タンディッシュからモールドへ溶鋼を注入して鋳片を形成し、モールドの下部で前記鋳片を二次冷却し、二次冷却された鋳片をロールを有する圧下装置で圧下する鋼の連続鋳造方法であって、連続鋳造操業中にリアルタイムで、前記タンディッシュ内の溶鋼の成分分析値および温度、鋳造速度、前記モールドの冷却水の量、温度および温度変化、二次冷却水の量および温度、前記ロールの冷却水の量および温度、ならびに外気温の各データを収集し、各データ、ならびに溶鋼の成分分析値から算出した溶鋼の液相線温度、凝固潜熱量、比熱および密度をパラメータとして、鋳片内部の凝固状態を推定する凝固シミュレーションモデル計算を行い、前記凝固シミュレーションモデル計算の結果から推定される鋳片内部の凝固状態と、事前に設定した、鋳片の中心固相率と圧下力の関係についてのデータとに基づいて前記圧下装置の圧下力をリアルタイムで制御するとともに、中心固相率が0.30~0.80と推定される領域が前記圧下装置の位置となるように鋳造速度を制御することを特徴とする鋼の連続鋳造方法。前記圧下装置が、複数のピンチロール対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方法。本発明は上記の問題に鑑みてなされたものであり、その課題は、中心偏析、中心ポロシティおよび内部割れの発生が抑制され、内部品質の良好な鋼を得ることが可能な、鋼の連続鋳造方法を提供することにある。本発明者らは、上記課題について検討した結果、鋳造中の鋳片内部の凝固形態をリアルタイムで推定し、これに基づいて鋳片の圧下を制御することに着目した。一般に、未凝固圧下では、圧下を加えるときの連続鋳造鋳片内の中心固相率は0.3~0.8の範囲が適正であると言われている。鋳片内部の凝固形態、例えば鋳片内部の中心固相率分布および最終凝固位置は、鋳造条件の影響、具体的には鋳造速度、タンディッシュ内の溶鋼の過熱度、モールド冷却水の量、温度および温度の変動、ならびに二次冷却水量の影響を受け、なかでも鋳造速度の影響を最も強く受ける。本発明者らは、鋳造条件の影響による連続鋳造操業中の鋳片内部の凝固形態の変化をより正確に把握する方法として、溶鋼の熱力学的特性と鋳造条件とを利用して、凝固シミュレーションモデル計算により鋳片内部の凝固形態を推定することが、多様な溶鋼成分組成および鋳造条件の変動に対して最も有効であると考えた。また、鋳片の圧下装置の熱膨張の影響を低減し、圧下制御の再現性を得て、鋳片における内部割れの発生を抑制するには、鋳片の圧下制御を、圧下量ではなく圧下力によって行うことが有効であると考えた。本発明者らは、以上の検討の結果、連続鋳造操業中に凝固シミュレーションモデル計算によって、鋳片内の中心固相率分布をリアルタイムに算出し、その結果と、事前に設定された、鋳片の圧下位置の中心固相率に対応した最適な圧下力のデータとを、鋳片の圧下制御に用いることとした。そして、実験を重ねた結果、この方法によれば、鋳造条件に変動が生じて中心固相率分布および最終凝固位置が変動しても、未凝固圧下時および完全凝固後における圧下力を適切に制御し、中心偏析および中心ポロシティといった中心欠陥および内部割れの発生を抑制することができることを知見した。本願発明は、以上の検討の結果および知見にもとづいてなされたものであり、その要旨は、下記の1および2に示す鋼の連続鋳造方法にある。