"軸線方向に延びた棒状の中心電極と、前記中心電極の外周に設けられた絶縁碍子と、前記絶縁碍子の外周に設けられた主体金具であって、外周方向に張り出し軸直交断面形状が多角形状の工具係合部と、外周方向に張り出した胴部と、前記工具係合部および前記胴部の間に形成され外周方向および内周方向に膨出した溝部とを含む主体金具とを備えるスパークプラグであって、前記溝部において外径が最も大きい部分を第1部分とし、前記第1部分から前記胴部にかけて径方向の厚さが最も薄い部分を第2部分とし、前記胴部において前記第1部分と径方向の厚さが同じ部分を第3部分としたとき、前記軸線を含む断面において、前記第2部分の径方向の厚さAと、前記第2部分から前記第3部分へと続く前記主体金具の外側表面の曲率半径Rとの関係は、R×A≧0.20mm2を満たすことを特徴とするスパークプラグ。前記溝部における前記第2部分のビッカース硬度は、前記胴部のビッカース硬度より10以上低いことを特徴とする請求項1に記載のスパークプラグ。請求項1または請求項2に記載のスパークプラグであって、前記第2部分における断面係数Z2は、Z2≦80mm3であることを特徴とするスパークプラグ。請求項1ないし請求項3のいずれか一項に記載のスパークプラグであって、前記第2部分における断面係数Z2は、Z2≦60mm3であることを特徴とするスパークプラグ。請求項1ないし請求項4のいずれか一項に記載のスパークプラグであって、前記第1部分の径方向の厚さをBとしたとき、0.6≦A/B≦1.0を満たすことを特徴とするスパークプラグ。請求項1ないし請求項5のいずれか一項に記載のスパークプラグであって、前記第1部分から前記第2部分までの範囲におけるビッカース硬度の最大値と最小値との硬度差ΔHvは、ΔHv≧100であることを特徴とするスパークプラグ。請求項1ないし請求項6のいずれか一項に記載のスパークプラグであって、前記第1部分における断面係数Z1は、Z1≦170mm3であることを特徴とするスパークプラグ。請求項1ないし請求項7のいずれか一項に記載のスパークプラグであって、0.5mm≦A≦0.6mmであることを特徴とするスパークプラグ。軸線方向に延びた棒状の中心電極と、前記中心電極の外周に設けられた絶縁碍子と、前記絶縁碍子の外周に設けられた主体金具であって、外周方向に張り出し軸直交断面形状が多角形状の工具係合部と、外周方向に張り出した胴部と、前記工具係合部および前記胴部の間に形成され外周方向および内周方向に膨出した溝部とを含む主体金具とを備えるスパークプラグの製造方法であって、前記絶縁碍子に対する前記主体金具の組み付けに先立って、前記工具係合部と前記胴部との間に膨出前の前記溝部を、前記工具係合部および前記胴部から前記溝部の中央に向かうに連れて径方向の厚さが薄くなる形状に成形し、熱カシメによって前記主体金具を前記絶縁碍子に接合する際、前記膨出前の溝部を前記外周方向および前記内周方向に膨出させることを特徴とするスパークプラグの製造方法。請求項9に記載のスパークプラグの製造方法であって、前記工具係合部における径方向の厚さが最も薄い部分の80の厚さをCとし、前記膨出前の溝部における前記中央の径方向の厚さをDとしたとき、0.5≦D/C≦1.0を満たすように、前記膨出前の溝部を成形することを特徴とするスパークプラグの製造方法。請求項10に記載のスパークプラグの製造方法であって、前記膨出前の溝部における前記工具係合部側で径方向の厚さがCとなる第4部分から、前記膨出前の溝部における前記胴部側で径方向の厚さがCとなる第5部分までの前記軸線方向に沿った距離をL1とし、前記膨出前の溝部における前記工具係合部側で径方向の厚さが0.8×Cとなる第6部分と前記第4部分との間の前記軸線方向に沿った距離をL2とし、前記膨出前の溝部における前記胴部側で径方向の厚さが0.8×Cとなる第7部分と前記第5部分との間の前記軸線方向に沿った距離をL3としたとき、0.2≦L2/L1≦0.5、および0.2≦L3/L1≦0.5を満たすように、前記膨出前の溝部を成形することを特徴とするスパークプラグの製造方法。近年、内燃機関の燃費改善や排出ガス低減を解決する種々の対策の一つとして、スパークプラグの小径化が検討されているが、スパークプラグの小型化に伴う主体金具の強度低下について十分な考慮がなされていなかった。