すものとする。
　　Ｌｃ；鋳片幅方向中央部におけるメニスカスから最終凝固位置までの距離、
　　Ｌｅ；鋳片短辺から鋳片幅の１／１２隔てた位置から１／６隔てた位置までの任意の位置におけるメニスカスから最終凝固位置までの距離
【発明の詳細な説明】
　【０００１】
　【発明の属する技術分野】
　本発明は、鋳片の中心偏析、特に鋳片短辺側の中心偏析を低減する鋼の連続鋳造法に関するものである。
　【０００２】
　【従来の技術】
　連続鋳造法において鋳片は、内部に鋳造方向に伸長した未凝固相を有して多数のロール間を引き抜かれるので、ロール間における鋳片バルジングや凝固収縮のために溶鋼体積の変化が生じ、この溶鋼体積の変化分を補うために溶質元素の濃化した濃化溶鋼が鋳片中心部に集積し、中心偏析が生成する。
　【０００３】
　そして特に幅の広い鋳片では、図８に示すように鋳片短辺から１００ｍｍの位置から鋳片幅の１／４に相当する位置の範囲の鋳片短辺側の中心偏析が悪化する傾向がある。これは、鋳片幅方向で最終凝固位置が不均一となり、未凝固相が長く伸びた鋳片短辺側に濃化溶鋼が集積し易いためである。
　【０００４】
　鋳片短辺側の未凝固相が伸長する理由は以下の２つの要因がある。
　▲１▼鋳型内における凝固速度の不均一；鋳型内において浸漬ノズルからの吐出流が鋳片短辺の凝固シェルに向かって吐出されるため、相対的に温度の高い溶鋼が短辺近傍に集中して当該部における鋳型内凝固速度が遅延し、この影響を引継ぎ、最終凝固位置が延長する。但し、二次冷却帯において鋳片短辺面からも凝固が進行するため、短辺から１００ｍｍの範囲は凝固遅れが解消する。
　【０００５】
　▲２▼二次冷却帯における凝固速度の不均一；矯正応力による鋳片表面のコーナー割れ及び横割れを防止するために、鋳片長辺面のコーナー近傍の冷却を弱め、鋼の脆性温度域を高温度側に回避することが一般的に行われる。そのため鋳片短辺側の凝固速度が遅くなる。
　【０００６】
　この中心偏析を防止するために幾つかの提案が開示されている。
　特公昭６２−３４４６１号（以下、「先行技術１」と記す）には、連続鋳造の際に、鋳片中心部が液相線温度となるまでの期間は積極的に凝固シェルをバルジングさせて鋳片の未凝固相厚みを増大させ、逆に鋳片中心部が液相線温度到達後から凝固完了までの期間は鋳片に圧下力を加えて鋳片断面積を減少させ、中心偏析を防止する方法が開示されている。この方法によれば、凝固シェルを積極的にバルジングさせることで未凝固相厚みを鋳片幅方向で均一化することができ、鋳片短辺側を含めた中心偏析が低減できるとしている。
　【０００７】
　特公昭５９−４１８２９号公報（以下、「先行技術２」と記す）には、連続鋳造の際、未凝固相を有する鋳片を電磁超音波厚み計を用いて幅方向に走査して未凝固相の鋳片断面でのプロフィールを求め、予め設定した基準プロフィールとの差に応じて、鋳造速度又は幅方向二次冷却パターンを制御する方法が開示されている。この方法によれば鋳片短辺側の凝固遅れを制御でき、中心偏析を抑制することができるとしている。
　【０００８】
　特開昭６３−２７３５５７号公報（以下、「先行技術３」と記す）には、加速凝固現象が起こる凝固末期に未凝固相を電磁攪拌して中心偏析を防止する方法が開示されている。この方法によれば電磁攪拌にて生成した等軸晶が鋳片中心部に集積するので中心偏析が低減できるとしている。しかし、電磁攪拌を施しても未凝固相厚みは変化せず、又、等軸晶間には粒状の偏析が数多く発生し、そして場合によっては粒状の偏析同士が繋がった新たなＶ状偏析が形成されるので、先行技術３は中心偏析対策として好ましくない。
　【０００９】
　【発明が解決しようとする課題】
