鋳片の長辺長さWと短辺長さNとの比W/Nが1~2である鋼鋳片を連続鋳造する鋳型であり、該鋳型の内面に鋳片引き抜き方向に向かって対面間隔が狭まる傾斜面を有する連続鋳造用鋳型において、鋳型の短辺内面は、上部側の第1傾斜面と下部側の第2傾斜面との2つの傾斜面で形成され、鋳型の長辺内面は1つの傾斜面で形成されていて、前記第1傾斜面のテーパ値が前記第2傾斜面のテーパ値よりも大きく、且つ、前記長辺内面のテーパ値が前記第1傾斜面のテーパ値よりも小さいことを特徴とする、鋼の連続鋳造用鋳型。前記短辺内面の第1傾斜面のテーパ値θnuと前記長辺内面の傾斜面のテーパ値θwとの比θnu/θwが2.0~3.5であり、前記短辺内面の第1傾斜面のテーパ値θnuが1.5~4.0/m、前記短辺内面の第2傾斜面のテーパ値θndが0.7~1.0/mであることを特徴とする、請求項1に記載の鋼の連続鋳造用鋳型。請求項1または請求項2に記載の鋼の連続鋳造用鋳型を用いて、鋳片の長辺長さWと短辺長さNとの比W/Nが1~2である鋼鋳片を連続鋳造することを特徴とする、鋼の連続鋳造方法。本発明は上記事情に鑑みてなされたもので、その目的とするところは、鋳片の長辺長さWと短辺長さNとの比W/Nが1~2であるブルーム鋳片或いはビレット鋳片を連続鋳造するための鋳型において、鋳造速度を2倍程度の範囲で変更した場合でも、鋳型と凝固シェルとの間に生成するエアーギャップ生成を抑制し、これにより、鋳片コーナー部の表層下の内部割れやそれに起因する縦割れを効果的に防止することのできる、鋳造速度依存性が小さく操業柔軟性に優れた連続鋳造用鋳型を提供することであり、また、この連続鋳造用鋳型を使用した鋼の連続鋳造方法を提供することである。上記課題を解決するための本発明の要旨は以下のとおりである。1鋳片の長辺長さWと短辺長さNとの比W/Nが1~2である鋼鋳片を連続鋳造する鋳型であり、該鋳型の内面に鋳片引き抜き方向に向かって対面間隔が狭まる傾斜面を有する連続鋳造用鋳型において、鋳型の短辺内面は、上部側の第1傾斜面と下部側の第2傾斜面との2つの傾斜面で形成され、鋳型の長辺内面は1つの傾斜面で形成されていて、前記第1傾斜面のテーパ値が前記第2傾斜面のテーパ値よりも大きく、且つ、前記長辺内面のテーパ値が前記第1傾斜面のテーパ値よりも小さいことを特徴とする、鋼の連続鋳造用鋳型。2前記短辺内面の第1傾斜面のテーパ値θnuと前記長辺内面の傾斜面のテーパ値θwとの比θnu/θwが2.0~3.5であり、前記短辺内面の第1傾斜面のテーパ値θnuが1.5~4.0/m、前記短辺内面の第2傾斜面のテーパ値θndが0.7~1.0/mであることを特徴とする、上記1に記載の鋼の連続鋳造用鋳型。3上記1または上記2に記載の鋼の連続鋳造用鋳型を用いて、鋳片の長辺長さWと短辺長さNとの比W/Nが1~2である鋼鋳片を連続鋳造することを特徴とする、鋼の連続鋳造方法。本発明によれば、鋳型長辺のテーパ値が鋳型短辺のテーパ値に比較して小さいことから、鋳造速度依存性が小さく、鋳造速度を2倍程度の範囲で変更した場合でも、鋳型と凝固シェルとの間に生成するエアーギャップ生成を効果的に抑制し、これにより、鋳片の長辺長さWと短辺長さNとの比W/Nが1~2であるブルーム鋳片或いはビレット鋳片のコーナー部の表層下の内部割れやそれに起因する縦割れを効果的に防止することが実現される。以下、本発明を具体的に説明する。