【事件の表示】
　特許第５７５９３０４号発明「ＴＩＧ溶接またはサブマージアーク溶接による高Ｃｒ鋼製タービンロータの多層肉盛溶接部およびその製造方法」の特許異議申立事件について、次のとおり決定する。
【結　論】
　特許第５７５９３０４号の請求項１ないし５に係る特許を維持する。
【理　由】
第１　手続の経緯
　本件特許第５７５９３０４号の請求項１〜５に係る特許についての出願は、平成２３年　８月１７日に特許出願され、平成２７年　６月１２日にその特許権の設定の登録がされたものである。
　その後、その特許について、特許異議申立人　藤原　一樹　により、特許異議の申立てがなされたものである。
第２　本件特許発明
　本件特許の請求項１〜５に係る発明（以下、「本件特許発明１〜５」ということがある。）は、その特許請求の範囲の請求項１〜５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】
　高Ｃｒ鋼製タービンロータの軸受接触面に形成された多層肉盛溶接部のうち、初層溶接部が、
　質量％で、
Ｃ：０．０５〜０．２％、
Ｓｉ：０．１〜１．０％、
Ｍｎ：０．３〜１．５％、
Ｃｒ：４．０〜６．７％、
Ｍｏ：０．５〜１．５％、
　を含有し、残部がＦｅおよび不可避不純物からなり、前記不可避不純物中で、質量％で、Ｐ：０．０１５％以下、Ｓ：０．０１５％以下、Ｃｕ：０．２％以下、Ｖ：０．２％以下、Ｎｉ：０．３％以下、Ｃｏ：１．５％以下、Ｂ：０．００５％以下、Ｗ：１．５％以下、Ｎｂ：０．０７％以下に規制された組成を有し、
　前記初層溶接部上に形成された上盛層溶接部が、
　質量％で、
Ｃ：０．０５〜０．２％、
Ｓｉ：０．１〜１．０％、
Ｍｎ：０．３〜２．５％、
Ｃｒ：１．０〜４．０％、
Ｍｏ：０．５〜１．５％、
　を含有し、残部がＦｅおよび不可避不純物からなり、前記不可避不純物中で、Ｐ：０．０１５％以下、Ｓ：０．０１５％以下、Ｃｕ：０．２％以下、Ｖ：０．１５％以下、Ｎｉ：０．３％以下、Ｎｂ：０．０７％以下に規制された組成を有する、ＴＩＧ溶接またはサブマージアーク溶接による高Ｃｒ鋼製タービンロータの多層肉盛溶接部。
【請求項２】
　前記初層溶接部が、次の式（１）を満足することを特徴とする請求項１記載のＴＩＧ溶接またはサブマージアーク溶接による高Ｃｒ鋼製タービンロータの多層肉盛溶接部。
　　Ｐｃｒ（１）＝（初層溶接部中のＣｒ量）×０．６５−（高Ｃｒ鋼製タービンロータのＣｒ量−初層溶接部中のＣｒ量）×０．３５＞０．７　　　　…（１）
【請求項３】
　前記上盛層溶接部中の前記Ｖ量が、前記初層溶接部の不可避不純物中に含まれるＶ量よりも低く、かつ質量％で０．１５％以下であることを特徴とする請求項１または２に記載のＴＩＧ溶接またはサブマージアーク溶接による高Ｃｒ鋼製タービンロータの多層肉盛溶接部。
【請求項４】
　前記上盛層溶接部が、次の式（２）を満足することを特徴とする請求項１〜３のいずれか１項に記載のＴＩＧ溶接またはサブマージアーク溶接による高Ｃｒ鋼製タービンロータの多層肉盛溶接部。
　Ｐｃｒ（ｎ）＝（ｎ層目上盛層溶接＊０．３部中のＣｒ量）×０．６５−｛（ｎ−１）層目上盛層溶接部中のＣｒ量−ｎ層目上盛層溶接部中のＣｒ量｝×０．３５＞０．７　…（２）
　ただし、多層肉盛溶接部がＮ層で構成されている場合、２≦ｎ≦Ｎである。
【請求項５】
　高Ｃｒ鋼製タービンロータの軸受接触面に、
　質量％で、
Ｃ：０．０３〜０．２％、
Ｓｉ：０．１〜１．０％、
Ｍｎ：０．３〜１．２％、
Ｃｒ：２．０〜５．５％、
Ｍｏ：０．１〜１．５％、
　を含有し、残部がＦｅおよび不可避不純物からなり、前記不可避不純物中で、Ｐ：０．０１５％以下、Ｓ：０．０１５％以下、Ｃｕ：０．２％以下、Ｖ：０．１％以下に規制し、さらにＮｉ、ＮｂおよびＴｉよりなる群から選択される１種以上を総和で０．２％以下に規制した組成を有する初層溶接部用溶接材料によって請求項１記載の組成が得られる初層溶接部をＴＩＧ溶接またはサブマージアーク溶接により形成し、
　前記初層溶接部の上層に、
　質量％で、
Ｃ：０．０３〜０．２％、
Ｓｉ：０．１〜１．０％、
Ｍｎ：０．３〜３．０％、
Ｃｒ：１．０〜２．５％、
Ｍｏ：０．１〜１．５％、
　を含有し、残部がＦｅおよび不可避不純物からなり、前記不可避不純物中で、Ｐ：０．０１５％以下、Ｓ：０．０１５％以下、Ｃｕ：０．２％以下、Ｖ：０．１％以下に規制し、さらにＮｉ、ＮｂおよびＴｉよりなる群から選択される１種以上を総和で０．２％以下に規制した組成を有する上盛層溶接部用溶接材料によって請求項１記載の組成が得られる上盛層をＴＩＧ溶接またはサブマージアーク溶接により形成することを特徴とするＴＩＧ溶接またはサブマージアーク溶接による高Ｃｒ鋼製タービンロータの多層肉盛溶接部の製造方法。
　ここで、上記請求項４の式（２）についての「Ｐｃｒ（ｎ）＝（ｎ層目上盛層溶接＊０．３部中のＣｒ量）×０．６５−｛（ｎ−１）層目上盛層溶接部中のＣｒ量−ｎ層目上盛層溶接部中のＣｒ量｝×０．３５＞０．７　…（２）」における「ｎ層目上盛層溶接＊０．３部中のＣｒ量」との記載は、「＊０．３部」との記載により明らかに不明確であるが、本件特許の願書に添付した明細書の記載、特に【００５５】の「　Ｐｃｒ（ｎ）＝（ｎ層目上盛層溶接のＣｒ量）×０．６５−｛（ｎ−１）層目上盛層溶接部中のＣｒ量−ｎ層目上盛層溶接部中のＣｒ量｝×０．３５＞０．７　…（２）」との記載からみて、上記「ｎ層目上盛層溶接＊０．３部中のＣｒ量」との記載は、「ｎ層目上盛層溶接のＣｒ量」の明らかな誤記であると認められる。
　よって、以下の判断においては、上記請求項４の式（２）が次のものであるとして扱う。