1タンディッシュからモールドへ溶鋼を注入して鋳片を形成し、モールドの下部で前記鋳片を二次冷却し、二次冷却された鋳片をロールを有する圧下装置で圧下する鋼の連続鋳造方法であって、連続鋳造操業中にリアルタイムで、前記タンディッシュ内の溶鋼の成分分析値および温度、鋳造速度、前記モールドの冷却水の量、温度および温度変化、二次冷却水の量および温度、前記ロールの冷却水の量および温度、ならびに外気温の各データを収集し、各データ、ならびに溶鋼の成分分析値から算出した溶鋼の液相線温度、凝固潜熱量、比熱および密度をパラメータとして、鋳片内部の凝固状態を推定する凝固シミュレーションモデル計算を行い、前記凝固シミュレーションモデル計算の結果から推定される鋳片内部の凝固状態と、事前に設定した、鋳片の中心固相率と圧下力の関係についてのデータとに基づいて前記圧下装置の圧下力をリアルタイムで制御するとともに、中心固相率が0.30~0.80と推定される領域が前記圧下装置の位置となるように鋳造速度を制御することを特徴とする鋼の連続鋳造方法。2前記圧下装置が、複数のピンチロール対であることを特徴とする前記1に記載の鋼の連続鋳造方法。以下の説明では、鋼の成分組成についての質量を、単にと表記する。本発明の鋼の連続鋳造方法によれば、鋼種によらず、中心偏析および中心ポロシティといった中心欠陥、ならびに内部割れの発生が抑制された内部品質の良好な連続鋳造鋳片を得ることが可能である。1.連続鋳造装置の基本構成図1は、本発明の連続鋳造方法を適用できる連続鋳造装置の概略を示す図である。タンディッシュ1には、図示しない取鍋から溶鋼2が供給される。タンディッシュ1から浸漬ノズル3を経て、モールド4内にメニスカス5を形成するように注入された溶鋼2は、モールド4およびその下方の二次冷却帯6において冷却され、凝固シェルを形成して鋳片7となる。二次冷却帯6では、図示しないスプレーノズル群から噴射される水によって鋳片7の表面が冷却される。鋳片7は、内部に未凝固部を保持したまま、複数のガイドロール8によって支持されながら、ガイドロール8の鋳造方向下流側に配置された複数の圧下ロール対9により引き抜かれ、圧下される。圧下ロール対9によって構成される鋳片を圧下する領域を、以下圧下帯という。圧下ロール対9によって圧下された鋳片7は、圧下ロール対9の鋳造方向下流側に配置された図示しないトーチ切断装置によって切断される。圧下ロール対9を構成する上側のロールには、ロールの位置を調整することにより上側のロールと下側のロールの間隔および圧下力を制御する鋳片圧下モジュール11が設けられている。これにより、各圧下ロール対9は、個別に圧下力を制御することができる。圧下ロール対9は、鋳片を圧下する本質的な機能に加え、鋳片を引き抜く機能を兼ね、以下ピンチロールともいう。圧下ロール対9を構成するロールは、冷却水によって冷却される。鋳片の圧下装置としては、圧下ロール対9に替えて、1つのフレームに複数のロールが配置されたセグメントを使用してもよい。また、連続鋳造装置には、各圧下ロール対9の圧下力を制御するためのワークステーション10が設けられている。2.鋳片の圧下制御方法ワークステーション10は、連続鋳造装置の各部に設けられた各種のセンサーによって、連続鋳造操業中にリアルタイムで鋳造実績データを収集し、そのデータを利用して凝固シミュレーションモデル計算を行い、鋳造中の鋳片内部の凝固形態の推定をリアルタイムで行う。鋳造実績データとは、溶鋼の熱力学特性および鋳造条件のデータをいう。この凝固シミュレーションモデル計算で利用する溶鋼の熱力学特性は、鋳造するヒートの溶鋼の成分分析値溶鋼中のC、Si、Mn、P、S等の濃度およびこの成分分析値に応じた溶鋼の液相線温度、凝固潜熱量、比熱および密度の温度依存性とする。これらはタンディッシュ内からリアルタイムで採取した鋳造中の溶鋼の成分分析値からリアルタイムで算出する。ヒートとは、取鍋に受鋼した溶鋼の鋳造単位であり、1個の取鍋に収容可能な溶鋼量が1ヒートである。また、この凝固シミュレーションモデル計算で利用する鋳造条件は、鋳造速度、タンディッシュ内の溶鋼の温度および過熱度、モールド冷却水の量、温度および温度の変動、二次冷却水の量および温度、ロール冷却水の量および温度、ならびに外気温等の鋳片の抜熱に関する項目とする。