凝固初期における凝固シェルの体積収縮に起因する凝固シェルと鋳型内面との間でのエアーギャップ空隙の生成は、凝固シェルの冷却速度つまり鋳型抜熱量に大きく影響するのは公知の事実であり、従って、鋼の連続鋳造においては、凝固シェルの温度低下に伴う体積収縮に応じたテーパを鋳型内壁面に設け、凝固シェルと鋳型内壁との間にエアーギャップが形成されることを防止している。特に、ブルーム鋳片及びビレット鋳片は、鋳片の長辺長さWと短辺長さNとの比W/Nが1~2であり、スラブ鋳片のように鋳型内における長辺側凝固シェルのバルジングが発生しずらいため、鋳型の長辺内面及び短辺内面にテーパを設けることが一般的である。発明者らは、特許文献1の効果を検証するために、鋳片の長辺長さWと短辺長さNとの比W/Nが1~2であるブルーム鋳片及びビレット鋳片の連続鋳造において、特許文献1に開示された好適テーパ値による鋳造実験を実施した。しかしながら、期待に反して、鋳片コーナー部の表層下の内部割れやそれに起因する縦割れが軽減するどころか、逆に増える場合が発生することを経験した。また、このような場合、鋳片の断面形状が平行四辺形ブルーム鋳片の場合や菱形ビレット鋳片の場合に変形することもあった。この場合には、鋳型の4つの面での抜熱量がアンバランスになっていることを確認した。この現象の原因を調査した結果、生成するエアーギャップの厚みを鋳型の長辺面及び短辺面ともにテーパで補償し過ぎると、凝固シェルから鋳型への熱移動が促進されて凝固初期の凝固シェルの冷却速度がより一層大きくなり、これによって不均一凝固を招くことが主たる原因であることを突き止めた。この問題を解決するためには、鋳型短辺の内壁面は、鋳片短辺面の冷却を促進させるために上部側のテーパ値が下部側のテーパ値よりも大きい2段の傾斜面とした上で、鋳型長辺側のテーパ値をエアーギャップの生成量よりも少なく補償して鋳型長辺面での抜熱量の増加を緩和させ、鋳片長辺面の凝固シェルの幅方向熱収縮を抑制することが必要であり、その結果として、鋳片短辺凝固シェルと鋳型短辺との間に生成するエアーギャップが抑制できることに思い至り、本発明に繋がった。即ち、鋳型長辺面のテーパ値を鋳型短辺面のテーパ値よりも相対的に小さくして鋳片長辺面の冷却速度を鋳片短辺面の冷却速度に比較して遅くする必要があり、また、このためには鋳型長辺面のテーパは1段とすべきであることを知見した。本発明は、上記知見に基づくものであり、本発明に係る連続鋳造用鋳型は、鋳片の長辺長さWと短辺長さNとの比W/Nが1~2である鋼鋳片を連続鋳造する鋳型であって、鋳型の短辺内面は、上部側の第1傾斜面と下部側の第2傾斜面との2つの傾斜面で形成され、鋳型の長辺内面は1つの傾斜面で形成されていて、前記第1傾斜面のテーパ値が前記第2傾斜面のテーパ値よりも大きく、且つ、前記長辺内面のテーパ値が前記第1傾斜面のテーパ値よりも小さいことを特徴とする。図2に、本発明に係る連続鋳造用鋳型の長辺断面及び短辺断面の模式図を示す。図2Aが鋳型長辺断面であり、図2Bが鋳型短辺断面の模式図であり、図2は片側の鋳型長辺及び鋳型短辺のみを表示し、相対する鋳型長辺及び鋳型短辺は省略している。尚、図2において、符号2は鋳型長辺、3は鋳型短辺、4は長辺面凝固シェル、5は短辺面凝固シェル、6は溶鋼、7はエアーギャップ、8は第1傾斜面、9は第2傾斜面である。鋳型長辺2の内壁面は、図2Aに示すように、テーパ値がθwの1つの面で形成され、鋳型短辺3の内壁面は、図2Bに示すように、テーパ値がθnuの第1傾斜面8とテーパ値がθndの第2傾斜面9とで形成されている。ここでテーパ値の定義を説明する。図3は、本発明に係る連続鋳造用鋳型を鋳片長辺面に平行な面で切断したときの断面図である。