熱間鋼スラブの板幅方向に相対峙して設置され、熱間鋼スラブを板幅方向に間欠的に圧下する幅圧下用金型であり、スラブ圧下面より、外層、中間層、内層の3層構造からなり、金型外層に耐熱合金を使用することを特徴とする熱間鋼スラブの幅圧下用金型。金型中間層に銅系合金、あるいはアルミ系合金を用いることを特徴とする請求項1に記載の熱間鋼スラブの幅圧下用金型。しかし、前記した従来技術特許文献1~4に開示の技術は、各々以下のような問題点を有している。まず、特許文献1に開示されている技術では、幅圧下中も金型緩冷却を実施していることから、例えば極低炭素鋼のようにオーステナイト組織からフェライト組織への変態温度が高い材料では、スラブのエッジ角部周辺の温度低下によって軟化が生じ、幅圧下による局所的な凹凸変形を生じさせる危険性が大きい。このため、例えば、特許文献5では、少なくとも板幅プレス装置による幅圧下中は金型に冷却水を噴射せず、当該スラブの幅圧下終了後、次スラブの圧下を開始するまでの間のみ冷却を実施することが提案されている。しかしながら、特許文献5の技術では、スラブの圧延ピッチを早めて生産性の高い操業を行った場合、スラブ間での金型冷却だけでは不十分で、大量生産によって金型表面温度が徐々に上昇し、結果としてヒートクラックが発生しやすいという問題点がある。また、特許文献2に開示されている技術では、熱応力緩和のために金型表面にスリット加工を施しているものの、本発明者らの検討では、スリットのような細溝の底部ノッチ部では、加熱冷却サイクルにて大きな熱応力が発生しやすく、かつヒートクラックがスリット間を連鎖した場合には容易に欠け落ちが発生しやすいという問題点を有していることを見出した。また、特許文献3に開示されている技術では、金型表面の熱損傷の大きな領域、すなわちスラブ進行方向入側の平行部と傾斜部との境界近辺に耐クラック性の高い合金鋼を部分的に肉盛していることから、熱応力による金型損傷は大幅に改善されるものの、合金鋼の肉盛溶接作業とその後の機械加工による表面の仕上加工に多大の時間を必要とすることから、熱延ラインの高生産性を維持するためには数多くの金型セットを保有しなければならないという問題点がある。そして、特許文献4に開示されている技術では、中間層に断熱材を組み込んで金型外層金型と接触する部分の温度とスラブ温度との差を小さくして熱衝撃を緩和することを目的としているが、本発明者らの検討によると、この技術では中間層の断熱材によって金型外層の入熱が拡散できず、外層材の温度が上昇しすぎて強度が極度に低下するため、金型表面に大きな塑性流動が発生し、金型寿命が極端に短くなることが不可避であることを確認している。本発明は、上述した従来技術特許文献1~5に開示の技術の問題点を克服すべく鋭意検討を重ねてなされたものであり、板幅プレス装置の金型の表面損傷を防止して寿命を大幅に延長することにより、熱間圧延ラインの生産性の向上、金型損傷に起因する製品表面欠陥の発生防止、金型原単位の大幅改善等を可能とする、熱間鋼スラブの幅圧下用金型を提供することを目的とするものである。上記課題を解決するため、本発明者らは鋭意検討を重ね、熱損傷による寿命を劇的に改善することを可能とする熱間鋼スラブの幅圧下用金型を見出した。すなわち、上記課題を解決するために、本発明は以下の特徴を有している。[1]熱間鋼スラブの板幅方向に相対峙して設置され、熱間鋼スラブを板幅方向に間欠的に圧下する幅圧下用金型であり、スラブ圧下面より、外層、中間層、内層の3層構造からなり、金型外層に耐熱合金を使用することを特徴とする熱間鋼スラブの幅圧下用金型。[2]金型中間層に銅系合金、あるいはアルミ系合金を用いることを特徴とする前記[1]に記載の熱間鋼スラブの幅圧下用金型。本発明によれば、板幅プレス装置による熱間鋼スラブの幅圧下において、幅圧下用金型の熱損傷を低減して金型寿命を増大させるとともに、熱延鋼帯の表面品質向上、金型原単位の向上等をもたらすことが可能となる。すなわち、熱間鋼スラブの幅圧下用金型の表面は、熱間鋼スラブとの接触による加熱と、冷却水の噴射による冷却とに基づく加熱冷却サイクルによって、極度の熱疲労条件下にて使用されていることから、金型外層に熱間強度の高い耐熱合金鋼を用いることにより、より一層、耐熱損傷性が高まり、金型寿命の大幅な延長が可能となる。また、金型中間層に銅系合金、あるいはアルミ系合金を用いることによって、熱間鋼スラブとの接触によって金型に入った熱量を金型内部に効率的に拡散させることにより、金型外層の温度上昇を低減し、その熱損傷を大幅に緩和させることができる。