この凝固シミュレーションモデル計算は、溶鋼の成分組成に応じた溶鋼比熱、凝固潜熱量、溶鋼密度の温度依存性を考慮し、凝固時の溶質再分配を考慮したシミュレーションモデルとする。ワークステーション10内には、事前に設定された、鋳片の圧下位置の中心固相率に対応した最適な圧下力のデータが登録されている。凝固シミュレーションモデル計算によって算出された中心固相率分布と、鋳片の中心固相率と圧下力の関係についてのデータとに基づいて、各圧下ロール対9の圧下力をリアルタイムで制御する。ワークステーション10内に登録された、鋳片の圧下位置の中心固相率に対応した最適な圧下力のデータは、内部品質が良好な鋳片を製造できた場合の実績値、すなわち理想的な鋳造条件を基準として各圧下ロール対9の位置について定めた圧下力であり、各位置の中心固相率は凝固シミュレーションモデル計算によって算出する。このデータは、例えば以下のように設定する。圧下ロール対9の位置での中心固相率が0~0.30と低い場合は、一般に、鋳片の圧下による凝固界面での圧下歪みに起因する内部割れが発生する可能性が高いため、圧下力は0に設定する。中心固相率が0.30~0.80の場合は、凝固末期に生じる溶質が濃化した溶鋼の流動による中心偏析を抑制するために、鋼種に応じた適切な圧下力を、上述の通り理想的な鋳造条件を基準として設定する。中心固相率が0.80よりも大きい場合は、鋼種によっては凝固収縮によって鋳片に中心ポロシティが発生する可能性があるため、中心固相率が0.30~0.80の領域よりも強い圧下力を設定する。操業中の各圧下ロール対9の位置での中心固相率は、必ずしもワークステーション10内に登録されたデータと一致するとは限らない。そのため、ある鋼種の鋳片の鋳造中に、鋳造方向上流側から3番目の圧下ロール対9の位置での中心固相率が0.45であった場合は、ワークステーション10内に登録された中心固相率0.40および0.50に対応した圧下力を按分した圧下力を適用する。以下、このような制御方法をダイナミック制御ともいう。各圧下ロール対9の圧下力および圧下量を制御することにより、鋳片の圧下勾配および圧下速度を制御することも可能である。これにより、収集される鋳造実績データに変動が生じても、各時点での鋳片内部の凝固形態、特に中心固相率に応じた鋳片の圧下制御を行うことが可能であるため、鋳片の中心偏析および中心ポロシティといった中心欠陥の発生を抑制し、良好な内部品質を有する鋳片を安定して連続鋳造することができる。また、この方法では、ロールの圧下力制御を行うため、圧下装置の温度上昇に伴う膨張が生じても、鋳片の過圧下による内部割れの発生を抑制することもできる。本発明の連続鋳造方法は、鋳造の対象とする鋳片として、ブルームのほか、スラブやラウンドビレットにも適用可能である。3.鋳造速度の範囲本発明の鋳片の連続鋳造方法では、ワークステーションによる凝固シミュレーションモデル計算によって推定される鋳片の中心固相率が0.30~0.80となる領域が、連続鋳造装置の圧下帯に位置するように、鋳造速度の上限および下限を決定する。これにより、鋳片の中心偏析の発生を抑制することができる。鋳造速度の上限および下限の具体例は後述する。鋳造速度が遅すぎる場合には、中心固相率が0.30~0.80となる領域が圧下帯に到達しないため、完全凝固後またはそれに近い状態の鋳片を圧下することとなり、中心偏析の発生を抑制することができない。そのため鋳造速度の下限は、中心固相率が0.80となる領域が、少なくとも圧下帯の鋳造方向上流側の端部に位置する速度とする。鋳造速度の上限は、完全凝固後の鋳片の圧下を、圧下帯で実施することの必要性に応じて決定する。