鋳型短辺3の第1傾斜面8のテーパ値θnuは下記の1式で求められ、鋳型短辺3の第2傾斜面9のテーパ値θndは下記の2式で求められる。θnuWm×100H1...θndWd×100H2...但し、1式及び2式において、Wuは鋳型上端での鋳型幅mm、Wmは第1傾斜面と第2傾斜面との境界での鋳型幅mm、Wdは鋳型下端での鋳型幅mm、H1は鋳型上端から第1傾斜面と第2傾斜面との境界までの鉛直方向距離m、H2は第1傾斜面と第2傾斜面との境界から鋳型下端までの鉛直方向距離mである。1式、2式から明らかなようにテーパ値の単位は/mとなる。図示はしないが、同様に、鋳型長辺のテーパ値θwは下記の3式で求められる。θwNd×100L...但し、3式において、Nuは鋳型上端での鋳型厚みmm、Ndは鋳型下端での鋳型厚みmm、Lは鋳型の鉛直方向長さmである。本発明者らは、鋳型短辺の第1傾斜面のテーパ値θnu、鋳型短辺の第2傾斜面のテーパ値θnd、及び、鋳型長辺のテーパ値θwの好適条件を検討した。その結果、鋳型短辺内面の第1傾斜面のテーパ値θnuと鋳型長辺内面の傾斜面のテーパ値θwとの比θnu/θwが下記の4式を満たし、鋳型短辺内面の第1傾斜面のテーパ値θnuが下記の5式を満たし、且つ鋳型短辺内面の第2傾斜面のテーパ値θndが下記の6式を満たす鋳型を用いることで、鋳造速度を0.5~2.0m/minの範囲で変更しても、鋳片コーナー部の表層下の内部割れやそれに起因する縦割れを効果的に防止することができ、表面品質及び内部品質に優れた鋳片を安定して製造できることを確認した。20≦θnuθw≦35...15≦θnu≦40...07≦θnd≦10...以下、比θnu/θw、第1傾斜面のテーパ値θnu以下、単にθnuとも記す及び第2傾斜面のテーパ値θnd以下、単にθndとも記すが上記の4式~6式の範囲に限定される理由を説明する。尚、鋳型長辺のテーパ値θw以下、単にθwとも記すの範囲は4式及び5式から自ずと求められ、θwは0.43~2.0/mとなる。本発明者らは、θnu=0.9~5.0/m、θnd=0.5~1.3/m、θw=0.23~5.0/m、比θnu/θw=1.0~4.0の範囲の鋳型を準備し、鋳造速度を0.6m/min鋳片サイズ:長辺長さ560mm、短辺長さ400mm、1.0m/min鋳片サイズ:長辺長さ400mm、短辺長さ300mm、2.0m/min鋳片サイズ:長辺長さ230mm、短辺長さ190mmの3水準として鋳造試験を実施した。鋳造中、鉄板に包んだFe-S合金粉末を鋳型内に浸漬投入し、鋳片断面から採取したサルファープリントによって鋳型内における凝固シェル厚測定箇所:鋳型内溶鋼湯面から100mm下方の位置を測定し、下記の7式で定義する凝固不均一度を求め、鋳型テーパと凝固不均一度との関係を調査した。また鋳造中、鋳型長辺及び鋳型短辺での鋳型抜熱量を鋳型冷却水の入出温度差と冷却水流量とから計算し、下記の8式で定義する抜熱量偏差を求め、鋳型テーパと抜熱量偏差との関係を調査した。凝固不均一度×100dmax...但し、7式において、dmax:鋳片長辺面または短辺面の凝固シェル厚の最大値mm、dmin:鋳片長辺面または短辺面の凝固シェル厚の最小値mmである。抜熱量偏差HwHn×100max...但し、8式において、Hw:鋳型長辺の平均抜熱量、Hn:鋳型短辺の平均抜熱量、max:HwまたはHnのいずれかの最大値である。その結果、鋳造速度が0.6~2.0m/minと広範囲においても、比θnu/θwを2.0~3.5とし、θnuを1.5~4.0/m、且つ、θndを0.7~1.0/mとすることで、凝固不均一度は、鋳片表面の縦割れ限界の凝固不均一度とされる10を下回り、且つ、抜熱量偏差も鋳片断面形状劣化を防止する15未満にできることを突き止めた。