「　Ｐｃｒ（ｎ）＝（ｎ層目上盛層溶接のＣｒ量）×０．６５−｛（ｎ−１）層目上盛層溶接部中のＣｒ量−ｎ層目上盛層溶接部中のＣｒ量｝×０．３５＞０．７　…（２）」
第３　特許異議の申立ての概要
　特許異議申立人は、以下の甲第１号証〜甲第２４号証の２を提示し、次の理由により特許を取り消すべきものである旨主張している。
１　理由
（１）本件特許発明１〜５は、甲第１号証に記載された発明と、甲第２号証〜甲第２４号証の２に記載された発明とに基づいて、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、その特許は、特許法第２９条第２項の規定に違反して特許されたものであり、同法第１１３条第２号に該当し、取り消すべきものである。
２　甲号証
　甲第１号証　：米国特許第４５０４５５４号公報
　甲第１号証の２：甲第１号証の日本語翻訳文
　甲第２号証　：特開昭５７−１６５６０３号公報
　甲第３号証　：特開平９−６６３８８号公報
　甲第４号証　：特開平４−８１２９１号公報
　甲第５号証　：特開平４−８１２９３号公報
　甲第６号証　：特開平６−２７２５０３号公報
　甲第７号証　：特開平９−６６３８９号公報
　甲第８号証　：特開平９−７６０９１号公報
　甲第９号証　：特開２０１１−１１２４０号公報
　甲第１０号証：茅野林造ら、「発電機用１２％Ｃｒ鋼ロータ軸受部オーバーレイ溶接材料の開発　−大径軸材の性状および焼付性の評価−」、溶接学会全国大会講演概要　第６３集、社団法人　溶接学会、平成１０年、ｐ．３１６〜３１７
　甲第１１号証：「１．２．５．６　共通技術　高クロム鋼の開発と材料特性評価法の整備」の写し
（当審の調査によれば、甲第１１号証は、次のものである。
　原子力分野の研究開発に関する委員会　原子力研究開発作業部会（第５回）配付資料　資料５−８実用化戦略調査研究フェーズ２の研究成果　１．２．５．６　高クロム鋼の開発と材料特性評価法の整備、［online］、平成１８年、文部科学省、［平成２８年　６月２７日］、インターネット
＜URL：http://www.mext.go.jp/b_menu/shingi/gijyutu/gijyutu2/018/shiryo/06050906/002/031.pdf＞）
　甲第１１号証の２：甲第１１号証のＰＤＦファイルのプロパティ画面のプリントアウト
　甲第１２号証：特開２００２−１８０２０８号公報
　甲第１３号証：特開２００９−７４１７９号公報
　甲第１４号証：高内英亮、「原子力発電用低合金耐熱鋼溶接材料について（Ｍｎ−Ｍｏ−Ｎｉ鋼用溶接材料）」、技術レポート、２００９年、ｖｏｌ．４９、２００９−４、ｐ．１〜６
　甲第１５号証：特開２００８−９３６６８号公報
　甲第１６号証：特開昭５７−１３７４５６号公報
　甲第１７号証：特開平９−２８７４０２号公報
　甲第１８号証：特開２００１−９８３４９号公報
　甲第１９号証：茅野林造ら、「１２Ｃｒロータ軸受オーバーレイ溶接技術の開発」、日本製鋼所技報、日本製鋼所、平成９年、第５３号、ｐ．５１〜６２
　甲第２０号証：茅野林造ら、「発電機用１２％Ｃｒ鋼ロータ軸受部オーバーレイ溶接材料の開発」、溶接学会全国大会講演概要　第６１集、社団法人　溶接学会、平成９年、ｐ．１８８〜１８９
　甲第２１号証：本件特許に係る出願に対する平成２７年　４月１６日付け意見書
　甲第２２号証：「ＫＯＢＥＬＣＯ　ＷＥＬＤＩＮＧ　ＨＡＮＤＢＯＯＫ」、ＫＯＢＥ　ＳＴＥＥＬ，　ＬＴＤ、２００８年、ｐ．１９２〜１９３
　甲第２３号証：「ＥＳＡＢ　Ｔｅｃｈｎｉｃａｌ　Ｈａｎｄｂｏｏｋ　Ｓｕｂｍｅｒｇｅｄ　Ａｒｃ　Ｗｅｌｄｉｎｇ」、２００８年、ｐ．１４
　甲第２４号証：「神鋼溶接総合カタログ−溶接材料・システム−　ＫＯＢＥＬＣＯ」、２０１５年、ｐ．４２８〜４２９
　甲第２４号証の２：日本工業標準調査会ホームページの旧規格リスト（ＪＩＳ　Ｚ３３１７）
（当審の調査によれば、甲第２４号証は、次のものである。
　旧規格リスト（ＪＩＳ　Ｚ３３１７）、［online］、日本工業標準調査会、［平成２８年　６月２７日］、インターネット
＜URL：http://www.jisc.go.jp/app/pager?id=2643030＞）
第４　各甲号証の記載事項
１　甲第１号証について
ア　甲第１号証には、次の事項が記載されている。
（ア）「EMBODIMENT 1
　Referring to FIG. 1 which is a partly-sectioned side elevational view of an example of a steam turbine rotor shaft,・・・, 4 denotes a bearing and 5 denotes a journal having built-up welding layers. As will be clearly seen from FIG. 2, the welding layers include a first layer 6, a second layer 7 and a third layer 8. The outer surface of the third layer 8 is worked mechanically.・・・. An example of the chemical composition by weight of the alloy constituting the main body of the rotor shaft is shown in Table 1 below.
　・・・
