上端部が溶鋼の流入口とされ、該流入口から下方に延びる流路が内部に形成された、底部を有する管体の少なくとも下部が矩形状の扁平断面とされ、前記下部の短辺側の両側壁に前記流路と連通する一対の第一の吐出孔が対向して形成されると共に、前記流路と連通する一対の第二の吐出孔が前記底部に形成されてなる連続鋳造用浸漬ノズルであって、前記一対の第一の吐出孔が、それぞれ該第一の吐出孔に形成された仕切部によって上段吐出孔と下段吐出孔に仕切られ、一対の前記仕切部間には、前記流路の長辺側の両内壁から内方にそれぞれ突出し該内壁を水平方向に横断する突条部が形成され、前記一対の第二の吐出孔は、該第二の吐出孔の傾斜面を延長した仮想面が前記流路内で交差するように、前記管体の中心軸に関して対称に配置されていることを特徴とする連続鋳造用浸漬ノズル。請求項1記載の連続鋳造用浸漬ノズルにおいて、前記第一の吐出孔と前記第二の吐出孔とを連通するスリットが形成されている連続鋳造用浸漬ノズル。請求項1又は2記載の連続鋳造用浸漬ノズルにおいて、前記仕切部の鉛直方向の幅をbe、前記第一の吐出孔の上端から前記仕切部の鉛直方向の幅の1/2までの鉛直距離をce、前記突条部の鉛直方向の幅をbi、前記第一の吐出孔の上端から前記突条部の鉛直方向の幅の1/2までの鉛直距離をciとすると、be=bi、ce=ciである連続鋳造用浸漬ノズル。請求項3記載の連続鋳造用浸漬ノズルにおいて、前記第一の吐出孔の水平方向の幅をa、鉛直方向の幅をb、前記突条部の突出高さをaiとすると、ci/b=0.2~0.72、ai/a=0.07~0.28、bi/b=0.07~0.38である連続鋳造用浸漬ノズル。請求項4記載の連続鋳造用浸漬ノズルにおいて、前記第二の吐出孔の傾斜面のうち、前記管体の底部側に形成された傾斜面が水平面となす角度をα、前記管体の下端面位置における前記各第二の吐出孔の開口面積の和をA、前記第一の吐出孔の直上位置における前記流路の水平断面積をA’とすると、α=10~45度、A/A’=0.03~0.45である連続鋳造用浸漬ノズル。請求項4又は5記載の連続鋳造用浸漬ノズルにおいて、前記スリットの幅をdとすると、d/a=0.28~1.0である連続鋳造用浸漬ノズル。しかしながら、特許文献1において提案した連続鋳造用浸漬ノズルによる中厚スラブの高速鋳造において、鋳造速度が速い場合や鋳型の冷却条件、モールドパウダーの特性等の操業条件によっては、鋳片品質あるいは安全かつ円滑な操業が十分に確保されない場合が生じることが判明した。具体的には、溶鋼内介在物の浮上効果の減殺、もしくはそれら介在物のモールドパウダーによる捕捉効果の減殺、凝固層シェルの形成不良やモールドパウダーによる被覆等の不良の問題に加え、鋳型下方への過剰な溶鋼流により凝固層が再溶解して鋼品質が低下したり、凝固層が破れてブレークアウトを引き起こしたりする危険性があることが判明した。上記現象は、主として鋳型内の上部ないし湯面付近における溶鋼流動が少ないことが原因であると考えられる。本発明者らは、実操業における状況とそれらに対応する様々なシミュレーションによって検証した結果、浸漬ノズルの短辺側側壁に設置された第一の吐出孔からの吐出量に対する、浸漬ノズルの底部に設置された第二の吐出孔からの吐出量の割合が、各操業条件ごとに理想的と考えられる割合よりも大きくなる場合に、鋳型内の上部ないし湯面付近における溶鋼流動が少なくなることを発見した。即ち、特許文献1記載の浸漬ノズルを使用した場合、鋳型内において上方へ向かう溶鋼流動が少なく、下方へ向かう溶鋼流動が支配的な状態になり、鋳型内における理想的な流動パターンと一般的に考えられているダブルロール流動パターンが形成されない場合があることが判明した。