例えば、主体金具における溝部から胴部にかけて径方向の厚さが薄くなる部分は、熱カシメ時の熱影響による硬度低下に伴って破断強度が低下してしまう。そのため、スパークプラグを小型化する縮小比率で主体金具をそのまま小型化した場合、主体金具における溝部の破断強度を十分に確保できず、溝部に割れクラックが発生してしまう場合があるという問題があった。本発明は、上記した課題を踏まえ、主体金具の破断強度を向上させたスパークプラグを提供することを目的とする。本発明は、上述の課題の少なくとも一部を解決するためになされたものであり、以下の形態または適用例として実現することが可能である。[適用例1]適用例1のスパークプラグは、軸線方向に延びた棒状の中心電極と、前記中心電極の外周に設けられた絶縁碍子と、前記絶縁碍子の外周に設けられた主体金具であって、外周方向に張り出し軸直交断面形状が多角形状の工具係合部と、外周方向に張り出した胴部と、前記工具係合部および前記胴部の間に形成され外周方向および内周方向に膨出した溝部とを含む主体金具とを備えるスパークプラグであって、前記溝部において外径が最も大きい部分を第1部分とし、前記第1部分から前記胴部にかけて径方向の厚さが最も薄い部分を第2部分とし、前記胴部において前記第1部分と径方向の厚さが同じ部分を第3部分としたとき、前記軸線を含む断面において、前記第2部分の径方向の厚さAと、前記第2部分から前記第3部分へと続く前記主体金具の外側表面の曲率半径Rとの関係は、R×A≧0.20mm2を満たすことを特徴とする。適用例1のスパークプラグによれば、主体金具における溝部の破断強度を向上させることができる。[適用例2]適用例1のスパークプラグにおいて、前記溝部における前記第2部分のビッカース硬度は、前記胴部のビッカース硬度より10以上低くても良い。適用例2のスパークプラグによれば、溝部の硬度が胴部の硬度より10以上低い主体金具であっても溝部の破断強度を十分に確保することができる。[適用例3]適用例1または適用例2のスパークプラグにおいて、前記第2部分における断面係数Z2は、Z2≦80mm3であっても良い。適用例3のスパークプラグによれば、第2部分における断面係数Z2を比較的に小さくして小型化を図りながら、主体金具における溝部の破断強度を十分に確保することができる。[適用例4]適用例1ないし適用例3のいずれかのスパークプラグにおいて、前記第2部分における断面係数Z2は、Z2≦60mm3であっても良い。適用例3のスパークプラグによれば、第2部分における断面係数Z2を比較的に小さくして小型化を図りながら、主体金具における溝部の破断強度をより一層十分に確保することができる。[適用例5]適用例1ないし適用例4のいずれかのスパークプラグにおいて、前記第1部分の径方向の厚さをBとしたとき、0.6≦A/B≦1.0を満たすと良い。適用例5のスパークプラグによれば、主体金具の溝部における応力集中が抑制され、溝部の破断強度を更に向上させることができる。[適用例6]適用例1ないし適用例5のいずれかのスパークプラグにおいて、前記第1部分から前記第2部分までの範囲におけるビッカース硬度の最大値と最小値との硬度差ΔHvは、ΔHv≧100であっても良い。適用例6のスパークプラグによれば、熱カシメを受けて硬度差による歪みが溝部に生じた主体金具であっても溝部の破断強度を十分に確保することができる。[適用例7]適用例1ないし適用例6のいずれかのスパークプラグにおいて、前記第1部分における断面係数Z1は、Z1≦170mm3であっても良い。適用例7のスパークプラグによれば、第1部分における断面係数Z1を比較的に小さくして小型化を図りながら、主体金具における溝部の破断強度を十分に確保することができる。[適用例8]適用例1ないし適用例7のいずれかのスパークプラグにおいて、0.5mm≦A≦0.6mmであっても良い。適用例8のスパークプラグによれば、第2部分の径方向の厚さAを比較的に薄くして小型化を図りながら、主体金具における溝部の破断強度を十分に確保することができる。