完全凝固後の鋳片の圧下を圧下帯で実施する必要のない鋼種では、中心偏析の発生を抑制するために、中心固相率が0.80の領域が圧下帯の少なくとも鋳造方向の下流側の端部に位置するように決定する。完全凝固後の鋳片の圧下を圧下帯で実施する必要のある鋼種では、少なくとも圧下帯の鋳造方向最下流側の端部より上流側で完全凝固している状態となるように決定する。4.圧下装置本発明の鋼の連続鋳造方法では、鋳片の圧下装置として、鋳片の圧下力を個別に設定可能であり、各々に駆動力が付与される圧下ロール対ピンチロールを多段配置して用いること以下多段配置ピンチロール圧下方式ともいう。が好ましい。その理由を以下に説明する。圧下装置として、フレームに複数のロールが配置されたセグメントを用いる方式を、[セグメント圧下方式]という。セグメントを用いて圧下勾配を与えるには、ガイドポストや球面座といった複雑な機械設備を設けることが必要であった。また、機械的な取り合いの限界影響を受けるため、設定できる圧下勾配には制限があった。ここでいう圧下勾配の機械的な取り合いの限界の影響とは、セグメント圧下方式に用いられるセグメントでは、フレームを傾斜させるのに複数の昇降用油圧シリンダを使用するため、セグメント自体の傾斜勾配が機械的な制約を受けることを意味する。また、低温600°C以下の鋳片を圧下する際には大きな変形抵抗が発生する。そのため、セグメント圧下方式では、低温の鋳片を圧下するには、セグメントに大きな駆動トルクを発生させる大型装置を設けることが必要であった。一方、前記図1に示すように、圧下ロール対9を、連続鋳造機の二次冷却帯6の出口からトーチ切断装置までの範囲にわたって多段配置することにより、複雑な機械設備を必要とせず、自由に圧下勾配を設定することが可能である。また、鋳片の圧下時には、鋳片を引き抜く駆動力を常に付与した状態となるため、安定した鋳片の鋳造が可能である。複数の圧下ロール対9を用いることにより大きな駆動力を得ることができるため、低温の鋳片を圧下する場合でも、大きな駆動トルクを発生させる大型装置を必要としない。多段配置ピンチロール圧下方式では、セグメント圧下方式で用いられるセグメントの鋳造方向の長さより短いロールピッチ間隔で圧下力を調整できる。そのため、各圧下ロール対9の位置での鋳片の中心固相率が変化しても、その変化に応じた適切な圧下力を鋳片へ与えることができるため、より安定した内部品質の鋳片を製造することが可能である。また、多段配置ピンチロール圧下方式では、低炭素鋼から高炭素鋼、その他の鋼種のように、凝固形態が大きく異なる幅広い鋼種の鋳造、および様々な鋳造条件下においても、鋳片の未凝固部の最適圧下領域を常に適正に選択して圧下することが可能である。未凝固圧下における最適圧下領域とは、中心固相率が0.30~0.80の領域をいう。多段配置ピンチロール圧下方式では、凝固シミュレーションモデル計算の結果に基づいて、完全凝固後の鋳片の圧下制御も容易に行うことが可能である。5.鋳造条件の一例次に、本発明の連続鋳造方法の鋳造条件、およびこれに関連する凝固シミュレーションモデル計算の計算条件について、一例を挙げて説明する。5-1.連続鋳造装置使用する連続鋳造装置は、前記図1に示す多段配置ピンチロール圧下方式のものとする。この鋳造装置には、モールド内のメニスカスから17~30mの位置に、ロール間隔制御機能を有するピンチロールが配置され、圧下帯を構成する。各ピンチロールは、直径450mm、ロールピッチ1200mm、最大圧下油圧210kgf/cm2とし、11対を配置する。この鋳造装置によって得られる鋳片の断面は矩形とし、その寸法は、圧下前の状態で339mm×456mmとする。5-2.鋼種本発明の連続鋳造方法に適用可能な鋼種には制限はない。