電子ビーム溶解炉を用いた熱間圧延用チタンスラブの溶製方法であって、前記電子ビーム溶解炉に内装された矩形鋳型は、一対の対向する長辺鋳型壁および一対の対向する短辺鋳型壁から構成され、前記一対の短辺鋳型壁の両方から同時に溶湯を注入することを特徴とする熱間圧延用チタンスラブの溶製方法。前記矩形鋳型のコーナー部に面取り部を形成させ、前記面取り部の形状が矩形鋳型の内部に形成されている溶湯とその外周部に形成される凝固シェルとの境界である平衡固相線と相似となるように形成された鋳型を用いることを特徴とする請求項1に記載の熱間圧延用チタンスラブの溶製方法。本願発明は、電子ビーム溶解炉による溶解後にブレークダウン工程やその後の矯正工程を経ることなく、熱間圧延機に送り込むことができるような、熱間圧延に好適な特性を具備したチタンスラブとその溶製方法の提供を目的としている。かかる実情に鑑み前記課題について鋭意検討を進めてきたところ、角形鋳型を構成する一対の対向する長辺鋳型壁と一対の対向する短辺鋳型壁のうち、前記一対の短辺鋳型壁の両方から同時に溶湯を注入することにより、長手方向の直線性に優れたチタンスラブを溶製することができることを見出し、以下の本願発明を完成するに至った。すなわち、本願発明の熱間圧延用チタンスラブの溶製方法は、電子ビーム溶解炉を用いた熱間圧延用チタンスラブの溶製方法であって、電子ビーム溶解炉に内装された矩形鋳型は、一対の対向する長辺鋳型壁および一対の対向する短辺鋳型壁から構成され、一対の短辺鋳型壁の両方から同時に溶湯を注入することを特徴としている。本願発明に係る前記熱間圧延用チタンスラブの溶製方法は、前記矩形鋳型のコーナー部に面取り部を形成させ、前記面取り部の形状が矩形鋳型の内部に形成されている溶湯とその外周部に形成される凝固シェルとの境界である平衡固相線と相似となるように形成された鋳型を用いることを好ましい態様とするものである。本願発明に係る前記熱間圧延用チタンスラブの溶製方法は、前記矩形鋳型のコーナー部に面取り部を形成させ、前記面取り部を円弧の一部で構成し、前記円弧の曲率半径rcが2~50mmとされた鋳型を用いることを好ましい態様とするものである。本願発明に係る前記熱間圧延用チタンスラブの溶製方法は、前記矩形鋳型の厚みDに対する幅Wの比W/Dは、2≦W/D≦10の範囲とされた鋳型を用いることを好ましい態様とするものである。本願発明に係る前記熱間圧延用チタンスラブの溶製方法は、前記角形鋳型の面取り部の曲率半径rcは、鋳型長辺に対する鋳型短辺の比αに対して比例関係となるように構成された鋳型を用いることを好ましい態様とするものである。本願発明に係る前記熱間圧延用チタンスラブは、純チタンまたはチタン合金で構成されていることを好ましい態様とするものである。ここで、純チタンとは、JIS1種から4種相当品を意味する。また、チタン合金とは、前記純チタンに規定されている以外の金属元素が意図的に添加されたチタン材を意味する。本願発明に係る熱間圧延用チタンスラブの圧延方法は、前記熱間圧延用スラブを、熱間圧延機に送り込み、帯状コイルへ熱間圧延することを好ましい態様とするものである。本願発明に係る前記熱間圧延用チタンスラブの圧延方法は、前記熱間圧延をタンデム圧延機、ステッケル圧延機またはプラネタリー圧延機を用いて行うことを好ましい態様とするものである。前記した本願発明の熱間圧延用チタンスラブの溶製方法では、両側の短辺鋳型壁から溶湯を同時に注入しているので、鋳型内の溶融プールの温度分布が、対向する長辺鋳型壁どうしに関して対称となり薄手である厚み方向の変形反りが起こり難くなることに加え、対向する短辺鋳型壁どうしに関しても対称となるため、さらに幅方向の変形曲がりも抑制することができる。この方法により製造されたチタンスラブは、長手方向の直線性に優れており、その結果、鉄鋼などの汎用の熱間圧延機で安定な熱間圧延が可能になり、熱間圧延に先立ってブレークダウン工程やチタンスラブの長手方向の矯正工程を省力することができ、その結果、チタン薄板の加工時間を大幅に短縮することができるという効果を奏するものである。