　先行技術１及び先行技術２に記載されているように鋳片幅方向で未凝固相厚みを均一にし、最終凝固位置を幅方向で平坦とすれば鋳片短辺側の中心偏析は防止できる。
　【００１０】
　しかし、先行技術１では、局所的な凝固厚みの差を解消しないままバルジングさせるので、局所的な未凝固相の厚み差は依然として残存し、従って、最終凝固位置の不均一が解消できない場合が多い。
　【００１１】
　又、先行技術２では、鋳片中央部の凝固完了以前０．５〜５分の測定時期に、鋳片中央部の未凝固相厚みａと鋳片短辺側の未凝固相厚みｂとの比ｂ／ａは２．０以下であれば良いとしている。しかし未凝固相厚みにこのような差がある場合には、最終凝固位置は平坦とならず、鋳片短辺側の偏析は防止できない。
　【００１２】
　実機試験結果により発明者等は、最終凝固位置を鋳片幅方向で常に平坦にすることは非常に難しいが、平坦でない場合も鋳片中央部と鋳片短辺側との最終凝固位置の差が所定の範囲内の場合には、中心偏析が低減することを見出した。
　【００１３】
　本願発明は上記知見に基づきなされたもので、その目的とするところは鋳片中央部と鋳片短辺側の最終凝固位置との差を所定値以下に制御することで、鋳片の中心偏析を防止した連続鋳造法を提案するものである。
　【００１４】
　【課題を解決するための手段】
　本発明による鋼の連続鋳造法は、鋳型内に溶鋼を注入し、溶鋼を冷却して形成した凝固シェルを鋳型下方に連続的に引抜き、更に鋳型下方の二次冷却帯で凝固シェル表面を冷却して鋳片の凝固を完了させる際に、鋳片幅方向中央部におけるメニスカスから最終凝固位置までの距離
Ｌｃ
Ｌｅとを測定し、ＬｅとＬｃ
　【００１５】
　但し（１）式において、Ｌｃ；鋳片幅方向中央部におけるメニスカスから最終凝固位置までの距離、Ｌｅ；鋳片短辺から鋳片幅の１／１２隔てた位置から１／６隔てた位置までの任意の位置におけるメニスカスから最終凝固位置までの距離を表すものとする。
　【００１６】
　　−２．０≦（Ｌｅ−Ｌｃ）×１００／Ｌｃ≦２．０　　　　　　……（１）
　鋳片幅方向の最終凝固位置の形状を大別すると図２に示すパターンＡ、Ｂ、Ｃの３つのパターンに分類できる。パターンＡは鋳片短辺側の最終凝固位置が鋳片中央部に比較して伸びた形状、パターンＢは最終凝固位置が鋳片幅方向でほぼ同一位置で平坦な形状、パターンＣは鋳片中央部の最終凝固位置が鋳片短辺側に比較して伸びた形状である。
　【００１７】
　発明者等は後述するように、メニスカスから最終凝固位置までの距離（以下、「クレータ長」と記す）を鋳片幅方向で測定し、鋳造後鋳片の中心偏析を調査して、鋳片幅方向のクレータ長の差と中心偏析との関係を求めた。その際に、鋳片中央部は鋳片幅の１／２（以下、「Ｗ／２」と記す。同様に、以下「Ｗ／ｎ」は鋳片幅のｎ等分を示す）の位置を、又、鋳片短辺側は鋳片短辺からＷ／７隔てた位置（以下、「Ｗ／７位置」と記す）を代表として測定した。そして図２に示すようにＷ／２位置のクレータ長をＬｃ、Ｗ／７位置のクレータ長をＬｅとして、下記の（２）式に示す指数Ｉｎを横軸に、縦軸に中心偏析度をとり、まとめた結果が図７である。図７において、指数Ｉｎが零近傍は最終凝固位置の形状はパターンＢ、指数Ｉｎが正の範囲はパターンＡ、負の範囲はパターンＣとなる。
　【００１８】
　　Ｉｎ＝（Ｌｅ−Ｌｃ）×１００／Ｌｃ　　　　　　　　　　　　……（２）
　図７に示すように、中心偏析度が製品で実害の発生しない１．０８以下を合格水準とすると、適正な指数Ｉｎの範囲は−２．０〜２．０の範囲に定まり、（１）式の範囲が定められる。即ち、鋳片の中央部と短辺側とのクレータ長の差を中央部のクレータ長の２％以下に制御することで、鋳片短辺側の中心偏析を低減することができる。
　【００１９】