例えば、表1に示す炭素鋼、合金鋼および軸受鋼を使用することができる。5-3.鋳造速度鋳造速度の範囲は、上述のように、凝固シミュレーションモデル計算によって、鋳片の中心固相率が0.30~0.80と推定される領域が、連続鋳造装置の圧下帯に位置するように決定する。上記連続鋳造装置を用いて上記鋼種の鋳片を連続鋳造する場合は、鋳造速度の下限は0.45m/minである。鋳造速度の上限は、完全凝固後の鋳片の圧下を圧下帯で実施する必要のない場合は1.00m/minであり、必要のある場合は0.80m/minである。鋳造速度が大きくなると、製造する鋳片がスラブの場合には機外バルジングが発生する可能性がある。しかし、上記のサイズおよび条件で鋳造されるブルームに関しては、中心固相率が0.80の部位が連続鋳造装置の機長限界位置を超えて、機外に出ても、凝固シェルが十分な厚さを有し、強固であるためバルジングが発生しないことを本発明者らは確認した。本発明の鋼の連続鋳造方法の効果を確認するため、以下の実施例1~4の試験を実施し、その結果を評価した。実施例1:同一鋼種の連々鋳造時に、規格範囲内で溶鋼の成分組成が変化した場合についての試験実施例2:同一鋼種の連々鋳造時に溶鋼温度が上昇したために、鋳造速度を低減した場合についての試験実施例3:同一鋼種の連々鋳造時にモールド冷却水、二次冷却水およびロール冷却水の温度の上昇が生じた場合についての試験実施例4:実施例1~3の鋳造条件の変動が全て生じた場合についての試験1.試験条件および評価項目共通条件最初に、各実施例に共通する試験条件および評価項目について説明する。1-1.連続鋳造装置使用した連続鋳造装置は、前記図1に示す多段配置ピンチロール圧下方式のものとした。この鋳造装置には、モールド内のメニスカスから17~30mの位置に、ロール間隔制御機能を有するピンチロールが配置され、圧下帯を構成する。各ピンチロールは、直径450mm、ロールピッチ1200mm、最大圧下油圧210kgf/cm2とし、11対を配置した。この鋳造装置によって得られる鋳片の断面は矩形とし、その寸法は、圧下前の状態で339mm×456mmとした。この連続鋳造装置を使用して、途中でタンディッシュ内の溶鋼を切り替える連々鋳造を行った。1-2.鋳片の圧下制御方法各実施例では、鋳片の圧下制御方法として、スタティック制御を適用した試験試験番号1-1、2-1、3-1および4-1と、上述のダイナミック制御を鋳造開始直後から適用した試験試験番号1-2、2-2、3-2および4-2のそれぞれを実施した。スタティック制御とは、ある任意の1ヒートで鋳造する溶鋼の成分組成および液相線温度、鋳造速度、タンディッシュ内の溶鋼の過熱度、モールド冷却水の量、温度および温度の上昇値、ならびに二次冷却水量から算出した代表的な鋳片の中心固相率を基準として鋳片を圧下する従来の方法をいう。スタティック制御を行う場合、連々鋳造のチャージ毎に溶鋼の成分組成を分析し、各チャージの鋳片内部の最終凝固位置のモールド内のメニスカスからの距離を推定した。また、いずれの実施例とも、凝固シミュレーションモデル計算で中心固相率が0.30~0.80と推定される領域が、連続鋳造装置の圧下帯に位置するように鋳造速度の範囲を設定した。前後チャージの溶鋼が混合した部分以下混合部ともいう。については、混合した溶鋼の重量を、後チャージの取鍋を開孔した時点でのタンディッシュ内に残存していた溶鋼の重量の1.5倍と定義した。混合した溶鋼の成分組成は前後チャージの各溶鋼の成分組成の中間値とした。このように定義した混合部以降は、完全に後チャージの溶鋼に入れ替わり、チャージの切り替えが完了したとみなして圧下制御を行った。1-3.