本願発明によれば、チタンスラブの反りや曲がりが高度に抑制されているので、電子ビーム溶解後にブレークダウン工程やその後の矯正工程を必要とせず、熱間圧延機に送り込むことができるような長手方向の直線性に優れた熱間圧延用チタンスラブ、およびその溶製方法を提供することができる。加えて、両側の短辺鋳型壁から溶湯を同時に注入しているため、鋳型内の溶融プール内の対流が良くなり、純チタンに意図的に添加されている鉄や酸素といった元素が溶融プールで攪拌され、成分偏析を抑制することができる。更に、両側の短辺鋳型壁から溶湯を同時に注入しているので、一辺から溶湯の注入量が少なくなる。そのため、例えば溶解速度を速くした場合でも、湯の流れ湯道が安定し、溶湯が長辺側に回り込むことを防ぐことができ、鋳造後の表面性状圧下を抑制することができる。本願発明の最良の実施形態について図面を用いて以下に説明する。1.熱間圧延用チタンスラブの溶製方法本願発明のチタンスラブの好ましい溶製方法について、図1を参照しながら説明する。図1は、本願発明に係るチタンスラブの溶製に好適な電子ビーム溶解炉の主要な装置構成を表している。本願発明においては、ハース4に投入されたチタン原料10は、電子ビーム溶解炉の頂部に保持された電子銃1から放出される電子ビーム2によって加熱溶解されて溶湯5を生成し、前記溶湯5は、ハース4の下流側に配設した鋳型3に連続的に注入される。鋳型3に連続的に注入された溶湯5は、鋳型3の内部に形成されているチタンプール6に合体されると共に、前記チタンプール6の下方で凝固したチタンスラブ7は連続的に引き抜かれ、前記チタンプール面6を一定のレベルに保持するように操業される。前記したハース4、鋳型3は、溶解室11に内装されて大気と遮断されており、前記溶解室11の内部は減圧に保持されている。鋳型3の下端より引き抜かれたチタンスラブ7は、溶解室11の下部に密着配置されたインゴット室12内に連続的に引き抜かれる。前記インゴット室12の内部は溶解室11と同様に減圧状態に維持することが好ましい。前記のような圧力状態に維持することで、インゴット室12から溶解室11への大気の侵入を効果的に抑制することができる。インゴット室12内に所定量引き抜かれたチタンスラブ7は、鋳型3から完全に引き抜かれた後、ゲートバルブ20を作動させて溶解室11とインゴット室12の縁を切ることが好ましい。次いで、インゴット室12内にアルゴンガスを投入して、インゴット室12内の圧力を大気圧まで戻すと共に、前記インゴット室12内の温度を室温近傍まで冷却することが好ましい。室温まで冷却されたチタンスラブ7は、インゴット室12に設けられた図示しない開放扉より大気中に抜き出すことができる。図2は、電子ビーム溶解炉におけるチタンスラブを溶製する角形鋳型の平面図を示す。また、溶融プール6の温度分布を模式的に濃淡で表している。矩形鋳型は、長辺鋳型壁と短辺鋳型壁を有し、本願発明では、これらのうち、図2aのように前記短辺鋳型壁の両側から溶湯を注入することを好ましい態様とするものであり、その結果、長手方向の直線性に優れたチタンスラブを溶製できるという効果を奏するものである。その直線性は、スラブの長さ1000mm当たりの反りが5mm以下、曲がりが2.5mm以下であり、鉄鋼などの汎用な熱間圧延機で安定した通材性を十分に確保できる品質にある。従来は、溶湯が鋳型外枠から外れずに安定して鋳型内に注ぎ込まれるように、図2cのように間口が広い長辺鋳型壁側から溶湯を注入する方法が一般的であった。この場合、スラブの反りが5mm長さ1000mm当たりを超えると、必要とされる直線性が得られない場合がある。これは、溶融プールの温度分布図が示すように、スラブの表裏面となる溶湯の注入面側の長辺鋳型壁側と、反注入面側である対向する長辺鋳型壁側で温度差が大きくなり、それに応じて温度や冷却の差が薄手である厚み方向で非常に大きくなるためと考えられる。また、特許文献3に記載のように、図2bのように一方の短辺鋳型壁から溶湯を注入する方法も提案されている。この方法によれば、長辺鋳型壁から溶湯を注入する方法と比較して、溶融プールの温度分布図が示すように、対向する長辺鋳型壁どうしに関しては温度分布が対称となり、その結果、スラブの薄手である厚み方向の変形が抑制されるが、スラブの幅方向の変形に関しては抑制効果は十分ではなかった。