ここで、ダブルロール流動パターンとは、図13に示すように、吐出流50が、下方へ向かう主流51と、鋳型短辺近くで反転上昇して鋳型短辺から浸漬ノズルへ向かう表面流となる短辺反転流52とから形成される流動パターンを言う。短辺反転流52は、浸漬ノズル近くで吐出流50に乗って鋳型短辺へ向かい、また反転上昇して循環流を形成する。鋳片の品質を確保して維持するためには、少なくともこのダブルロール流動パターンを鋳型内で形成することが必要である。しかし、鋳型内において単にダブルロール流動パターンが形成されているだけでは十分ではなく、鋳型内の上方及び下方に向かう各溶鋼流の流速が一定の範囲内にあることが重要となる。一方、特許文献2の鋳造用ノズルは、特許文献1記載の浸漬ノズルと同様、4つの吐出孔を有しているが、特許文献2の整流板は、特許文献1の浸漬ノズルの第一の吐出孔間に形成されている突条部のように水平方向に連続ではなく、吐出孔出口付近の整流化を目的とするものにすぎない。そのため、吐出孔内部において偏流が発生し易く、吐出孔からの吐出流が不均一となり、結果的に鋳型内での偏流が発生する。さらに、この鋳造用ノズルの下段吐出孔から吐出される主流は、整流板にて分岐された下方に向かう吐出流であり、やはりダブルロール流動パターンが形成されず、介在物浮上効果が十分得られない可能性がある。本発明はかかる事情に鑑みてなされたもので、幅厚比が大きなスラブの高速鋳造において、ダブルロール流動パターンを鋳型内に形成すると共に、鋳型内の上方及び下方に向かう各溶鋼流の流速を一定の範囲内に制御することにより、スラブ品質及び生産性の向上が図れる連続鋳造用浸漬ノズルを提供することを目的とする。上記目的を達成するため、本発明は、上端部が溶鋼の流入口とされ、該流入口から下方に延びる流路が内部に形成された、底部を有する管体の少なくとも下部が矩形状の扁平断面とされ、前記下部の短辺側の両側壁に前記流路と連通する一対の第一の吐出孔が対向して形成されると共に、前記流路と連通する一対の第二の吐出孔が前記底部に形成されてなる連続鋳造用浸漬ノズルであって、前記一対の第一の吐出孔が、それぞれ該第一の吐出孔に形成された仕切部によって上段吐出孔と下段吐出孔に仕切られ、一対の前記仕切部間には、前記流路の長辺側の両内壁から内方にそれぞれ突出し該内壁を水平方向に横断する突条部が形成され、前記一対の第二の吐出孔は、該第二の吐出孔の傾斜面を延長した仮想面が前記流路内で交差するように、前記管体の中心軸に関して対称に配置されていることを特徴としている。ここで、内壁を水平方向に横断するとは、一方の仕切部から他方の仕切部まで、突条部が水平方向に延在することを意味する。また、短辺は、矩形状の扁平断面とされた管体の短辺であり、長辺は同管体の長辺である。なお、本明細書では、連続鋳造用浸漬ノズルを鉛直に立てた状態について各方向を規定している。本発明では、長辺側の両内壁から内方に突出する突条部によって、吐出孔下方の過大流速が減殺されると共に、短辺側の両側壁に設けた第一の吐出孔を仕切部で上段吐出孔と下段吐出孔に分離したことにより、上段吐出孔からの吐出流が増大する。その結果、吐出孔下方での過大流速による鋳型壁面への衝突及び反転流の増大を抑制しつつ、ダブルロール流動パターンを形成することができる。加えて、流路内の溶鋼流が、突条部により一対の第一の吐出孔に均等に分配されるので、鋳型内における偏流が防止される。また、本発明に係る連続鋳造用浸漬ノズルでは、前記第一の吐出孔と前記第二の吐出孔とを連通するスリットが形成されていることを好適とする。