　鋳片幅方向中央部のクレータ長の測定位置はＷ／２位置近傍とし、鋳片短辺側のクレータ長の測定位置は鋳片短辺から鋳片幅の１／１２隔てた位置（Ｗ／１２位置）から１／６隔てた位置（Ｗ／６位置）までの鋳片短辺側の任意の位置とする。Ｗ／１２位置からＷ／６位置までの範囲であれば鋳片短辺側のクレータ長を代表するためである。
　【００２０】
　本発明では最終凝固位置の制御のために、鋳型幅方向の冷却強度、鋳型内溶鋼の攪拌強度、及び鋳片幅方向の二次冷却強度のうちの１以上を制御する。
　【００２１】
　鋳型幅方向の冷却強度を変更すると、鋳型内での鋳片幅方向の凝固速度を変えることができるので、鋳片短辺側の凝固遅れを改善することができる。
　【００２２】
　鋳型内溶鋼の攪拌強度を高め鋳型内溶鋼を攪拌すると、相対的に温度の高い溶鋼が鋳片短辺近傍に集中することが防止され、鋳片幅方向で均一な温度分布となり、鋳片短辺側の凝固遅れが防止できる。
　【００２３】
　鋳片幅方向の二次冷却強度を、鋳片中央部に比較して短辺側の冷却強度を高めれば、鋳片短辺側の凝固速度が速くなり、鋳片短辺側の凝固遅れを改善することができる。
　【００２４】
　又、これらの２以上を同時に実施すれば、それぞれの効果が加算され凝固遅れの改善はより効果的となる。
　【００２５】
　更に、鋳片厚み方向に圧下力を付与して鋳片断面積を減少させながら凝固を完了させると、より一層中心偏析の低減に効果があるので望ましい。
　【００２６】
　【発明の実施の形態】
　図１は本発明を実施した鋳片断面が矩形型の連続鋳造機側断面を模式的に示した図である。
　【００２７】
　タンディッシュ２内の溶鋼３は、タンディッシュ２の底部に設けた浸漬ノズル４を介して連続的に鋳型１内に注入される。鋳型１内に注入された溶鋼３は冷却され凝固シェル６を形成し、凝固シェル６は鋳型１の下方に設けたサポートロール１０及びガイドロール１１を通り、駆動ロール１２にて下方に連続的に引き抜かれる。鋳型１直下以降は水スプレー乃至エアーミストスプレーによる二次冷却帯となっており、鋳型１より引き抜かれた凝固シェル６の表面は二次冷却帯にて冷却されて未凝固相７の厚みを減少させ、最終凝固位置８にて凝固を完了して、鋳片９となる。
　【００２８】
　本発明では、鋳片中央部とＷ／１２位置からＷ／６位置までの範囲の任意の位置との鋳片幅方向２か所で、メニスカス５から最終凝固位置８までのクレータ長を測定する必要がある。この測定方法は、鋳造中オンラインで測定する方法と、鋳造前に予め測定する方法とがある。
　【００２９】
　鋳造中オンラインで測定する方法は、最終凝固位置８の０．５ｍ〜５ｍ上流側に例えば電磁超音波厚み計１３を、上記の鋳片幅方向２か所に設置し、凝固シェル６厚みを測定して求める方法がある。測定した凝固シェル６厚みから鋳片幅方向２か所のクレータ長を推定することができ、又、測定した幅方向での凝固シェル６厚みの差からクレータ長の差を推定することができる。
　【００３０】
　又、最終凝固位置８の上流側及び下流側に電磁超音波厚み計１３を鋳造方向及び上記鋳片幅方向２か所の位置に複数個配列し、これらの電磁超音波厚み計１３による鋳造方向の凝固シェル６厚みの測定結果から、直接最終凝固位置８を定め、鋳片幅方向２か所のクレータ長を求める方法もある。
　【００３１】
　オンラインで測定する場合には、その測定結果から、鋳型幅方向の冷却強度、鋳型内溶鋼の攪拌強度、及び鋳片幅方向の二次冷却強度のうちの１以上を制御して、鋳片中央部のクレータ長とＷ／１２位置からＷ／６位置の任意の位置のクレータ長とが（１）式を満足するように制御して、本発明を適用する。
　【００３２】