本願発明のように両側の短辺鋳型壁から溶湯を注入することによって、図2aからわかるように、鋳型のコーナー部が、薄手の鋳型を使用しているために溶湯が注ぎ込まれている箇所に非常に近い。鋳型のコーナー部は、冷却能が平面部に比べて高く、溶湯が注ぎ込まれることによる温度差を急激に緩和する作用がある。その作用によって、冷却の対称性が高まり、反りと曲がりが抑制されていると考えられる。また、両側の短辺鋳型壁から注ぎ込むため、溶融プールの温度分布図が示すように、対向する長辺鋳型壁どうしに関して温度分布が対称となる上に、対向する短辺鋳型壁どうしに関しても温度分布が対称となる、その結果、薄手である厚み方向の変形に加え、幅方向の変形も起こり難いと考えられる。図3は、上述した両側の短辺鋳型壁から溶湯を注入する際の具体的な態様を示す。まず第1に、図3aに示すように、矩形鋳型3の一対の短辺鋳型壁に対応するように、ハース4を2基設けることができる。このような態様により、溶湯を矩形鋳型3の両側の短辺鋳型壁から同時に注入することができる。また、第2に、図3bに示すように、1基のハース4を用いた場合であって、その溶湯排出口の下方に、分散樋13を配設し、この分散樋13によって、溶湯を矩形鋳型3の両側の短辺鋳型壁から同時に注入することができる。本願発明においては、前記チタンスラブの好ましい長さを確保する意味から、前記インゴット室12の長さは、少なくとも5000mm以上確保しておくことが好ましい。本願発明においては、前記鋳型3は、前記したチタンスラブ7の溶製に好適な厚みに構成しておくことが好ましく、具体的には、150~300mmの範囲に構成しておくことが好ましい。また、前記角形鋳型の厚みTに対する幅Wの比W/Tは、2~10の範囲に構成することが好ましい。前記のような断面形状の角形鋳型を用いることで、鉄鋼などの汎用な熱間圧延機に直接送り込むことができるという効果を奏するものである。図4は、図1における鋳型3を上方から見た図である。図4に示すように、本願発明においては、矩形鋳型31のコーナー部に面取り部を形成させ、前記面取り部の形状が矩形鋳型の内部に形成されている溶湯32とその外周部に形成される凝固シェル34との境界である平衡固相線35と相似となるように形成された鋳型を用いることを好ましい態様とするものである。ここで、平衡固相線35とは、矩形鋳型31の内部に形成されている固相34と液相32の境界面を示し、溶湯の凝固点に相当する温度を結ぶ線に相当する。一般に金属の融点では固液が共存しているが、前記鋳型プール32の外周面は固相を表しており、本願発明においてはこの等温線を平衡固相線35と呼ぶことにする。前記平衡固相線35は、鋳型の長辺部および短辺部では、鋳型壁と平行な直線をなしている。しかしながら、コーナー部では、外に凸な曲線で構成されている。本願発明では、前記の曲線の形状に着目したものであり、角形鋳型31のコーナー部の形状を前記角形鋳型31内に形成される平衡固相線35に相似な形状に構成することを好ましい態様としている。前記のようなコーナー部を平衡固相線に対応した形状に構成することにより、鋳型プール32から水冷鋳型31への抜熱による熱流が鋳型内面と直交する方向に形成されるため、これに伴って形成される鋳造組織も熱流にそって形成され、凝固組織の均一な鋳塊を溶製できるという効果を奏するものである。また、本願発明においては、前記角形鋳型31のコーナー部の面取り部を円弧の一部として構成することもできる。本願発明においては、前記面取り部の円弧の曲率半径rcは、2~50mmの範囲に設定することが好ましい。前記コーナー部の面取り部を構成する円弧の曲率半径が上限値50mmを超えると、溶製されるチタンスラブのコーナー部の凝固組織は健全に維持されるものの、前記チタンスラブを圧延により形成される薄板の均質性が低下し好ましくない。また、スラブコーナー部の冷却凝固速度が低下して、スラブ内からのブレークアウトが懸念されて好ましくない。