また、本発明に係る連続鋳造用浸漬ノズルでは、前記仕切部の鉛直方向の幅をbe、前記第一の吐出孔の上端から前記仕切部の鉛直方向の幅の1/2までの鉛直距離をce、前記突条部の鉛直方向の幅をbi、前記第一の吐出孔の上端から前記突条部の鉛直方向の幅の1/2までの鉛直距離をciとすると、be=bi、ce=ciとしてもよい。また、本発明に係る連続鋳造用浸漬ノズルでは、前記第一の吐出孔の水平方向の幅をa、鉛直方向の幅をb、前記突条部の突出高さをaiとすると、ci/b=0.2~0.72、ai/a=0.07~0.28、bi/b=0.07~0.38であることを好適とする。また、本発明に係る連続鋳造用浸漬ノズルでは、前記第二の吐出孔の傾斜面のうち、前記管体の底部側に形成された傾斜面が水平面となす角度をα、前記管体の下端面位置における前記各第二の吐出孔の開口面積の和をA、前記第一の吐出孔の直上位置における前記流路の水平断面積をA’とすると、α=10~45度、A/A’=0.03~0.45であることを好適とする。ここで、管体の下端面とは、管体の外から該管体の底部を見たときに見える面のことである。また、第二の吐出孔の開口面積Aは、管体の下端面位置におけるスリットの開口面積を含むものとする。また、本発明に係る連続鋳造用浸漬ノズルでは、前記スリットの幅をdとすると、d/a=0.28~1.0であることを好適とする。本発明では、管体の少なくとも下部が矩形状の扁平断面とされ、該下部の短辺側の両側壁及び底部にそれぞれ一対の吐出孔が設けられた連続鋳造用浸漬ノズルにおいて、短辺側側壁に設けられた各吐出孔を仕切部によって上段吐出孔と下段吐出孔に仕切ると共に、流路の長辺側内壁から内方に突出し該内壁を水平方向に横断する突条部を一対の仕切部間に形成することにより、幅厚比が大きなスラブの高速鋳造において、ダブルロール流動パターンが鋳型内に形成されると共に、鋳型内の上方及び下方に向かう各溶鋼流の流速が一定の範囲内に制御される。その結果、スラブ品質及び生産性の向上を図ることができる。続いて、添付した図面を参照しつつ、本発明を具体化した実施の形態につき説明し、本発明の理解に供する。図1A、Bに、本発明の一実施の形態に係る連続鋳造用浸漬ノズル10以下では、単に浸漬ノズルと呼ぶこともある。を示す。本実施の形態の浸漬ノズル10は、上端に溶鋼の流入口12を有する円筒状の上部11aと、矩形状の扁平断面とされた下部11cと、円筒状の上部11aと矩形状の扁平断面とされた下部11cとを繋ぐ、側面視してテーパー状とされたテーパー部11bとを有し、流入口12から下方に延びる流路13が内部に形成された、底部20を有する管体11から概略構成されている。矩形状の扁平断面とされた下部11cの対向する短辺側側壁18には、流路13と連通する第一の吐出孔14が、底部20に近接する位置にそれぞれ形成されている。各第一の吐出孔14は、上下端部がそれぞれ半円状とされた鉛直方向に長い長孔からなり、矩形状断面を有し水平方向に延在する仕切部22によって上段吐出孔14aと下段吐出孔14bに分割されている図2A参照。そして、一対の仕切部22間には、流路13の対向する長辺側内壁19からそれぞれ内方に突出し長辺側内壁19を水平方向に横断する突条部15が形成されている。突条部15は矩形状断面とされ、対向配置されている図2B参照。また、管体11の底部20には、流路13と連通する一対の第二の吐出孔16が形成されている。一対の第二の吐出孔16は、その傾斜面24を延長した仮想面が流路13内で交差するように、管体11の中心軸に関して対称に配置されている図3参照。