比θnu/θwに範囲が存在する理由:比θnu/θwが小さ過ぎると相対的に鋳片短辺面の凝固シェルの成長が抑制され、同様に、比θnu/θwが大き過ぎると相対的に鋳片長辺面の凝固シェルの成長が抑制される。いずれのケースにおいても、鋳片短辺面と長辺面との凝固シェル厚に差が生じて凝固不均一度が大きくなることから、凝固不均一度を10以下とするためには比θnu/θwに或る範囲を設ける必要があり、2.0~3.5が好適である。θnuに好適な範囲が存在する理由:比θnu/θwが好適な2.0~3.5の範囲において、θnuが小さ過ぎると抜熱量偏差が大きくなり、且つ鋳型短辺の抜熱量が低下して凝固シェル成長低下によるブレークアウトの危険があることから、これを回避するためにθnuに下限を設けている。一方、θnuが大き過ぎると、抜熱量偏差は小さくなるが、鋳型抜熱量絶対値の増加による縦割れや鋳型/凝固シェル間の摩擦力増大による拘束性ブレークアウトの危険があり、これを回避するためにθnuに上限を設けている。つまり、θnuにも好適な範囲が存在し、その値は上記理由から1.5~4.0/mとなる。θndに好適な範囲が存在する理由:初期凝固シェルの成長や鋳型抜熱量は鋳型上部で大略決定される。換言すれば、鋳型下部のテーパθndは、上部のテーパθnuに比べると、初期凝固シェルの成長や鋳型抜熱挙動に及ぼす影響が小さくなる。しかし、その影響が小さいながらも初期凝固シェル成長や鋳型抜熱に影響し、θndの変化は、θnuと比θnu/θwとの関係において、凝固不均一度10以下、抜熱量偏差15以下の領域を変化させる。定性的にはθndが小さすぎると凝固シェル成長が遅れるので、その遅れを補うために、比θnu/θwを大きく設定する必要がある。従って、θndが小さい場合には、θnuと比θnu/θwとの関係における凝固不均一度10以下、抜熱量偏差15以下の好適領域は、比θnu/θwの大きい側にシフトする。θndが大きい場合には、その逆に、好適領域は比θnu/θwの小さい側にシフトする。これらの結果から、θndの好適領域に或る範囲が存在することが分る。θndの好適範囲0.7~1.0/mは、鋳造速度が大きく変化しても、θnuと比θnu/θwの関係において、凝固不均一度が10以下、抜熱量偏差が15以下である領域が広く、且つその領域の変化が少ない範囲として定められる。尚、鋳型短辺における第1傾斜面と第2傾斜面との境界の位置は、一般的に鋳型銅板温度変動の大きい鋳型内溶鋼湯面から100~300mm下方の位置鋳型上端から約150~350mm下方の位置とすればよい。このような構成の本発明に係る連続鋳造用鋳型を用いて、鋼鋳片の長辺長さWと短辺長さNとの比W/Nが1~2であるブルーム鋳片或いはビレット鋳片を連続鋳造することで、鋳型長辺のテーパ値は鋳型短辺のテーパ値に比較して小さいことから、鋳造速度依存性が小さく、鋳造速度を2倍程度の範囲で変更した場合でも、鋳型と凝固シェルとの間に生成するエアーギャップ生成を効果的に抑制し、これにより、鋳片コーナー部の表層下の内部割れやそれに起因する縦割れを効果的に防止することが実現される。