　A shielded metal arc welding is effected spirally in the circumferential direction along the surface of the main body to form built-up welding layers comprising five layers. The built-up welding was conducted under the condition of welding current of 170 A, voltage of 24 V, speed of 26 cm/min and inter-pass temperature of 250℃. Then, a heat treatment was conducted in a manner as shown in FIG. 3. After the completion of the built-up welding, the outermost layer and the next layer thereunder were removed by a mechanical working to leave three built-up welding layers on the journal portion as shown in FIG. 2.・・・.
　Table 2 shows the chemical compositions (weight %) of a deposite metal, i.e., a portion which is not affected by the phenomenon of mixing with the constituents of the parent metal, of the shielded metal arc welding rods having a diameter of about 4 mm used in the built-up welding.
・・・
・・・
　The rotor shaft thus formed was subjected to a were test and showed a remarkably improved bearing property as compared with the rotor shaft body of high Cr steel having martensite structure. As will be seen from FIG. 4, the outer surface portion cf the built-up welding layer had tempered bainite structure and tempered martensite structure. The journal portion of the rotor shaft of this embodiment exhibited high were resistance and high mechanical strength at high temperature.」（第３欄第３８行〜第４欄下から第１行）
（当審訳：実施例１
　蒸気タービンロータシャフトの一例を一部分割した側面図である図１を参照すると、・・・４は軸受を、５は肉盛溶接層を有するジャーナルを表す。図２から明らかなように、該溶接層は、第１層６、第２層７、及び第３層８を含む。・・・。ロータシャフトの本体を構成する合金の重量での化学組成の例を下の表１に示す。
　・・・
　被覆アーク溶接をらせん状に周方向に本体の表面に沿って行い、５層からなる肉盛溶接層を形成する。肉盛溶接は、溶接電流１７０Ａ、電圧２４Ｖ、速度２６ｃｍ／分、及びパス間温度２５０℃の条件下で行った。それから、熱処理を図３に示すように行った。肉盛溶接完了後、再外周層及び次の層を機械加工により取り除き、図２に示すように、ジャーナル部に３層の肉盛溶接層を残した。・・・。
　表２は、直径約４ｍｍの肉盛溶接に使用した被覆アーク溶接棒の溶接金属、すなわち母材金属の成分と混和現象により影響を受けていない部分の化学組成（重量％）を示す。
・・・
・・・
　このように形成されたロータシャフトに摩耗試験を行ったところ、マルテンサイト系高Ｃｒ鋼ロータ本体に比べ、軸受特性に大幅な改善がみられた。図４から分かるように、肉盛溶接層の外表面部は焼戻しベイナイト組織及び焼戻しマルテンサイト組織であった。本実施例のロータシャフトのジャーナル部は高温度下で高い摩耗性と機械的強度とを示した。）
（イ）「EMBODIMENT 2
　A journal portion having five built-up welding layers or layers was formed on the same rotor shaft as the Embodiment 1 under the same conditions of welding and heat treatment. More specifically, the initial layer was formed with the welding rod B of Table 2, while the second layer was formed with the welding rod C. The forth and fifth layers were formed with the welding rod D. Thereafter, the fourth and fifth layers were removed by mechanical working to form the journal.