評価項目評価項目は、鋳片内部品質に関する指標として、鋳片を圧延して得られた鋼片における中心炭素濃度の偏析度から算出した内部品質評価指数と、この鋼片のUT検査不良率とした。中心炭素濃度の偏析度は、鋼片内の炭素平均濃度をCo、鋼片内の最大炭素濃度をCとした場合、C/Co×100[]で表される値であり、以下単にC/Coとも記載する。C/Coは、小さいほど鋼片の内部品質が良好であることを示し、一般にC/Coの管理指標としては、上限閾値を105として管理することが好ましいとされている。これは、製品圧延時の中心偏析を起因とした破断を安定して抑制できる範囲として、経験的に求められた数値とほぼ一致する。内部品質評価指数は、C/Coの標準偏差とした。C/Coの標準偏差が大きいほど、C/Coの値のばらつきが大きいことを意味する。UT検査とは、超音波探傷試験による中心欠陥の検査である。鋼片UT検査不良率とは、試験対象とした鋳片数に対する不良とされた鋳片数の比の値である。2.各実施例の条件および結果2-1.実施例12-1-1.試験条件実施例1は、同一鋼種の連々鋳造時に、規格範囲内で溶鋼の成分組成が変化した場合の試験である。表2~4に、それぞれ溶鋼組成、鋳造条件および圧下制御方法を示す。表4に示す試験番号1-1がスタティック制御を適用した従来例、試験番号1-2がダイナミック制御を適用した本発明例である。表4には、評価項目であるC/Coの標準偏差および鋼片UT検査不良率も示した以下、実施例2~4についても同様。。表2に示す溶鋼の成分組成のうち、Cについては連々鋳造時に規格範囲内で濃度が変化したため、鋳造開始時点の濃度と連々鋳造における溶鋼のチャージの切り替えが完了した時点での濃度を示した。具体的には、Cの濃度が連々鋳造の溶鋼切り替えによって0.45から0.48へと増加した。表3に示す鋳造速度および二次冷却水の比水量、表4に示す中心偏析の標準偏差および鋼片UT検査不良率等の各試験のデータは、チャージ単位のデータであり、各鋳片のデータの平均値、つまり各試験チャージを代表する値である。2-1-2.試験結果表2~4に示すように、実施例1では、鋳造中において鋳造条件には変動がなかったものの、溶鋼中のC濃度が増加した。そのため、鋳片内部の最終凝固位置が変化したと考えられる。これに対応するように、スタティック制御を行った試験番号1-1では、表4に示すように、連続鋳造鋳片内部の最終凝固位置のモールド内のメニスカスからの距離の推定値が鋳造開始時点の22.5mから連々鋳造の溶鋼切り替え完了時点では23.6mと、鋳造方向下流側に移動した。これに伴って、鋳片の中心固相率が0.30~0.80と推定された領域での鋳片圧下速度を、鋳造開始時点の0.23mm/minから連々鋳造の溶鋼切り替え完了時点では0.10mm/minに低減した。試験番号1-1では、C/Coの平均値および最大値表4には示していないがともに増加して中心偏析が悪化しており、表4に示すようにC/Coの標準偏差は鋳造開始時点の2.09から、連々鋳造の溶鋼切り替え完了時点では4.28に増加した。また、鋼片UT検査不良率が0.06から0.18に増加しており、これは、中心ポロシティの圧着不足に起因する。このような内部品質の悪化は、鋳片の圧下制御をスタティック制御によって行ったため、連続鋳造操業中における鋳造条件の変動により鋳片の中心固相率分布に変動が生じたことによって、設定時には最適であった鋳片圧下条件が、最適な条件からずれたためと考えられる。試験番号1-2では、C/Coの最大値表4には示していないには大きな変動は認められなかった。また、鋳造開始時点および連々鋳造の溶鋼切り替え完了時点でのC/Coの標準偏差はそれぞれ2.14および2.08、鋼片UT検査不良率は0.06および0.02と、いずれも大きな変動は認められず、安定して内部品質の良好な鋳片を製造できた。