管体11を長辺方向に縦断した場合、一対の第二の吐出孔16はハの字状逆V字状に配置されている。さらに、本実施の形態の浸漬ノズル10では、第一の吐出孔14と第二の吐出孔16は、短辺側側壁18に形成された鉛直方向に延在するスリット17によって連通している。[水モデル試験]第一の吐出孔14上段吐出孔14a、下段吐出孔14b、及び仕切部22、第二の吐出孔16、突条部15、並びにスリット17の最適形状を確定するため、上記構成からなる浸漬ノズル10の模型を作製して水モデル試験を実施した。以下、実施した水モデル試験について説明する。ここで、第一の吐出孔14上段吐出孔14a、下段吐出孔14b、及び仕切部22、第二の吐出孔16、突条部15、並びにスリット17の最適形状を確定するためのパラメータを定義しておく。第一の吐出孔14については、水平方向の幅をa、鉛直方向の幅をbとし、仕切部22の鉛直方向の幅をbe、第一の吐出孔14の上端から仕切部22の鉛直方向の幅の1/2までの鉛直距離をceとする図2A参照。また、突条部15の突出高さをai、突条部15の鉛直方向の幅をbi、第一の吐出孔14の上端位置から突条部15の鉛直方向の幅の1/2までの鉛直距離をciとする図2B参照。但し、水モデル試験では、be=bi、ce=ciとした。また、仕切部22の水平方向の厚さは短辺側側壁18と同じ厚さとした。一方、第二の吐出孔16については、第二の吐出孔16の傾斜面24のうち、管体11の底部20側に形成された傾斜面24が水平面となす角度をα、管体11の下端面20aの位置における各第二の吐出孔16の開口面積の和をA管体11の下端面20aの位置におけるスリット17の開口面積を含む。、第一の吐出孔14の直上位置における流路13の水平断面積をA’、一対の第二の吐出孔16間の最小内法をe、第一の吐出孔14の直上位置における流路13の長辺方向の幅をe’、短辺方向の幅をfとする図3、図4A、B参照。また、スリット17の幅をdとする図4A参照。但し、水モデル試験では、第二の吐出孔16の短辺方向の幅fは、第一の吐出孔14の短辺方向の幅aと同じ寸法とした。鋳型は、縮尺1/1とし、アクリル樹脂で作製した。鋳型のサイズは、長辺方向の幅を1650mm、短辺方向の幅を90mmとした。また、浸漬ノズル10から鋳型に流入される水は、ポンプを用いて循環させた。浸漬ノズル10は、矩形状の扁平断面の長辺方向が鋳型の長辺方向と平行となるようにしたうえで、鋳型の中央に配置した。また、第一の吐出孔14の上端と水面湯面との距離は145mmとした。水モデル試験では、粒子画像流速測定法PIV:ParticleImageVelocimetryにより、吐出流の速度を算出した。PIVでは、流れの中にトレーサ30と呼ばれる粒子50ミクロン程度を分散させる図5参照。そして、トレーサ30をレーザ光照明31を用いてカメラ32で撮影し、得られた画像のうち、時系列的に隣接する二画像から流れ場の瞬時かつ多点における速度情報を抽出する。PIVによれば、鋳型全体や任意の位置における流れをベクトルとして可視数値化することができる。また、浸漬ノズルの吐出孔付近における非定常流を連続的な動きとして解析することが可能となる。以下、水モデル試験結果について説明する。全ての実施例及び比較例1以外の比較例には、円筒状の上部と、矩形状の扁平断面とされ、底部を有する下部と、円筒状の上部と矩形状の扁平断面とされた下部とを繋ぐテーパー部とからなる管体全長:985mm、底部の外形:182mm×46mmを使用した。そして、比較例1以外の比較例には、特許文献1記載の連続鋳造用浸漬ノズル、即ち、第一及び第二の吐出孔、突条部、及びスリットを有し、仕切部の無い浸漬ノズルを使用した。