　In the state after the completion of the mechanical working, the Cr contents of the initial layer, second layer and the third layer were 7.3 wt %, 4.8 wt % and 1.6 wt %, respectively.
　The rotor shaft thus produced was subjected to a wear test and exhibited a remarkably improved bearing property as compared with the rotor shaft of high Cr steel having martensite structure. Thus, the high wear resistance and mechanical strength at high temperature were confirmed also in this embodiment.
　Next, an experiment was conducted in order to investigate how the reduction in ductility in the weld zone regarding the initial layer, which reduction is apt to cause cracking of the rotor shaft during operation, is related to the chemical compositions of the built-up welding layers. The test was conducted using a plate member which has a chemical composition and structure substantially same as those of the material of the rotor body and a heat capacity substantially equal to that of the rotor main body. A built-up welding was effected to form five successive layers on the plate member, using the same condition as that for the formation of the journal, i.e. the condition shown in FIG. 3. The plate member was 72 mm thick, 135 mm wide and 200 mm long. A test piece for side bending test, 30 mm thick, 9 mm wide and 200 mm long was cut out of this plate member having the layers.
　The conditions for the built-up welding and the heat treatment were substantially identical to those of Embodiment 1 described before. Using combinations of the welding rods as shown in Table 3, five padding layers, each being about 3 mm thick, was formed on the plate member.
　In order to investigate the ductility of the weld zone, a 160° side bending test was conducted with these test pieces, and the bent test pieces were checked by microscope for any cracking. FIG. 5 schematically illustrates the manner of the side bending test, in which P represents the direction of side bending, while m and n represent the side bending test piece and the layers, respectively.
　In the test piece Nos. 1 in which all layers from the initial one to the outermost one are formed solely with the welding rod D (Cr content 1.3%) in the same conditions as those of the test pieces 2 and 3, cracks were bound in the initial and second layers as a result of the side bending. In contrast, no crack was observed in the test pieces Nos. 2 and 3 which were formed by successive welding rods of successively decreasing Cr contents.