　予め測定する方法は、最終凝固位置８の０．５ｍ〜５ｍ上流側に例えばＦｅ−Ｓ合金を封入した鋲を凝固シェル６中に打ち込み、凝固シェル６厚みを測定して求める方法がある。打ち込まれた鋲は未凝固相７が存在する範囲では溶融してＦｅ−Ｓ合金が溶けだすので、鋳造後鋳片断面をサファプリント試験にて調査すると、〔Ｓ〕濃度の差から凝固シェル６厚みが測定できる。上記鋳片幅方向２か所で鋲打ち法にて凝固シェル６厚みを測定すれば、凝固シェル６厚みから鋳片幅方向２か所のクレータ長を推定する又は幅方向での凝固シェル６厚みの差からクレータ長の差を推定することができる。
　【００３３】
　鋳造前に予め測定する場合には、鋳型幅方向の冷却強度、鋳型内溶鋼の攪拌強度、及び鋳片幅方向の二次冷却強度のうちの１以上を変更した種々の鋳造条件にて上記鋳片幅方向２か所のクレータ長を測定し、鋳片幅方向２か所のクレータ長が（１）式を満足する鋳造条件を選択し、その鋳造条件にて鋳造することで、本発明を適用する。
　【００３４】
　鋳型幅方向の冷却強度の変更は、鋳型長辺銅板の冷却水溝のスリット密度を鋳型幅方向で変更することで行う。鋳型銅板はスリット内を通過する冷却水にて冷却され、凝固シェル６を間接的に冷却する。鋳型幅方向単位長さ当たりのスリット密度を多くした範囲の鋳型銅板は冷却水による冷却効果が向上し、凝固シェル６と接触する鋳型銅板表面温度が低下して抜熱量が増大するので、凝固シェル６の凝固速度が速くなる。スリット密度の変更は、例えば鋳片短辺側のスリット密度を中央部の２倍とし、スリット密度の変更範囲はＷ／４位置から鋳片短辺までの範囲で十分である。図３は鋳型長辺銅板の断面のスリットを模式的に示した図で、（ａ）を中央部の基準のスリット密度とした場合に、（ｂ）は中央部の２倍の密度でスリットを設置した例を示している。
　【００３５】
　鋳型内溶鋼の攪拌強度の変更は、例えば鋳型長辺の背面に設置した移動磁場発生装置にて実施する。移動磁場発生装置にて鋳型１内の溶鋼３に移動磁場を印加し、磁場の移動方向に溶鋼３を強制的に移動させることで攪拌強度を上げることができる。溶鋼の流動方向は、鋳型１の横断面で回転する方向、又は浸漬ノズル４からの吐出流を加速する方向（鋳型縦断面で回転する方向）があり、適宜選択する。但し、攪拌力が過多の場合には、メニスカス５におけるモールドパウダーの巻き込みが発生するので、メニスカス５における溶鋼流速が０．６ｍ／ｓｅｃ以下の範囲で攪拌することが望ましい。
　【００３６】
　鋳片幅方向の二次冷却強度の変更は、水スプレー又はエアーミストスプレーのの流量を鋳片幅方向で変更して行う。流量変更の範囲は、鋳片幅方向はＷ／４位置から鋳片短辺までの範囲で十分であり、鋳造方向は鋳型１直下から最終凝固位置８までが望ましいが、少なくとも鋳型１直下からクレータ長の１／２以上の範囲とする。
　【００３７】
　【実施例】
　〔実施例１〕
　鋳片厚み２５０ｍｍ、鋳片幅２１００ｍｍ、鋳片引抜き速度１．５ｍ／ｍｉｎ、タンディッシュ内溶鋼過熱度が２５〜４０℃の条件で、炭素濃度が０．１０〜０．１５ｗｔ％の中炭素鋼を対象に図１に示す連続鋳造機にて試験鋳造を実施した。本試験鋳造では鋳片に圧下を付与するために、図１に圧下帯として示したメニスカスから１４．８ｍ〜３２ｍの範囲のガイドロールを０．６ｍｍ／ｍの勾配でロール間隔を減少させている。ちなみに圧下力を付与する範囲の鋳片中心部の固相率は０．０５〜１．０となる。又、鋳型内溶鋼を攪拌するため図４に示すように移動磁場発生装置１４を鋳型長辺背面に配置している。
　【００３８】
　鋳型幅方向の冷却強度、鋳型内溶鋼の攪拌強度、及び鋳片幅方向の二次冷却強度を変更し試験鋳造を実施した。各試験条件を表１に示す。
　【００３９】
　【表１】
　【００４０】
　鋳型幅方向の冷却強度は、鋳型長辺銅板のＷ／４位置から鋳片短辺側のスリット密度を中央部の１．５倍と、２．０倍とに変更した。