一方、前記曲率半径の下限値2mmより小さい曲率半径の面取り部を構成した場合には、スラブから鋳型コーナー部への抜熱が大きく、スラブ表面鋳肌の改善効果を享受することが難しく、溶製されたチタンスラブ自身のコーナー部に割れや傷が発生し好ましくない。よって本願発明においては、角形鋳型31のコーナー部の面取り部を構成する円弧の曲率半径は、2~50mmの範囲に設定することが好ましく、更には、5~30mmに設定することが好ましい。前記した範囲の平滑な曲面で鋳型の内面を構成することにより、コーナー部にクラックや傷の無い健全な凝固組織を呈したチタンスラブを溶製することができるという効果を奏するものである。本願発明においては、前記面取り部の曲率半径rcは、鋳型長辺の長さに対する鋳型短辺の長さの比αに対して比例関係となるように構成することが好ましい。即ち、溶製されるインゴットの厚みが増加するほど、面取り部を大きくとれるように構成することが好ましい。このような構成とすることで種々の形状の角形鋳型にも好適に対応することができるという効果を奏するものである。また、本願発明に用いる鋳型の厚みDに対する幅Wの比W/Dは、2≦W/D≦10の範囲とすることが好ましく、更に、2.5≦W/D≦8の範囲とすることがより好ましい。本願発明で用いる鋳型の形状は角形であることが好ましく、前記鋳型の厚みは後工程に供される圧延工程に対しては薄い方が好ましい。しかしながら鋳型の厚みが薄くなるにつれて水冷銅壁への抜熱量が増加するので前記鋳型プールへ供給する熱量も増加させることが必要となり好ましくない。よって前記鋳型の大きさには上限および下限があり、本願発明においては、種々の検討の結果、前記鋳型の厚みに対する幅の比W/Dは、10を上限としている。前記上限値を越えて鋳型幅を短くすると、鋳型プールから鋳型への抜熱量が増加し、これに見合う電子ビーム加熱量が増加して好ましくないからである。一方、比W/Dの下限値2以下であると、断面が正方形に近づき、鋳型の幅と厚さの関係が近接してしまい、本願発明の効果を得られない。さらに、1以下であると幅と厚さの関係が逆転して本願発明の意味をなさないからである。前記鋳型の厚み対する幅の比W/Dは、より好ましくは、2.5~8に設定することで、鋳型の多少の変形があった場合にも、目的とする幅と厚みのスラブを確実に溶製できるという効果を奏するものである。本願発明においては、前記した角形鋳型31に保持された鋳型プール32の面取り部に隣接したプール部に電子ビームを照射する際には、前記角形鋳型32の面取り部の形状に相似な形状の電子ビームを前記面取り部に照射することが好ましい。また、前記面取り部が円弧の一部で構成されている場合には、電子ビームの形状も円形に構成し、更に、前記円形の半径を、前記面取り部を構成する円弧の曲率半径に一致させることが好ましい。前記のような電子ビームを鋳型プール32に照射することで、角形鋳型31の面取り部の隅々まで熱エネルギーを投入することができ、その結果、溶製されるチタンスラブのコーナー部の鋳肌も割れや傷のない健全な凝固組織を得ることができるという効果を奏するものである。図1に示した電子ビーム溶解炉から抜き出されたチタンスラブは、次いで、表面に形成されている付着物や凹凸を切削や研磨などで除去した後、加熱炉で加熱された後、高温の状態で熱間圧延機に送り込むことにより、帯状コイルに熱間圧延することができる。本願発明では、前記圧延機として、タンデム圧延機、ステッケル圧延機あるいはプラネタリー圧延機を好適に使用することができる。特にタンデム圧延機は、チタンスラブを帯状コイルに熱間圧延する際に、粗圧延から仕上げ圧延の際に好適に用いることができる。2.熱間圧延用チタンスラブ図5は、本願発明で製造された熱間圧延用チタンスラブの形状を模式的に表している。また、図6はスラブの長手方向の反りを、図7はスラブの長手方向の曲がりキャンバーを説明する図を示している。本願発明の方法で製造された熱間圧延用チタンスラブは、まず表面が平滑な定盤の上に載置して反りと曲がりを確認する。即ち、前記チタンスラブを鉛直方向に揺動させてチタンスラブの鉛直方向の変形具合を確認し、定盤から浮いている他端のコーナー部と定盤の距離を測定し、その中の最大値を図6に示すように反りとして計測する。