　From the result of this experiment, it was confirmed that, in the case where the built-up welding layers are formed by successive welding rods of different Cr contents such that the initial layer is formed with a welding rod having the greatest Cr content and the successive layers are formed with welding rods of successively decreasing Cr contents, the weld zone of the initial and second layers have sufficient ductility so that the cracking of the rotor shaft during operation is completely prevented from occurring.
　Using plate members having various Cr contents within the standard range specified regarding 12% Cr rotor shaft materials and welding rods of various compositions, further experiments were conducted to determine in detail the relationship between the Cr content and the cracking in the side bending test. As a result of these experiments, it is proved that the tendency of the occurrence of cracking is largely suppressed if there is provided a journal having the weld zone of a high ductility. Thus, the cracking at the built-up welding zone of the rotor shaft during operation is prevented from occurring, when the compositions of the welding rods are selected such that the Cr contents of the first layer, second layer and the third and subsequent layers range between 6.5 and 9%, between 4.5 and 6% and between 0.5 and 3%, respectively.
　As has been described, according to the invention, it is possible to obtain a steam turbine rotor shaft having high wear resistance and a high mechanical strength at high temperature as well as an excellent bearing property by forming a journal prepared upon the main body of the rotor shaft by built-up welding such that the surface portion of the journal is made of a Cr-steel containing chromium of 0.5-3 weight %. Furthermore, by gradually decreasing the Cr contents of the built-up welding layers from the inner side towards the outer side, it is possible to obtain a steam turbine rotor shaft in which the fear of cracking during operation is completely eliminated to ensure a high reliability of the rotor shaft.」
（第５欄第１行〜第６欄第４２行）
（当審訳：実施例２
　５つの肉盛溶接層又は層を有するジャーナル部を同じロータシャフトに、実施例１のように同じ溶接条件及び熱処理条件下で形成した。より具体的には、初層を表２の溶接棒Ｂで形成し、第２層を溶接棒Ｃで形成した。第４及び第５層を溶接棒Ｄで形成し、その後、第４及び第５層を機械加工で取り除き、ジャーナルを形成した。
　機械加工完了後の状態で、初層、第２層、第３層のＣｒ含有量はそれぞれ、７．３重量％、４．８重量％、１．６重量％であった。
　このように作られたロータシャフトに摩耗試験を行ったところ、マルテンサイト系高Ｃｒ鋼ロータシャフトに比べ、軸受特性に大幅な改善が見られた。したがって、この実施例においても、高い耐摩耗性及び鋼機械強度が確認できた。
　次に、ロータ稼働中に亀裂を生じさせやすい初層の溶接領域の延性低下がどのように肉盛溶接層の化学組成と関係しているかを調べるために実験を行った。試験は、化学組成及び組織がロータ本体材料と実質的に同じであり、熱容量がロータ胴部と同等である板材を使用しておこなった。ジャーナル形状の条件と同じ条件、すなわち、図３に示す条件で、肉盛溶接を行い、５つの連続した層を板材上に形成した。板材は厚み７２ｍｍ、幅１３５ｍｍ、長さ２００ｍｍであった。厚み３０ｍｍ、幅９ｍｍ、長さ２００ｍｍの側曲げ試験用の試験片は、溶接層を含む板材から切り出した。