本発明の実施形態について図面に基づいて説明する。図1は、本発明の一実施形態における熱間鋼スラブの幅圧下用金型の一対の片方の構造を示す図である。図1に示すように、この実施形態における熱間鋼スラブの幅圧下用金型Fは、外層1、中間層2、内層3から構成された複層金型3層金型となっている。ちなみに、図2に示したように、従来、熱間鋼スラブの幅圧下用金型Z一対の片方はダクタイル鋳鉄やSKDやSKTといった熱間工具鋼等にて一体物として製作され、使用後には一体物として廃却されている。しかしながら、本発明者らの調査によると、ヒートクラックにて損傷を受けているのは金型圧下面スラブ圧下面4から50~100mm深さ程度までの範囲であり、金型材の大部分は無駄に廃却されてしまっているのが通常である。これに対して、この実施形態における熱間鋼スラブの幅圧下用金型複層金型Fでは、熱間鋼スラブとの接触によって最も損傷の激しい外層1を独立させることにより、外層1の損傷によって寿命と判断した場合には外層1のみを交換すればよく、中間層2と内層3は継続して使用することが可能である。以下、この複層金型Fの特徴を大幅に向上させるため、外層1、中間層2、内層3に望ましい材料特性について説明する。まず、複層金型Fの外層1への適用材として、従来より使用されている熱間工具鋼鍛造用合金工具鋼SKTや熱間ダイス用合金工具鋼SKD等を用いることも可能であるが、この実施形態では、外層1に適用する材料として耐熱合金鋼を用いるようにしている。これは、金型表層近辺の加熱冷却サイクルでの温度振幅を低減するため、外部からの金型冷却水の使用は必要最小限とすることが重要であり、この観点から外層1には高い高温強度を有する材料が好適であるためである。従来、熱間プレス用金型材としてNi基耐熱合金等が開発されており例えば、特許文献6、7、例えば、これらの材料をこの実施形態による複層金型Fの外層1に適用すればよい。また、この実施形態では外層1の厚みスラブ幅方向の厚みを特に規定するものではないが、一般に耐熱合金鋼の熱伝導率は20~30W/mKと低いことから、金型表層に急峻な温度分布がつきやすいため、外層1の厚さは50mm程度以下好ましくは30mm以下として中間層2への熱拡散を促進することが好ましい。次に、複層金型Fの中間層2への適用材としては、熱伝導性の高い材料が好適であり、銅系合金、あるいはアルミ系合金等の材料が好適である。板幅プレス装置による幅圧下では、幅圧下中に中間層2付近の領域に加わる機械的な応力はそれほど大きくないことから、中間層2に用いる材料の強度は最低でも鋳鉄並みであれば十分である。この実施形態では、強度と熱伝導性の高さの観点から銅系合金、あるいはアルミ合金に着目して鋭意検討を行った結果、例えばCrを含有したCu-Cr合金などが好適であることを見出した。一例として、特許文献8にて開示されているCu-Cr合金では、Cr含有量と製造条件によってその特性が変化するものの、熱伝導率は134~350W/mKであることが開示されており、外層1に用いる耐熱合金鋼の10倍程度と非常に大きな熱拡散性能を有しているものである。また、熱伝導率の好ましい下限は100W/mKである。なお、この実施形態では中間層2の厚みスラブ幅方向の厚みを特に規定するものではないが、金型製作費や熱拡散性能に応じ、適宜、適切な厚みを設定すればよい。そして、外層1から中間層2への熱拡散を促進するため、例えば、中間層2の内部に金型Fの外部より冷却水を供給、循環、排出させる複数の水冷孔を配置し、内部水冷にて冷却してもよい。一方、この実施形態では内層3に用いる材料は特に限定されるものではなく、例えば、一般の機械構造用鋼や鋳鉄など、安価な材料を用いればよい。そして、外層1と中間層2、および、中間層2と内層3は冶金的に接合する必要はなく、例えば、3層外層1、中間層2、内層3を貫通するボルトによって締結するなどして構成すればよい。従来の金型は一体物であることから、急峻な温度分布によって発生する熱歪が拘束しあうことによって大きな熱応力が発生していたが、この実施形態による複層金型Fでは冶金的な接合を行わないことから、各層間の境界にて熱歪の拘束が大きく低減され、結果として熱疲労による応力振幅が小さくなって金型損傷が劇的に改善される効果も有している。また、外層1の損耗が激しくなった場合には、従来の金型Zに比べ、外層1は小型軽量で済むことから、あらかじめ製作済みのものと交換すればよく、短時間での修復が可能であり、従来のように金型表面の改削加工に時間がかかるために数多くの金型セットを保有して交換しつつ幅プレスする必要がない。