上記各試験体の基本諸元試験項目を除く。は次の通りである。ci=57.5mm、bi=25mm、b=115mm、ai=5mm、a=26mm、、e=26mm、e’=143mm、d=16mm、α=24度、第一の吐出孔の上下端部の曲率半径=13mm、ci/b=0.5、bi/b=0.22、ai/a=0.19、A/A’=0.05、d/a=0.62一方、比較例1には、角柱状の上部と、矩形状の扁平断面とされ、底部を有する下部と、角柱状の上部と矩形状の扁平断面とされた下部とを繋ぐテーパー部とからなる管体全長:958mm、底部の外形:150mm×46mmを使用した。また、吐出孔は、管体下部の短辺側側壁にそれぞれ形成された一対の長孔のみとした。比較例1の諸元は次の通りである。b=109mm、a=25mm、e’=110mmダブルロール流動パターンが鋳型内に形成され、且つ湯面流速が一定範囲内にある場合、鋳型内の上方及び下方に向かう各溶鋼流の流速は一定範囲内に制御されている。そのため、本試験では、ダブルロール流動パターンの形成及び湯面流速に基づいて各試験体の評価を行った。具体的には、ダブルロール流動パターンについては、ダブルロール流動パターンが形成された場合は○、形成されない場合は×とした。また、湯面流速については、左右の湯面流速の平均値平均湯面流速Vavが0.2~0.55m/secにある場合は○、その範囲外にある場合は×とした。平均湯面流速Vavが0.2m/sec未満の場合、湯面への熱供給不足によってモールドパウダーの溶融が薄くなり、ブレークアウトの懸念がある。一方、平均湯面流速Vavが0.55m/sec超の場合、湯面揺動によってモールドパウダー溶融層が不均一となり、同じくブレークアウトあるいはモールドパウダー巻き込みなどの品質低下を招くおそれがある。なお、前記左右の湯面流速の平均値平均湯面流速Vavの臨界値0.2~0.55m/secは、シミュレーション、水モデル試験等、並びに操業との関連を種々調査した結果得られた知見である。また、左右の湯面流速は、鋳型短辺と浸漬ノズル間の中心位置、即ち鋳型短辺から鋳型長辺幅の1/4位置における値である。また、スループット値は、溶鋼比重/水比重=7.0として溶鋼換算した値である。ci/bと平均湯面流速Vavとの関係を表1及び図6に示す。これらの図表より、ci/bが0.2~0.72の範囲内にある場合、平均湯面流速Vavは0.2~0.55m/secにあり、ダブルロール流動パターンも形成されることがわかる。ci/bが0.2未満の場合、流れの遮蔽効果が減少し、下段吐出孔からの吐出流が増大する影響により、反転流速及び湯面流速が大きくなる。一方、ci/bが0.72超の場合、逆に上段吐出孔からの吐出流が支配的となり、反転流速及び湯面流速が大きくなる。なお、上記結果より、仕切部は第一の吐出孔の中央部ci/b=0.5に限定されるわけではなく、下段吐出孔のほうが上段吐出孔に比べて大きくなる場合もあるし、その逆の場合もあることがわかる。また、以降のグラフにおいて、横軸がゼロの試験体◆で示された試験体は、突条部が無い比較例1を示している。bi/bと平均湯面流速Vavとの関係を表2及び図7に示す。これらの図表より、bi/bが0.07~0.38の範囲内にある場合、平均湯面流速Vavは0.2~0.55m/secにあり、ダブルロール流動パターンも形成されることがわかる。bi/bが0.07未満の場合、流れの遮蔽効果が減少し、下段吐出孔からの吐出流が増大する影響により、反転流速及び湯面流速が大きくなる。