　【００４１】
　鋳型内溶鋼の攪拌強度は、浸漬ノズルからの吐出流速度を加速させるため磁場を浸漬ノズルから短辺側に移動させ、印加電流を２００Ａと３２０Ａとに変更した。磁束密度は、印加電流が２００Ａの場合には０．０２Ｔ、３２０Ａの場合には０．０３Ｔとなり、Ｗ／７位置のメニスカスにおける溶鋼流速はそれぞれ０．４０ｍ／ｓｅｃ、０．５６ｍ／ｓｅｃであり、磁場を印加しないときの０．３０ｍ／ｓｅｃに比較し増速している。尚、メニスカスでの溶鋼流速はメニスカスに耐火物棒を浸漬させ、耐火物棒の振れ角度から求めた結果である。
　【００４２】
　鋳片幅方向の二次冷却強度は、鋳型直下〜メニスカスから６ｍ迄の範囲を上流側、メニスカスから６ｍ〜最終凝固位置までの範囲を下流側として、Ｗ／４位置から鋳片短辺までの範囲を中央部に比べて１０％、２０％、及び５０％の水量を増加させて実施した。尚、二次冷却は水スプレーである。
　【００４３】
　表１に示す二次冷却強度のうち、強冷却とは比水量２．０リットル／ｋｇ−鋳片、弱冷却とは比水量０．８リットル／ｋｇ−鋳片の条件を示している。鋳片中央部の凝固係数は強冷却の場合に３０．５ｍｍ・ｍｉｎ−１／２、弱冷却の場合に２７．５ｍｍ・ｍｉｎ−１／２となり、鋳片中央部のクレータ長はそれぞれ２５．２ｍ、３１．０ｍである。
　【００４４】
　各試験鋳造とも鋳片中央部のクレータ長より１ｍ上流側において、Ｆｅ−Ｓ合金を封入した鋲を凝固シェルに打ち込み、サルファプリント法にて凝固シェル厚みを測定した。鋲打ち込み位置はＷ／２位置、Ｗ／４位置及びＷ／７位置の幅方向３か所とした。凝固シェルの伝熱解析により最終凝固位置付近においては、凝固シェル厚みの差が１ｍｍあれば、強冷却の場合で０．４ｍ、弱冷却の場合で０．５ｍのクレータ長の差となることが判っているので、サルファプリント法による凝固シェル厚みの差からクレータ長の差を比例配分により算出できる。
　【００４５】
　試験Ｎｏ．１、２、３、４及び５では、鋳型幅方向の冷却強度及び鋳型内溶鋼の攪拌強度の影響を調査するために、鋳型内にＦｅ−Ｓ合金を添加し凝固完了後のサルファプリント法により鋳型出口までに形成された凝固シェル厚みを測定し、鋳片幅方向で比較した。
　【００４６】
　試験結果の評価は、Ｗ／２位置とＷ／７位置との鋳片中心部から５ｍｍΦドリルサンプルを２０個採取し、ドリルサンプルの炭素濃度分析値とタンディッシュ内溶鋼から採取したサンプルの炭素濃度分析値との比の２０点の平均値を中心偏析度とした。そして中心偏析度が１．０８以下を合格とした。
　【００４７】
　又、Ｗ／２位置とＷ／７位置との鋳片中心部からサンプルの長さ方向が鋳造方向となるように１０ｍｍ厚み×１０ｍｍ幅×１００ｍｍ長のサンプルを４個ずつ採取した、同時に、同一サイズのサンプルを鋳片表層の健全部から採取して、アルキメデス法によりこれらサンプルの密度を測定し、中心部と健全部との比の４点の平均値を比密度として評価した。そして比密度が０．９９７以上を合格とした。
　【００４８】
　尚、試験Ｎｏ．１及び２０は対策を施していない通常の鋳造条件である。凝固シェル厚みの測定値、Ｗ／２位置とＷ／７位置とのクレータ長の差、指数Ｉｎ、中心偏析度、及び比密度の測定結果と、中心偏析度及び比密度から判定した総合判定を表２に示す。
　【００４９】
　【表２】
　【００５０】
　又、鋳型出口での凝固シェル測定結果を図５に示す。図中プロット点から延びる線は標準偏差に相当する。図５及び表２に示すように、鋳型幅方向の冷却強度の変更及び鋳型内溶鋼攪拌により、鋳型内凝固シェルの均一化が促進される。しかし、試験Ｎｏ．２のように凝固シェル厚みの均一化の改善効果が少ない場合には、中心偏析の改善効果は少ない。