　肉盛溶接及び熱処理の条件は、前に説明した実施例１の場合の条件と実質的に同じである。表３に示すような溶接棒の組合せを使用し、それぞれ厚みが約３ｍｍの肉盛層を５層、板材に形成した。
　溶接部の延性を調べるため、１６０°側曲げ試験をこれらの試験片を用いて行い、曲げ試験片は顕微鏡で確認し、亀裂の有無を調べた。図５は側曲げ試験の方法を図式的に示したもので、Ｐは側曲げ方向を示し、ｍとｎはそれぞれ側曲げ試験片と層を表す。
　初層から最外層までの全層が、試験片２及び３の条件と同じ条件の溶接棒Ｄ（Ｃｒ含有量：１．３％）のみで形成されている試験片１では、側曲げの結果、初層と２層目に亀裂が見られた。対して、Ｃｒ含有量が連続的に減少するように溶接棒を変えた試験片２及び３では、亀裂は見つからなかった。
　この実験結果より、初層がＣｒ含有量の一番多い溶接棒で形成し、順次Ｃｒ含有量が低下するような溶接棒で形成するように、各肉盛溶接層の層毎に溶接棒のＣｒ量を加減した場合、初層及び第２層の溶接部はロータシャフトに駆動中に亀裂が生じるのを防ぐのに十分な延性を有することが確認できた。
　１２％Ｃｒロータシャフト材料に関し指定された基準範囲内の様々なＣｒ含有量を有する板材及び様々な組成の溶接棒を使用し、側曲げ試験において、Ｃｒ含有量と亀裂との関係を詳しく究明するため、さらなる実験を行った。これらの実験の結果、亀裂発生の傾向は、高延性の溶接部を有するジャーナルが設けられている場合、大幅に押さえられることが分かった。したがって、第１層、第２層、第３層以降でのＣｒ含有量がそれぞれ６．５〜９％の範囲、４．５〜６％の範囲、０．５〜３％の範囲となるように溶接棒の組成を選択した場合、駆動中のロータシャフトの肉盛溶接部での亀裂が生じるのを抑えられる。）
（ウ）「
」
（エ）「
」
（オ）「
」
イ　以上の事項から、甲第１号証に記載された発明について検討する。
ウ　（イ）には、「ロータ稼働中に亀裂を生じさせやすい初層の溶接領域の延性低下がどのように肉盛溶接層の化学組成と関係しているかを調べるため」の実験として、化学組成及び組織がロータ本体材料と実質的に同じであり、熱容量がロータ胴部と同等である板材を使用して、図３に示す条件で、肉盛溶接を行い、５つの連続した層を板材上に形成したことが記載され、肉盛溶接及び熱処理の条件は、前に説明した実施例１の場合の条件と実質的に同じであり、表３に示すような溶接棒の組合せを使用し、それぞれ厚みが約３ｍｍの肉盛層を５層、板材に形成したことが記載されている。ここで、実験のためにロータ胴部を模した板材を用いているものの、肉盛層としてみると、実際にロータ胴部に形成する肉盛層と同等であるから、ロータ胴部に形成する肉盛層について記載されているといえる。そして（ア）の記載から、この「ロータ胴部」とは、「蒸気タービンロータ」のロータ胴部であるといえる。
エ　上記ウの肉盛層を形成する溶接棒の組み合わせを示す表３の試験片Ｎｏ．２には、溶接棒の組合せとして、初層を溶接棒Ｂで形成し、第２層を溶接棒Ｃで形成し、第３層以降を溶接棒Ｄで形成することが示されている。なお、表３の脚注には、表中のアルファベットは図１に示す溶接棒を示すと記載されているが、この「図１」は、「表２」の誤記であると認められる。
オ　上記エの溶接棒を示す表２には、
溶接棒Ｂの組成が「Ｃ：０．０３重量％、Ｓｉ：０．６５重量％、Ｍｎ：０．７０重量％、Ｐ：０．００９重量％、Ｓ：０．００８重量％、Ｎｉ：−、Ｃｒ：５．１３重量％、Ｍｏ：０．５３重量％、残部Ｆｅ」、
溶接棒Ｃの組成が「Ｃ：０．０３重量％、Ｓｉ：０．７９重量％、Ｍｎ：０．５６重量％、Ｐ：０．００９重量％、Ｓ：０．０１２重量％、Ｎｉ：０．０１重量％、Ｃｒ：２．３４重量％、Ｍｏ：１．０４重量％、残部Ｆｅ」、
溶接棒Ｄの組成が、「Ｃ：０．０３重量％、Ｓｉ：０．７０重量％、Ｍｎ：０．９０重量％、Ｐ：０．００７重量％、Ｓ：０．０１６重量％、Ｎｉ：０．０３重量％、Ｃｒ：１．３０重量％、Ｍｏ：０．５７重量％、残部Ｆｅ」であることが示されている。
カ　また、（イ）には、板材の化学組成及び組織は、ロータ本体材料と実質的に同じであることが記載されているから、ロータ胴部を模した板材の化学組成についても、実施例１の場合の条件と実質的に同じであると推定され、板材すなわちロータ胴部の化学組成は、実施例１についての記載である（ア）の表１に示される「Ｃ：０．１８重量％、Ｓｉ：０．３０重量％、Ｍｎ：０．６５重量％、Ｐ：０．０１８重量％、Ｓ：０．００５重量％、Ｎｉ：０．５５重量％、Ｃｒ：１０．５８重量％、残部Ｆｅからなる化学組成」であるといえる。
キ　さらに、（イ）には、肉盛溶接及び熱処理の条件は、前に説明した実施例１の場合の条件と実質的に同じであることが記載されているから、肉盛溶接の条件は実施例１についての記載である（ア）の記載からみて、肉盛溶接は、被覆アーク溶接で溶接電流１７０Ａ、電圧２４Ｖ、速度２６ｃｍ／分、及びパス間温度２５０℃の条件であるといえる。
　以上の検討から、甲第１号証には、次の発明が記載されているといえる。
「Ｃ：０．１８重量％、Ｓｉ：０．３０重量％、Ｍｎ：０．６５重量％、Ｐ：０．０１８重量％、Ｓ：０．００５重量％、Ｎｉ：０．５５重量％、Ｃｒ：１０．５８重量％、残部Ｆｅからなる化学組成からなる蒸気タービンロータのロータ胴部に、
　初層を、Ｃ：０．０３重量％、Ｓｉ：０．６５重量％、Ｍｎ：０．７０重量％、Ｐ：０．００９重量％、Ｓ：０．００８重量％、Ｎｉ：−、Ｃｒ：５．１３重量％、Ｍｏ：０．５３重量％、残部Ｆｅの溶接棒Ｂで、
　第２層を、Ｃ：０．０３重量％、Ｓｉ：０．７９重量％、Ｍｎ：０．５６重量％、Ｐ：０．００９重量％、Ｓ：０．０１２重量％、Ｎｉ：０．０１重量％、Ｃｒ：２．３４重量％、Ｍｏ：１．０４重量％、残部Ｆｅの溶接棒Ｃで、