一方、bi/bが0.38超の場合、第一の吐出孔の断面積が極端に小さくなることにより、吐出流速が急激に上昇してしまう。ai/aと平均湯面流速Vavとの関係を図8及び表3に示す。これらの図表より、ai/aが0.07~0.28の範囲内にある場合、平均湯面流速Vavは0.2~0.55m/secにあり、ダブルロール流動パターンも形成されることがわかる。ai/aが0.07未満の場合、流れの遮蔽効果が減少し、下段吐出孔からの吐出流が増大する影響により、反転流速及び湯面流速が大きくなる。一方、ai/aが0.28超の場合、下段吐出孔への流れが極端に減少する影響で、上段吐出孔からの吐出流が支配的となり、反転流速及び湯面流速が大きくなる。第二の吐出孔の傾斜面の角度αと平均湯面流速Vavとの関係を表4及び図9に示す。これらの図表より、傾斜面の角度αが10~45度の範囲内にある場合、平均湯面流速Vavは0.2~0.55m/secにあり、ダブルロール流動パターンも形成されることがわかる。傾斜面の角度αが10~45度の範囲外であると、ダブルロール流動パターンが形成されない場合がある。A/A’と平均湯面流速Vavとの関係を表5及び図10に示す。これらの図表より、A/A’が0.03~0.45の範囲内にある場合、平均湯面流速Vavは0.2~0.55m/secにあり、ダブルロール流動パターンも形成されることがわかる。A/A’が0.03未満の場合、第一の吐出孔からの吐出流速が過大となり、平均湯面流速Vavが0.55m/secを超えてしまう。一方、A/A’が0.45超になると、第二の吐出孔からの吐出流が支配的となり、反転流が形成されにくくなる。その結果、ダブルロール流動パターンが形成されなくなると共に、平均湯面流速Vavが0.2m/sec未満となる。d/aと平均湯面流速Vavとの関係を表6及び図11に示す。これらの図表より、d/aが0.28~1.0の範囲内にある場合、平均湯面流速Vavは0.2~0.55m/secにあり、ダブルロール流動パターンも形成されることがわかる。d/aが0.28未満の場合、流れの遮蔽効果が減少し、下段吐出孔からの吐出流が増大する影響により、反転流速及び湯面流速が大きくなる。なお、スリット幅dが第一の吐出孔の幅aより大きくなることはあり得ないため、d/aの最大値は1.0である。図12は、平均湯面流速Vavとスループットとの関係を示したものである。同図より、スループットが増大するにつれて平均湯面流速Vavも増大することがわかる。なかでも、比較例1が平均湯面流速Vavが最も大きく、スループットが2.5ton/minを超えると、平均湯面流速Vavは最適値の上限値0.55m/secを超える。一方、比較例4の場合、スループットが4ton/min以下の場合、平均湯面流速Vavは最適値の下限値0.2m/sec未満となる。これに対して、実施例1は、スループットが2~5.5ton/minの範囲内であれば、平均湯面流速Vavは最適値の範囲内にある。なお、比較例5の場合、実施例1とほぼ同様の傾向にあるが、スループットが0.48ton/minを超えると、平均湯面流速Vavは最適値の上限値0.55m/secを超える。以上、本発明の一実施の形態について説明してきたが、本発明は何ら上記した実施の形態に記載の構成に限定されるものではなく、特許請求の範囲に記載されている事項の範囲内で考えられるその他の実施の形態や変形例も含むものである。例えば、水モデル試験では、be=bi且つce=ciとしたが、be≠bi及び/又はce≠ciとしてもよい。また、水モデル試験では、第一の吐出孔と第二の吐出孔をつなぐスリットを設けたが、スリットを設けなくてもよい。