C:0.10~0.13質量、Si:0.15~0.30質量、Mn:0.10~0.25質量、P:0.015~0.025質量、S:0.010~0.020質量、Al:0.010~0.035質量の溶鋼を、鋳型短辺の第1傾斜面のテーパ値θnuが0.9~5.0/m、鋳型短辺の第2傾斜面のテーパ値θndが0.5~1.3/m、鋳型長辺のテーパ値θwが0.23~5.0/m、比θnu/θwが1.0~4.0/mである鋳型を準備し、鋳造速度を0.6m/min鋳片サイズ:長辺長さW=560mm、短辺長さN=400mm、比W/N=1.40、1.0m/min鋳片サイズ:長辺長さ400mm、短辺長さ300mm、比W/N=1.33、2.0m/min鋳片サイズ:長辺長さ230mm、短辺長さ190mm、比W/N=1.21の3水準で連続鋳造する試験を実施した。鋳型短辺の第1傾斜面と第2傾斜面との境界は、鋳型内湯面から150mm下方の位置鋳型上端から約200mm下方の位置とした。尚、使用したモールドパウダーは、一般的に使用されている緩冷却低抜熱を志向した市販品塩基度0.67、ガラス化温度1135°Cを使用し、鋳造速度に依らず同一のモールドパウダーを使用した。鋳造中、鉄板に包んだFe-S合金粉末を鋳型内に浸漬投入し、鋳片断面から採取したサルファープリントによって鋳型内における凝固シェル厚測定箇所:鋳型内溶鋼湯面から100mm下方の位置を測定し、7式を用いて凝固不均一度を算出した。また鋳造中、鋳型長辺と鋳型短辺の鋳型抜熱量を鋳型冷却水の入出温度差と冷却水流量とから計算し、8式を用いて抜熱量偏差を求め、鋳型テーパとこれら凝固不均一度、抜熱量偏差との関係を調査した。鋳造した鋳片表面の縦割れ発生の有無も調査した。図4に、比θnu/θwとθnuとの関係において、鋳造速度が0.6~2.0m/minで鋳型内凝固不均一度が10以下となる領域を、θnd別に示す。図中には、凝固不均一度が10超えるθnuの上限と下限とをθnd別に線引きした。θnd別に上限及び下限として示した線で挟まれ、その内部に存在する領域が凝固不均一度10以下となる。同様のことを鋳型内抜熱量偏差についても整理し、図5にその結果を示す。図中、鋳型内抜熱量偏差が15超えるθnuの上限と下限とを線引きした。θnd別に上限及び下限として示した線で挟まれ、その内部に存在する領域が鋳型内抜熱量偏差15以下となる。図4及び図5から、比θnu/θwが2.0~3.5で、θnuが1.5~4.0/m、且つ、θndが0.7~1.0/mである場合に、凝固不均一度が10以下で且つ鋳型内抜熱量偏差が15以下を同時に満足することが分る。また、図6には、比θnu/θwとθnuとの関係において、鋳造速度0.6~2.0m/minで縦割れ或いは内部割れの発生有無を調査した結果を示す。この時、θndは0.7~1.0/mとした。図6において、○印は、縦割れ或いは内部割れが発生しないことを表し、●印は、縦割れ或いは内部割れが発生したことを表している。図7には、比θnu/θwとθnuとの関係において、鋳造速度1.0~2.0m/minでブレークアウト或いは鋳型と凝固シェルとの焼き付きの発生有無を調査した結果を示す。この時、θndは0.7~1.0/mとした。図7において、○印は、ブレークアウト或いは焼き付きが発生しないことを表し、●印は、ブレークアウト或いは焼き付きが発生したことを表している。図6及び図7から明らかなように、本発明の範囲の鋳型20≦比≦35、15≦θnu≦40、07≦θnd≦10においては、鋳片欠陥縦割れ或いは内部割れや操業トラブルブレークアウト或いは焼き付きを抑止できることが確認できた。図6及び図7では、比較のために、特許文献1の実施例における比θnu/θw=0.3~1.5とθnu=0.3~5/mとの範囲を破線で示す。図6及び図7に示すように、特許文献1の実施例に示す鋳型は、本発明の鋳型に比べて鋳片品質及び操業ともに不安定であることが確認できた。