[適用例9]適用例9のスパークプラグの製造方法は、軸線方向に延びた棒状の中心電極と、前記中心電極の外周に設けられた絶縁碍子と、前記絶縁碍子の外周に設けられた主体金具であって、外周方向に張り出し軸直交断面形状が多角形状の工具係合部と、外周方向に張り出した胴部と、前記工具係合部および前記胴部の間に形成され外周方向および内周方向に膨出した溝部とを含む主体金具とを備えるスパークプラグの製造方法であって、前記絶縁碍子に対する前記主体金具の組み付けに先立って、前記工具係合部と前記胴部との間に膨出前の前記溝部を、前記工具係合部および前記胴部から前記溝部の中央に向かうに連れて径方向の厚さが薄くなる形状に成形し、熱カシメによって前記主体金具を前記絶縁碍子に接合する際、前記膨出前の溝部を前記外周方向および前記内周方向に膨出させることを特徴とする。適用例9のスパークプラグの製造方法によれば、熱カシメ時に溝部を滑らかな形状で膨出させることができ、主体金具における溝部の破断強度を向上させたスパークプラグを製造することができる。[適用例10]適用例9のスパークプラグの製造方法において、前記工具係合部における径方向の厚さが最も薄い部分の80の厚さをCとし、前記膨出前の溝部における前記中央の径方向の厚さをDとしたとき、0.5≦D/C≦1.0を満たすように、前記膨出前の溝部を成形しても良い。適用例10のスパークプラグの製造方法によれば、主体金具における溝部の破断強度を向上させつつ、絶縁碍子と主体金具との間の気密性を向上させたスパークプラグを製造することができる。[適用例11]適用例10のスパークプラグの製造方法において、前記膨出前の溝部における前記工具係合部側で径方向の厚さがCとなる第4部分から、前記膨出前の溝部における前記胴部側で径方向の厚さがCとなる第5部分までの前記軸線方向に沿った距離をL1とし、前記膨出前の溝部における前記工具係合部側で径方向の厚さが0.8×Cとなる第6部分と前記第4部分との間の前記軸線方向に沿った距離をL2とし、前記膨出前の溝部における前記胴部側で径方向の厚さが0.8×Cとなる第7部分と前記第5部分との間の前記軸線方向に沿った距離をL3としたとき、0.2≦L2/L1≦0.5、および0.2≦L3/L1≦0.5を満たすように、前記膨出前の溝部を成形しても良い。適用例11のスパークプラグの製造方法によれば、主体金具における溝部の破断強度を十分に向上させたスパークプラグを製造することができる。本発明の形態は、スパークプラグの形態に限るものではなく、例えば、スパークプラグの主体金具、スパークプラグを備える内燃機関、スパークプラグの製造方法などの種々の形態に適用することも可能である。また、本発明は、前述の形態に何ら限定されるものではなく、本発明の趣旨を逸脱しない範囲内において様々な形態で実施し得ることは勿論である。A.実施例:A-1.スパークプラグの構成:図1は、スパークプラグ100を示す部分断面図である。図1には、スパークプラグ100の軸心である軸線O-Oを境界として、一方にスパークプラグ100の外観形状を図示し、他方にスパークプラグ100の断面形状を図示した。スパークプラグ100は、中心電極10と、絶縁碍子20と、主体金具30と、接地電極40とを備える。本実施例では、スパークプラグ100の軸線O-Oは、中心電極10、絶縁碍子20、主体金具30の各部材の軸心でもある。スパークプラグ100において、軸線O-O方向に延びた棒状の中心電極10の外周は、絶縁碍子20によって電気的に絶縁されている。中心電極10の一端は、絶縁碍子20の一端から突出し、中心電極10の他端は、絶縁碍子20の他端へと電気的に接続されている。絶縁碍子20の外周には、中心電極10から電気的に絶縁された状態で主体金具30が熱カシメによって固定されている。主体金具30には接地電極40が電気的に接続され、中心電極10と接地電極40との間には、火花を発生させる隙間である火花ギャップが形成される。スパークプラグ100は、内燃機関図示しないのエンジンヘッド200に形成された取付ネジ孔210に主体金具30を螺合させた状態で取り付けられ、2万~3万ボルトの高電圧が中心電極10に印加されると、中心電極10と接地電極40との間に形成された火花ギャップに火花を発生させる。