そして、中間層2と内層3は継続して使用することが可能であることから、金型を一体物として廃棄していた従来技術に比べ、大幅な金型原単位の改善が可能である。本発明の効果について、表1に示した実施例に基づいて説明する。なお、以下に示す熱伝導率は常温における値である。本発明による熱間鋼スラブの幅圧下用金型本発明例として、上記の本発明の一実施形態に基づいて2種類の金型を準備し、長期間にわたる熱間鋼スラブの幅圧下試験を実施した。まず、本発明例1として、外層にNi基耐熱合金SUH660熱伝導率15W/mK、中間層に熱間ダイス用合金工具鋼SKD62熱伝導率20W/mK、内層に機械構造用鋼S45C熱伝導率50W/mKを用いた。また、本発明例2として、外層にNi基耐熱合金SUH660熱伝導率15W/mK、中間層にCu-Cr合金熱伝導率200W/mK、JISZ3234相当、内層に機械構造用鋼S45C熱伝導率50W/mKを用いた。また、本発明例3として、外層にNi基耐熱合金SUH660熱伝導率15W/mK、中間層にアルミ合金熱伝導率134W/mK、JISADC14相当、内層に機械構造用鋼S45C熱伝導率50W/mKを用いた。なお、本発明例1、2、3では、バー内スラブ内では金型表面の水冷は行わず、バー間スラブ間では金型表面の弱水冷を実施した。一方、比較例1、2として、従来から使用されているダクタイル鋳鉄熱伝導率17W/mKの一体構造金型を準備し、同様に熱間鋼スラブの幅圧下試験を実施した。また、比較例3、4として、従来から使用されているSKD62熱伝導率20W/mKの一体構造金型を準備し、同様に熱間鋼スラブの幅圧下試験を実施した。また、比較例5、6として、従来から使用されているSUH660熱伝導率15W/mKの一体構造金型を準備し、同様に熱間鋼スラブの幅圧下試験を実施した。なお、比較例1、3、5では、バー内スラブ内では幅圧下間にて金型表面の弱水冷を実施するとともに、バー間スラブ間では金型表面の強水冷を実施した。また、比較例2、4、6では、バー内スラブ内では幅圧下間にて金型表面の水冷は行わず、バー間スラブ間では金型表面の強水冷を実施した。そして、金型熱損傷の評価は、まずスラブ重量にして約1万トンの幅圧下を実施した後の表面状態を目視で確認し、目視で表面亀裂が認められない場合を○、本数によらず長さ5cm未満の亀裂の発生が認められた場合を△、本数によらず長さ5cm以上の亀裂が認められた場合を×とした。その結果、比較例1、2ダクタイル鋳鉄の一体金型、比較例4SKD62の一体金型では、既に亀裂が亀甲状となり始めており、5cm以上の長さのものも複数本発生していた。また、比較例3SKD62の一体金型、比較例5、6SUH660の一体金型では、長さは5cm未満ではあるが、多数の亀裂の発生が認められた。そして、バー内スラブ内では幅圧下間にて金型表面の水冷は行わなかった比較例2、4では、亀裂の発生とともに金型表面の摩耗が著しく、特に比較例2では摩耗による表面の凹凸が激しいことから、3万トンにて寿命と判断した。これに対して、本発明例1、2、3では、いずれもスラブ重量にして1万トン程度の幅圧下量では、外層表面に亀裂の発生は認められなかった。さらに、適宜、金型の表面状態を確認しながら試験を継続したところ、比較例1ダクタイル鋳鉄一体金型、バー内水冷有ではスラブ重量にして約5万トンにて、比較例3SKD62一体金型、バー内水冷有ではスラブ重量にして約7万トンにて、比較例4SKD62一体金型、バー内水冷無ではスラブ重量にして約5万トンにて、比較例5SUH660一体金型、バー内水冷有ではスラブ重量にして約8万トンにて、そして、比較例6SUH660一体金型、バー内水冷無ではスラブ重量にして約7万トンにて、それぞれ長さ5cm以上の大亀裂が多数発生していることが認められたため、交換寿命と判断した。これに対して、本発明例1、2、3では、長さ5cm以上の亀裂はほとんど見られなかったため、目視にて摩耗による金型の表面凹凸が顕著となった状態を交換寿命と判断することにし、本発明例1では、スラブ重量にして約11万トンにて、本発明例2では、スラブ重量にして約15万トンにて、本発明例3では、スラブ重量にして約13万トンにて、交換寿命と判断した。この結果、本発明例1、2、3では、比較例1~6に対して約2~5倍程度の交換寿命となり、金型の長寿命化が可能であることが確認できた。