　【００５１】
　表２に示すように鋳片幅方向の二次冷却強度を変更すると、鋳片短辺側の中心偏析度及び比密度が改善する。特に、鋳型直下の冷却強度を増大させることが効果的である。この傾向は強冷却、弱冷却に依存しない。但し、試験Ｎｏ．１５に見られるように過度に鋳片短辺側を冷却するとＷ／２位置の中心偏析が悪化する。
　【００５２】
　鋳型幅方向の冷却強度、鋳型内溶鋼の攪拌強度、及び鋳片幅方向の二次冷却強度のうちの２以上を変更した試験Ｎｏ．１６、１７、１８、１９は単独に対策を施した場合に比較して、中心偏析の改善効果が大きいことが判る。
　【００５３】
　図６に、表２に示した３０の試験におけるクレータ長の差と、Ｗ／２位置又はＷ／７位置のうち大きい方の中心偏析度（最大偏析度）との関係を示す。クレータ長の差が小さくなるにつれ、中心偏析度は改善され、中心偏析度が合格の範囲はクレータ長の差が０．６ｍ以下の範囲となる。
　【００５４】
　図７に、表２に示した３０の試験における最大偏析度と、（２）式による指数Ｉｎとの関係を示す。このように試験鋳造の結果から指数Ｉｎを−２．０から２．０の範囲に制御すれば、中心偏析の改善に効果があることが判る。
　【００５５】
　〔実施例２〕
　鋳片厚み２５０ｍｍ、鋳片幅１６５０ｍｍ、鋳片引抜き速度１．５ｍ／ｍｉｎ、タンディッシュ内溶鋼過熱度が２５〜４０℃、二次冷却強度が比水量２．０リットル／ｋｇ−鋳片の条件で、炭素濃度が０．１０〜０．１５ｗｔ％の中炭素鋼を対象に図１に示す連続鋳造機にて本発明を実施した。メニスカスから２３ｍの位置に電磁超音波厚み計をＷ／２位置とＷ／１２位置とに設置し、電磁超音波厚み計による凝固シェル厚みの測定値を演算機に入力してクレータ長の差を算出し、指数Ｉｎが−２．０から２．０の範囲となるように、鋳片短辺側４００ｍｍの範囲の鋳型直下から最終凝固位置までの二次冷却強度を自動的に変更した。但し、水スプレーの水量増加の最大値を３０％とした。
　【００５６】
　鋳造後鋳片の中心偏析度と比密度測定を実施例１と同一の方法で実施した。全てのサンプルにおいて、中心偏析度は１．０６以下、比密度は０．９９８以上となり、良好な結果を得た。
　【００５７】
　【発明の効果】
　本発明によれば、鋳片の中央部と短辺側とのクレータ長の差を中央部のクレータ長の２％以下に制御するので、中心偏析、特に鋳片短辺側の中心偏析を防止することができる。
【図面の簡単な説明】
　【図１】
　本発明を実施した鋳片断面が矩形型の連続鋳造機側断面を模式的に示した図である。
　【図２】
　鋳片幅方向の最終凝固位置の形状を模式的に示した図である。
　【図３】
　鋳型長辺銅板の断面における冷却水溝のスリットを模式的に示した図で、（ａ）を基準とした場合に、（ｂ）は基準の２倍の密度でスリットを設置した例を示した図である。
　【図４】
　実施例１の試験鋳造に用いた鋳型の側断面を示した図である。
　【図５】
　実施例１の試験鋳造における鋳型出口での凝固シェル厚みの測定結果を示した図である。
　【図６】
　実施例１の試験鋳造の結果から、クレータ長の差と鋳片の最大偏析度との関係を、鋳片の合否の評価別に示した図である。
　【図７】
　実施例１の試験鋳造の結果から、（２）式による指数Ｉｎと鋳片の最大偏析度との関係を、鋳片の合否の評価別に示した図である。
　【図８】
　従来法による鋳片の中心偏析を模式的に示した図である。
　【符号の説明】
　１；鋳型
　２；タンディッシュ
　３；溶鋼
　４；浸漬ノズル
　５；メニスカス
　６；凝固シェル
　７；未凝固相
　８；最終凝固位置
　９；鋳片
　１０；サポートロール
　１１；ガイドロール
　１２；駆動ロール
　１３；電磁超音波厚み計