これらはいずれも、ダイナミック制御を適用したためと考えられる。また、鋳片の中心固相率が凝固シミュレーションモデル計算で0.30~0.80と推定された領域での鋳片圧下速度は、鋳造開始時点の0.23mm/minを連々鋳造の溶鋼切り替え完了時点では0.24mm/minに維持することができた。2-2.実施例22-2-1.試験条件実施例2は、同一鋼種の連々鋳造時に、溶鋼の成分組成変化は生じなかったものの、溶鋼温度が上昇したため、モールド直下でのブレイクアウトを避ける目的で鋳造速度を低減した場合についての試験である。前記表2~4に、それぞれ溶鋼組成、鋳造条件および圧下制御方法を示す。表4に示す試験番号2-1がスタティック制御を適用した従来例、試験番号2-2がダイナミック制御を適用した本発明例である。実施例2では、タンディッシュ内の溶鋼過熱度が連々鋳造の溶鋼切り替えによって28°Cから47°Cに上昇した。これに対応して、試験番号2-1および2-2のいずれにおいても鋳造速度を0.55m/minから0.50m/minに低減した。2-2-2.試験結果前記表2~4に示すように、実施例2では、鋳造中において鋳造条件のうち、鋳造速度およびタンディッシュ内の溶鋼温度に変動が生じた。これらの鋳造条件の変動により、鋳片内部の最終凝固位置が変化し、これに伴って凝固プロフィール各ピンチロール位置での鋳片の中心固相率、凝固シェルの厚さ、および鋳片の温度が変化したと考えられる。そのため表4に示すように、スタティック制御を行う試験番号2-1では、連続鋳造鋳片内部の最終凝固位置のモールド内のメニスカスからの距離の推定値が鋳造開始時点の23.8mから連々鋳造の溶鋼切り替え完了時点では21.4mと、鋳造方向上流側に移動した。これに伴って、鋳片の中心固相率が0.30~0.80と推定された領域での鋳片圧下速度が、鋳造開始時点の0.37mm/minから連々鋳造の溶鋼切り替え完了時点では0.06mm/minに低減した。試験番号2-1では、中心偏析の悪化が見られたとともに、前記表4に示すようにC/Coの標準偏差は鋳造開始時点の3.01から、連々鋳造の溶鋼切り替え完了時点では4.34に増加した。また、鋼片UT検査不良率が0.04から0.20に増加した。試験番号2-2では、鋳造開始時点および連々鋳造の溶鋼切り替え完了時点でのC/Coの標準偏差はそれぞれ1.97および2.01、鋼片UT検査不良率は0.03および0.05と、いずれも大きな変動はなく、安定して内部品質の良好な鋳片を製造できた。これらはいずれも、ダイナミック制御を適用したためと考えられる。また、鋳片の中心固相率が凝固シミュレーションモデル計算で0.30~0.80と推定された領域での鋳片圧下速度は、鋳造開始時点の0.37mm/minを連々鋳造の溶鋼切り替え完了時点でも維持することができた。2-3.実施例32-3-1.試験条件実施例3は、同一鋼種の連々鋳造時に、溶鋼の成分組成変化、鋳造速度および溶鋼温度等の鋳造条件の変化はなく、モールド冷却水、二次冷却水およびロール冷却水の温度の上昇が生じた場合についての試験である。前記表2~4に、それぞれ溶鋼組成、鋳造条件および圧下制御方法を示す。表4に示す試験番号3-1がスタティック制御を適用した従来例、試験番号3-2がダイナミック制御を適用した本発明例である。実施例3では、モールド冷却水、二次冷却水およびロール冷却水の温度が、連々鋳造の溶鋼切り替えの前後において、それぞれ32°Cから38°C、29°Cから35°Cおよび32°Cから36°Cに上昇した。2-3-2.試験結果前記表2~4に示すように、実施例3では、鋳造中において鋳造条件のうち各種冷却水の温度が上昇し、鋳片の冷却強度が低下した。そのため、鋳片内部の最終凝固位置が変化したと考えられる。