スパークプラグ100の中心電極10は、有底筒状に成形された電極母材12の内部に、電極母材12よりも熱伝導性に優れる芯材14を埋設した棒状の電極である。本実施例では、中心電極10は、電極母材12の先端が絶縁碍子20の一端から突出する状態で絶縁碍子20に固定されると共に、シール体16、セラミック抵抗17、シール体18、端子金具19を介して絶縁碍子20の他端へと電気的に接続される。本実施例では、中心電極10の電極母材12は、インコネル登録商標を始めとするニッケルを主成分とするニッケル合金から成り、中心電極10の芯材14は、銅または銅を主成分とする合金から成る。スパークプラグ100の接地電極40は、溶接によって主体金具30に接合され、中心電極10の軸線O-Oに交差する方向に屈曲して中心電極10の先端に対向する電極である。本実施例では、接地電極40は、インコネル登録商標を始めとするニッケルを主成分とするニッケル合金から成る。スパークプラグ100の絶縁碍子20は、アルミナを始めとする絶縁性セラミックス材料を焼成して形成される。絶縁碍子20は、中心電極10を収容する軸孔28を有する筒状体であり、中心電極10が突出する側から軸線O-Oに沿って順に、脚長部22と、第1碍子胴部24と、碍子鍔部25と、第2碍子胴部26とを備える。絶縁碍子20の脚長部22は、中心電極10が突出する側に向けて外径が小さくなる筒状の部位である。絶縁碍子20の第1碍子胴部24は、脚長部22よりも大きな外径を有する筒状の部位である。絶縁碍子20の碍子鍔部25は、第1碍子胴部24よりも更に大きな外径を有する筒状の部位である。絶縁碍子20の第2碍子胴部26は、碍子鍔部25よりも小さな外径を有する筒状の部位であり、主体金具30と端子金具19との間に十分な絶縁距離を確保する。スパークプラグ100の主体金具30は、本実施例では、ニッケルメッキされた低炭素鋼製の部材であるが、他の実施形態において、亜鉛メッキされた低炭素鋼製の部材であっても良いし、無メッキのニッケル合金製の部材であっても良い。主体金具30は、中心電極10が突出する側から軸線O-Oに沿って順に、端面31と、取付ネジ部32と、胴部34と、溝部35と、工具係合部36と、カシメ部38とを備える。主体金具30の端面31は、取付ネジ部32の先端に形成された中空円状の面であり、端面31には、接地電極40が接合され、端面31の中央からは、絶縁碍子20の脚長部22に包まれた中心電極10が突出する。主体金具30の取付ネジ部32は、エンジンヘッド200の取付ネジ孔210に螺合するネジ山を外周に有する円筒状の部位である。主体金具30のカシメ部38は、工具係合部36に隣接して設けられ、主体金具30を絶縁碍子20に熱カシメによって固定する際に、絶縁碍子20の第2碍子胴部26に密着するように塑性加工された部位である。主体金具30のカシメ部38と、絶縁碍子20の碍子鍔部25との間の領域には、粉末のタルク滑石を充填した充填部63が形成され、充填部63は、パッキン62,64で封止されている。主体金具30の溝部35は、胴部34と工具係合部36との間に形成され、主体金具30を絶縁碍子20に熱カシメによって固定する際に、圧縮加工により外周方向および内周方向に膨出した部位である。主体金具30の胴部34は、溝部35に隣接して設けられ、溝部35よりも外周方向に張り出した鍔状部であり、エンジンヘッド200に向けてガスケット50を圧縮する。主体金具30の工具係合部36は、溝部35に隣接して設けられ、溝部35よりも外周方向に張り出した鍔状部であり、スパークプラグ100をエンジンヘッド200に取り付けるための工具図示しないに係合する多角形状に成形されている。本実施例では、工具係合部36は六角形状であるが、他の実施形態において、四角形や八角形など他の多角形であっても良い。工具係合部36において対向する辺同士の間の距離は、本実施例では12mmミリメートルであるが、他の実施形態において、例えば、9mm、10mmまたは11mmなど、12mmよりも小さくても良い。図2は、主体金具30の一部を拡大して示す拡大断面図である。図2に示す主体金具30の断面は、軸線O-Oを通る断面、すなわち軸線O-Oを含む断面であり、図2には、主体金具30の工具係合部36、溝部35および胴部34を拡大して図示した。