　第３層から第５層を、Ｃ：０．０３重量％、Ｓｉ：０．７０重量％、Ｍｎ：０．９０重量％、Ｐ：０．００７重量％、Ｓ：０．０１６重量％、Ｎｉ：０．０３重量％、Ｃｒ：１．３０重量％、Ｍｏ：０．５７重量％、残部Ｆｅの溶接棒Ｄで、
　被覆アーク溶接で溶接電流１７０Ａ、電圧２４Ｖ、速度２６ｃｍ／分、及びパス間温度２５０℃の条件で溶接した肉盛溶接層。」（以下、「甲１−１発明」という。）
「Ｃ：０．１８重量％、Ｓｉ：０．３０重量％、Ｍｎ：０．６５重量％、Ｐ：０．０１８重量％、Ｓ：０．００５重量％、Ｎｉ：０．５５重量％、Ｃｒ：１０．５８重量％、残部Ｆｅからなる化学組成からなる蒸気タービンロータのロータ胴部に、
　初層を、Ｃ：０．０３重量％、Ｓｉ：０．６５重量％、Ｍｎ：０．７０重量％、Ｐ：０．００９重量％、Ｓ：０．００８重量％、Ｎｉ：−、Ｃｒ：５．１３重量％、Ｍｏ：０．５３重量％、残部Ｆｅの溶接棒Ｂで、
　第２層を、Ｃ：０．０３重量％、Ｓｉ：０．７９重量％、Ｍｎ：０．５６重量％、Ｐ：０．００９重量％、Ｓ：０．０１２重量％、Ｎｉ：０．０１重量％、Ｃｒ：２．３４重量％、Ｍｏ：１．０４重量％、残部Ｆｅの溶接棒Ｃで、
　第３層から第５層を、Ｃ：０．０３重量％、Ｓｉ：０．７０重量％、Ｍｎ：０．９０重量％、Ｐ：０．００７重量％、Ｓ：０．０１６重量％、Ｎｉ：０．０３重量％、Ｃｒ：１．３０重量％、Ｍｏ：０．５７重量％、残部Ｆｅの溶接棒Ｄで、
　被覆アーク溶接で溶接電流１７０Ａ、電圧２４Ｖ、速度２６ｃｍ／分、及びパス間温度２５０℃の条件で溶接した肉盛溶接層の製造方法。」（以下、「甲１−２発明」という。）
　なお、特許異議申立人は、甲第１号証に記載された発明について、「・・・溶込率は、３０％として計算する。また、Ｃ及びＣｒを除く成分で、範囲（〜）で記載されている化学組成については平均値で計算した。
　甲第１号証の請求項１及び表１に記載の高Ｃｒ鋼（母材）にＢ棒を用いて、溶込率３０％で初層肉盛溶接を行ったとして計算する」（特許異議申立書　第１７ページ下から第８行〜下から第１行）と主張しているが、上記（ア）に甲第１号証の表１に示される化学組成のロータシャフトの本体を構成する合金に対して、すなわち、実施例として示される具体的な化学組成のロータシャフトの本体を構成する合金に対して、表２に示される具体的な溶接棒を用いることについて記載されているものの、請求項１に記載された高Ｃｒ鋼の任意の組成範囲において、Ｂ棒を選択して用いることが記載されているとはいえないから、当該主張は採用しない。また、請求項１に記載された高Ｃｒ鋼の組成範囲から、Ｃ及びＣｒを除く成分が平均値のものを選択することについても、記載されているとはいえないから、当該主張は採用しない。
第５　判断
１　本件特許発明１について
（１）対比
　本件特許発明１と甲１−１発明とを対比する。
　本件特許発明１の「高Ｃｒ鋼製タービンロータ」とは、どのようなものかについて発明の詳細な説明には、「高Ｃｒ鋼製タービンロータは高Ｃｒ鋼で構成されており、例えば、８〜１３％のＣｒを含有する鋼が例示される。本発明としては、該タービンロータの組成は特定のものに限定されるものでなく、タービンロータに使用可能な高いＣｒ鋼であればよい。」（【００６８】）と記載されており、甲１−１発明のＣｒ：１０．５８重量％を含有する鋼からなる蒸気タービンロータのロータ胴部は、「高Ｃｒ鋼製」であるといえ、蒸気タービンロータのロータ胴部は、本件特許発明１の「タービンロータの軸受接触面」に相当する。
　また、甲１−１発明の「肉盛溶接層」は５層からなるから、本件特許発明１の「多層肉盛溶接部」に相当する。
　してみると、両者は、
「高Ｃｒ鋼製タービンロータの軸受接触面に形成された、高Ｃｒ鋼製タービンロータの多層肉盛溶接部。」である点で一致し、次の点で相違する。
相違点１：多層肉盛溶接部について、本件特許発明１が、「初層溶接部が、
　質量％で、
Ｃ：０．０５〜０．２％、
Ｓｉ：０．１〜１．０％、
Ｍｎ：０．３〜１．５％、
Ｃｒ：４．０〜６．７％、
Ｍｏ：０．５〜１．５％、
　を含有し、残部がＦｅおよび不可避不純物からなり、前記不可避不純物中で、質量％で、Ｐ：０．０１５％以下、Ｓ：０．０１５％以下、Ｃｕ：０．２％以下、Ｖ：０．２％以下、Ｎｉ：０．３％以下、Ｃｏ：１．５％以下、Ｂ：０．００５％以下、Ｗ：１．５％以下、Ｎｂ：０．０７％以下に規制された組成を有し、
　前記初層溶接部上に形成された上盛層溶接部が、
　質量％で、
Ｃ：０．０５〜０．２％、
Ｓｉ：０．１〜１．０％、
Ｍｎ：０．３〜２．５％、
Ｃｒ：１．０〜４．０％、
Ｍｏ：０．５〜１．５％、
　を含有し、残部がＦｅおよび不可避不純物からなり、前記不可避不純物中で、Ｐ：０．０１５％以下、Ｓ：０．０１５％以下、Ｃｕ：０．２％以下、Ｖ：０．１５％以下、Ｎｉ：０．３％以下、Ｎｂ：０．０７％以下に規制された組成を有する」のに対し、
甲１−１発明が、「Ｃ：０．１８重量％、Ｓｉ：０．３０重量％、Ｍｎ：０．６５重量％、Ｐ：０．０１８重量％、Ｓ：０．００５重量％、Ｎｉ：０．５５重量％、Ｃｒ：１０．５８重量％、残部Ｆｅからなる化学組成からなるロータ胴部に、
　初層を、Ｃ：０．０３重量％、Ｓｉ：０．６５重量％、Ｍｎ：０．７０重量％、Ｐ：０．００９重量％、Ｓ：０．００８重量％、Ｎｉ：−、Ｃｒ：５．１３重量％、Ｍｏ：０．５３重量％、残部Ｆｅの溶接棒Ｂで、
　第２層を、Ｃ：０．０３重量％、Ｓｉ：０．７９重量％、Ｍｎ：０．５６重量％、Ｐ：０．００９重量％、Ｓ：０．０１２重量％、Ｎｉ：０．０１重量％、Ｃｒ：２．３４重量％、Ｍｏ：１．０４重量％、残部Ｆｅの溶接棒Ｃで、
　第３層から第５層を、Ｃ：０．０３重量％、Ｓｉ：０．７０重量％、Ｍｎ：０．９０重量％、Ｐ：０．００７重量％、Ｓ：０．０１６重量％、Ｎｉ：０．０３重量％、Ｃｒ：１．３０重量％、Ｍｏ：０．５７重量％、残部Ｆｅの溶接棒Ｄで、
　被覆アーク溶接で、溶接電流１７０Ａ、電圧２４Ｖ、速度２６ｃｍ／分、及びパス間温度２５０℃の条件で溶接した肉盛溶接層」である点