これに対応するように、スタティック制御を適用した試験番号3-1では、鋳片内部の最終凝固位置のモールド内のメニスカスからの距離の推定値が鋳造開始時点の20.1mから連々鋳造の溶鋼切り替え完了時点では21.3mと、鋳造方向下流側に移動した。これに伴って、鋳片の中心固相率が0.30~0.80と推定された領域での鋳片圧下速度が、鋳造開始時点の0.45mm/minから連々鋳造の溶鋼切り替え完了時点では0.27mm/minに低減した。試験番号3-1では、試験番号1-1および2-1と同様に、中心偏析の悪化が見られたとともに、前記表4に示すようにC/Coの標準偏差は鋳造開始時点の2.02から、連々鋳造の溶鋼切り替え完了時点では2.42に増加した。また、鋼片UT検査不良率が0.03から0.15に増加した。ダイナミック制御を適用した試験番号3-2では、中心偏析は安定していた。また、鋳造開始時点および連々鋳造の溶鋼切り替え完了時点でのC/Coの標準偏差はそれぞれ2.11および2.08、鋼片UT検査不良率は0.03および0.05と、いずれも大きな変動は認められず、安定して内部品質の良好な鋳片を製造できた。また、鋳片の中心固相率が凝固シミュレーションモデル計算で0.30~0.80と推定された領域での鋳片圧下速度は、鋳造開始時点の0.45mm/minから連々鋳造の溶鋼切り替え完了時点では0.46mm/minに維持することができた。2-4.実施例42-4-1.試験条件実施例4は、実施例1~3の鋳造条件の変動が全て生じた場合についての試験である。前記表2~4に、それぞれ溶鋼組成、鋳造条件および圧下制御方法を示す。表4に示す試験番号4-1がスタティック制御を適用した従来例、試験番号4-2がダイナミック制御を適用した本発明例である。実施例4では、CおよびMnの濃度が連々鋳造の溶鋼切り替えによってそれぞれ0.34から0.38および0.69から0.73へと増加した。また、タンディッシュ内の溶鋼過熱度が連々鋳造の溶鋼切り替えによって35°Cから46°Cに上昇した。さらに、モールド冷却水、二次冷却水およびロール冷却水の温度が、連々鋳造の溶鋼切り替えの前後において、それぞれ33°Cから37°C、28°Cから35°Cおよび30°Cから35°Cに上昇した。2-4-2.試験結果前記表2~4に示すように、実施例4では、各種の鋳造条件が変動したため、鋳片内部の最終凝固位置が変化したと考えられる。このとき、スタティック制御を適用した試験番号4-1では、鋳片内部の最終凝固位置のモールド内のメニスカスからの距離の推定値が鋳造開始時点の22.6mから連々鋳造の溶鋼切り替え完了時点では24.2mと、鋳造方向下流側に移動した。これに伴って、鋳片の中心固相率が0.30~0.80と推定された領域での鋳片圧下速度が、鋳造開始時点の0.27mm/minから連々鋳造の溶鋼切り替え完了時点では0.14mm/minに低減した。試験番号4-1では、試験番号1-1、2-1および3-1と同様に、中心偏析の悪化が見られたとともに、前記表4に示すようにC/Coの標準偏差は鋳造開始時点の1.97から、連々鋳造の溶鋼切り替え完了時点では3.13に増加した。また、鋼片UT検査不良率が0.04から0.16に増加した。ダイナミック制御を適用した試験番号4-2では、中心偏析は安定していた。また、鋳造開始時点および連々鋳造の溶鋼切り替え完了時点でのC/Coの標準偏差はそれぞれ1.84および2.21、鋼片UT検査不良率は0.04および0.04と、いずれも大きな変動は認められず、安定して内部品質の良好な鋳片を製造できた。また、鋳片の中心固相率が凝固シミュレーションモデル計算で0.30~0.80と推定された領域での鋳片圧下速度は、鋳造開始時点の0.27mm/minを連々鋳造の溶鋼切り替え完了時点でも維持することができた。