同様に定盤の上に載置されたチタンスラブの端面に沿って長手方向に移動して、スラブの長手方向に表示された定盤上の直線に対する変移量を測定し、その中の最大値を図7に示すように曲がりとして計測する。図2の説明で述べたように、本願発明では、矩形鋳型は、長辺鋳型壁と短辺鋳型壁を有し、これらのうち、図2aのように両方の短辺鋳型壁から溶湯を注入するものであり、その結果、長手方向の直線性に優れたチタンスラブを溶製することができる。その直線性は、スラブの長さ1000mm当たりの反りが5mm以下、曲がりが2.5mm以下であり、鉄鋼などの汎用な熱間圧延機で安定した通材性を十分に確保できる品質にある。さらに、上述したより好ましい電子ビームパターンを採用した装置および方法により製造された熱間圧延用チタンスラブは、スラブの長さ1000mm当たりの反りが2mm以下、曲がりが2mm以下に制御することができる。加えて、溶製したチタンスラブの鋳肌にある凹凸などの表面欠陥を切削などで手入れ除去する場合、スラブの反りや曲がりが小さいことによって、手入れ効率の向上と削量低減の効果が成し得る。本願発明に係る熱間圧延用チタンスラブは、電子ビーム溶解炉から直接溶製されたことを特徴とするものである。前記チタンスラブは、溶製当初から圧延に適した厚みに調整されているために、従来のインゴットから行っていたスラブへのブレークダウン工程が不要であるのみならず、溶製したままのチタンスラブの反りや曲がりが非常に小さいために矯正工程や切削などによる機械加工も不要にできる。前記したチタンスラブは、純チタンまたはチタン合金のいずれでも構成することができる。例えば、スポンジチタンを溶解原料として溶製されたチタンスラブあるいは、スポンジチタンに合金成分を添加して溶製されたチタンスラブに対しても適用することができる。以上述べた電子ビーム溶解炉により溶製されたチタンスラブは、鉄鋼メーカーの保有する熱間圧延機を好適に用いることができ、その結果、品質の優れた熱間圧延チタンコイルを製造することができるという効果を奏するものある。1.溶解原料:スポンジチタン2.溶解装置:1電子ビーム出力ハース側:最大1000kW鋳型側:最大400kW鋳型内プールへの電子ビーム照射方法:鋳型内プール面に対して電子ビーム密度が均一になるように照射。2角形鋳型大きさ:厚み270mm×幅1100mm構成:水冷銅コーナー部:rc=5mmまたは平衡固相線に平行になるように構成。3鋳型への溶湯注入方向:角形鋳型の短辺鋳型の両辺から注入。但し、比較例では、片辺から注入。4溶製スラブの寸法:幅:1100mm厚み:270mm長さ:5000~9000mm[実施例1]上記装置構成および溶解原料を用い、鋳型短辺の両側から溶湯を注入し、かつ、鋳型内プール表面への電子ビームが均一になるように照射して、幅が1100mm、厚みが270mm、全長が、7000mmのスラブを5本溶製した。溶製されたスラブの反りを計測したところ、長さ1000mm当たりに対する反りは、3mm~5mmの範囲にあり製品特性を満足するものであった。[実施例2]実施例1において、鋳型コーナー部の形状を平衡固相線に相似になるように構成した以外は同じ条件下でスラブを溶製した。溶製したスラブのコーナー部の鋳肌を観察したとところ実施例1で溶製されたスラブに比べて優れていることが確認された。また、溶製されたスラブの反りは、実施例1と同等のレベルにあった。[比較例1]実施例2において、鋳型短辺の片側から溶湯を注入した以外は、同じ条件で5本のスラブを溶製した。溶製されたスラブの反りを計測したところ、1000mm当たりの反りは、4mm~6mmであり、製品特性を満足するものであったが、DCスラブの鋳肌という観点では実施例1および2までのレベルになかった。前記実施例および比較例により、生成されたスラブを溶製する場合には、鋳型のコーナー部の形状を平衡固相線と相似になるように構成することにより、生成スラブの反りは、勿論のこと、コーナー部を含めたスラブ全体の鋳肌を優れたレベルに維持されることが確認された。