主体金具30の胴部34は、等厚部348を備え、主体金具30の溝部35は、変曲部353と、最外部355とを備える。溝部35の最外部355は、溝部35における軸線O-O方向の中央に位置し、溝部35において外径が最も大きい第1部分である。溝部35の変曲部353は、溝部35の最外部355から胴部34にかけて径方向の厚さが最も薄い第2部分である。胴部34の等厚部348は、胴部34において溝部35の最外部355と径方向の厚さが同じ第3部分である。主体金具30における溝部35の破断強度の向上を図る観点から、軸線O-Oを含む主体金具30の断面において、溝部35における変曲部353の径方向の厚さAと、溝部35の変曲部353から胴部34の等厚部348へと続く主体金具30の外側表面の曲率半径Rとの関係は、R×A≧0.20mm2を満たすことが好ましく、R×A≧0.21mm2を満たすことが更に好ましい。種々の円弧を連結した線分として捉えることができる主体金具30の外側表面の形状に対して、曲率半径Rは、主体金具30の外側表面の形状のうち変曲部353と等厚部348とを結ぶ区間における形状を近似した単一の円弧である近似円弧Caの半径である。スパークプラグ100の小型化を図る観点から、溝部35における変曲部353の径方向の厚さAは、0.5mm≦A≦0.8mmであることが好ましく、0.5mm≦A≦0.6mmであることが更に好ましい。曲率半径Rおよび厚さAに関する評価値については後述する。主体金具30の溝部35における応力集中の抑制を図る観点から、溝部35における変曲部353の径方向の厚さAと、溝部35における最外部355の径方向の厚さBとの関係は、0.6≦A/B≦1.0を満たすことが好ましい。溝部35における径方向の厚さの比率A/Bの評価値については後述する。図3は、熱カシメ前の主体金具30の一部を拡大して示す拡大断面図である。図3に示す主体金具30の断面は、軸線O-Oを通る断面、すなわち軸線O-Oを含む断面であり、図3には、絶縁碍子20に熱カシメによって固定される前における主体金具30の工具係合部36、溝部35および胴部34を拡大して図示した。本実施例では、熱カシメ前の主体金具30における溝部35は、熱カシメによって最外部355が形成される部位に、溝部35において径方向の厚さが最も薄い薄肉部356を備える。溝部35の薄肉部356は、熱カシメにおける圧縮加工により外周方向および内周方向に膨出して最外部355となる。薄肉部356の厚さDは、変曲部353の厚さAおよび等厚部348の厚さBよりも薄いことから、熱カシメにおける熱影響を薄肉部356に集中させ、圧縮加工による膨出が変曲部353および等厚部348にまで至ることを回避することができる。そのため、本実施例では、変曲部353と等厚部348とを結ぶ近似円弧Caの曲率半径Rは、熱カシメの前後で同じである。これによって、主体金具30の外側表面の形状のうち変曲部353と最外部355とを結ぶ区間の形状を比較的に緩やかな曲線で形成することができる。その結果、主体金具30における溝部35の破断強度を向上させることができる。熱カシメ後の主体金具30では、溝部35における変曲部353の硬度が、熱カシメの熱影響によって熱カシメ前よりも低下するが、本実施例では、主体金具30の破断強度が十分に確保されるため、溝部35における変曲部353のビッカース硬度は、胴部34のビッカース硬度より10以上低くても良い。ここで、胴部34の硬度および溝部35の硬度を測定する測定手法について説明する。胴部34の硬度および溝部35の硬度の測定手法では、熱カシメ後の主体金具30を軸線O-Oを通る断面で切断し、その切断した主体金具30の断面におけるビッカース硬度を試験荷重1.96Nニュートンで測定する。図2に示すように、ビッカース硬度の測定対象である複数の測定点Mpは、変曲部353における径方向の厚さの中点Pcを通り軸線O-Oに平行する測定基準線Mcに沿って0.1mm間隔で並ぶ。本実施例では、中点Pcは測定点Mpの一つである。