相違点２：多層肉盛溶接部について、本件特許発明１が「ＴＩＧ溶接またはサブマージアーク溶接による」ものであるのに対し、甲１−１発明が「被覆アーク溶接」によるものである点
（２）相違点の検討
（２−１）相違点１について
　甲１−１発明の「初層」〜「第５層」の組成について、その製造方法をもとに検討する。
　肉盛溶接層の組成は、溶接金属の組成、基材あるいは前層肉盛溶接金属の組成及び溶け込み率により定まるが、この溶け込み率は、例えば甲第３号証の【００１８】に「前パスに対する溶接ビードの重ね代やワイヤの狙い位置を調節し、基材あるいは前層肉盛溶接金属に対する溶け込み率を１０〜５０％の範囲で適宜変化させた。」と記載されているように、溶接条件により変動するものである。
　そして、甲第１号証には、甲１−１発明の溶け込み率について具体的な値は記載されておらず、また、甲１−１発明の溶接条件をみても、甲１−１発明の溶け込み率を特定することができないから、甲１−１発明の「初層」〜「第５層」の組成を算出することができない。
　なお、本件特許についての出願に対して通知された平成２７年　２月１６日付けの拒絶理由に対して同年　４月１６日付けで提出された意見書において、特許権者は、甲第１号証の優先基礎出願である甲第２号証（特開昭５７−１６５６０３号公報）に記載された発明について、「引用発明１では、被覆アーク溶接棒を用いた溶接が行われており（第３ページ左欄第１、２行目）、溶接条件は棒径４．０φ、溶接電流１７０Ａ、電圧２４Ｖ、速度２６ｃｍ／ｍｍで行われている。この溶接条件では、通常は、溶け込み率は約３０％である」と主張しており、この溶接条件が甲１−１発明の溶接条件と同様であることから、甲１−１発明の溶け込み率が３０％であると仮定して「初層」〜「第５層」の組成を計算しても、本件特許発明１と甲１−１発明とは、Ｃｒ含有量及びＭｏ含有量で相違する。
　よって、相違点１は、実質的な相違点である。
　次に、相違点１について、甲１−１発明と甲第１号証〜甲第２４号証に記載された発明とに基づいて当業者が容易に想到することができたか否かについて検討する。
　はじめに、相違点１に係る本件特許発明１の発明特定事項の技術的意義について、発明の詳細な説明の記載から検討する。
　本件特許発明１の解決しようとする課題は、「高Ｃｒ鋼製タービンロータ軸受部に求められる強度や靭性を満足し、かつ応力除去焼鈍時の割れを回避するための肉盛溶接部を提供すること」（【０００６】）であるといえ、初層溶接部の組成と、上盛溶接部の組成とをそれぞれ特定すること（【００１５】〜【００２８】、【００４２】〜【００５４】）により、上記課題を解決するものといえる。
　そして、このことについて、実施例及び比較例についての記載（【００７４】〜【００９１】）をみると、「実施例を纏めた結果」（【００９０】）である【表１０】には、高温低ひずみ速度引張試験結果（初層へのひずみの集積が応力除去焼鈍割れの発生原因と考えられる（【００８１】））、初層溶接金属のリング割れ試験結果（初層溶接部の応力除去焼鈍割れ感受性を評価する試験（【００８６】））、及び、フェライトの有無（フェライトは局所的な強度低下となり、応力除去焼鈍中にひずみの集中を起こす可能性があり、フェライトの生成を防止する必要がある（【００８５】））について、「○」又は「△」の評価である符号１〜４の実施例と、いずれかで「×」の評価である符号７〜１１の比較例とが示されており、これらの比較例は、肉盛溶接後の初層溶接部のチェック分析結果である【表６】、及び、上盛層溶接部のチェック分析結果である【表７】をみると、それぞれ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｖの組成が、本件特許発明１の組成の範囲外である。このことからみて、本件特許発明１の組成範囲を満たすことにより、応力除去焼鈍割れを回避することがわかる。
　一方、甲第１号証〜甲第２４号証の２のいずれにも該相違点に係る組成範囲と耐応力除去焼鈍割れ性との関係について記載も示唆もされていないから、甲１−１発明において、応力除去焼鈍割れを回避するために、該相違点を適用することは当業者が容易に想到することができない。
　したがって、本件特許発明１は、相違点２について検討するまでもなく、甲１−１発明と甲第１号証〜甲第２４号証の２に記載された発明と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。
２　本件特許発明２〜４について
　本件特許発明２〜４は、本件特許発明１のすべての発明特定事項を有するものであるから、上記本件特許発明１と同様の理由により、甲１−１発明と甲第１号証〜甲第２４号証の２に記載された発明と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。
３　本件特許発明５について
　本件特許発明５と甲１−２発明とを対比する。
　甲１−２発明の溶接棒Ｂは、本件特許発明５の初層溶接部用溶接材料の組成範囲を満たし、また、甲１−２発明の溶接棒Ｃ及び溶接棒Ｄは、本件特許発明５の上盛層溶接部用材料の組成範囲を満たしているから、上記１の検討を踏まえると両者は、上記１の相違点１及び相違点２と同様の相違点で相違し、その余の点で一致する。
　してみると、上記本件特許発明１と同様の理由により、甲１−２発明と甲第１号証〜甲第２４号証の２に記載された発明と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。
第６　むすび
　以上のとおりであるから、特許異議申立ての理由及び証拠によっては、請求項１〜５に係る特許を取り消すことはできない。
　また、他に請求項１〜５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２８年６月３０日（２０１６．６．３０）