胴部34のビッカース硬度については、複数の測定点Mpのうち、胴部34の等厚部348から溝部35とは反対側に2mmの部位までの測定範囲Mbにおいて硬度が低い三つの測定点Mpを選び、これら三つの測定点Mpにおける硬度の平均値を胴部34の硬度として評価する。溝部35のビッカース硬度については、複数の測定点Mpのうち、胴部34の等厚部348から溝部35の最外部355までの測定範囲Maにおいて硬度が低い三つの測定点Mpを選び、これら三つの測定点Mpにおける硬度の平均値を溝部35の硬度として評価する。なお、測定点Mpの間隔は2mmよりも大きくても小さくでも良い。また、硬度の算出に用いる測定点Mpの個数は、三つに限らず、二つであっても良いし、四つ以上であっても良い。溝部35の硬度低下に関する評価値については後述する。主体金具30における溝部35の変曲部353から最外部355までの測定範囲Maにおけるビッカース硬度の最大値と最小値との硬度差ΔHvは、ΔHv≧100であっても良い。ここで、硬度差ΔHvの測定手法について説明する。硬度差ΔHvの測定手法では、前述した胴部34の硬度および溝部35の硬度を測定する測定手法と同様に、溝部35の変曲部353から最外部355までの複数の測定点Mpでビッカース硬度を測定する。次に、これら複数の測定点Mpにおける硬度の最大値と最小値との差を硬度差ΔHvとして評価する。なお、溝部35の変曲部353から最外部355までの硬度の最大値および最小値の各々は、一つの測定点Mpの値であっても良いし、複数の測定点Mpの平均値であっても良い。溝部35における硬度差ΔHvに関する評価値については後述する。スパークプラグ100の小型化を図る観点から、溝部35の最外部355における軸線O-Oに関する断面係数Z1は、Z1≦170mm3であることが好ましく、溝部35の変曲部353における軸線O-Oに関する断面係数Z2は、Z2≦80mm3であることが好ましい。断面係数Z1および断面係数Z2の評価値については後述する。なお、断面係数Z1は、次の数式1に基づいて算出され、断面係数Z2は、次の数式2に基づいて算出される。Z1=π/32[{d24-d14}/d2]...1Z2=π/32[{d44-d34}/d4]...2ここで、数式1のd1は最外部355における内径を示し、d2は最外部355における外径を示す。数式2のd3は変曲部353における内径を示し、d4は変曲部353における外径を示す。A-2.溝部の硬度低下に関する評価値:図4Aは、溝部35の硬度低下および破断強度を評価する評価試験の工程図である。図4Aの評価試験では、まず、主体金具30を模した複数の試料90を用意した工程P110。本評価試験に用いた試料90は、胴部34を模した第1円筒部94と、溝部35を模した第2円筒部95とを備える中空段付き丸棒である。本評価試験の試料90では、第2円筒部95における径方向の厚さは0.6mmであり、第1円筒部94と第2円筒部95とを結ぶ連結部96における外側表面の曲率半径Rは0.4mmである。次に、これら複数の試料90の各々に対して、第2円筒部95の硬度が種々の硬度低下量となるように熱処理条件を変更して、第2円筒部95側の端部91を加熱した工程P120。本評価試験では、同じ熱処理条件毎に二つの試料90を処理し、一方の試料90を硬度低下量の測定工程130に用い、他方の試料90を破断強度の測定工程140に用いた。硬度低下量の測定工程130では、加熱後の試料90を軸心に沿って切断し、その切断した試料90の断面におけるビッカース硬度を試験荷重1.96Nニュートンで測定した。ビッカース硬度の測定点は、第1円筒部94の硬度を測定した測定点M1と、第2円筒部95の硬度を測定した測定点M2とを含む。これらの測定点M1,M2は、第2円筒部95の径方向の厚さの中点を通り試料90の軸線に平行する直線上に位置し、測定点M1は、連結部96から第1円筒部94側に2mmの位置に対応し、測定点M2は、連結部96の円弧が第2円筒部95側で途切れる位置に対応する。破断強度の測定工程140では、加熱後の試料90を第1円筒部94側の端部99で保持した状態で、第2円筒部95側の端部91に対して試料90の軸線に直交する方向から荷重を加え、試料90が連結部96で破断する破断荷重を測定した。図4Bは、図4Aの評価試験の結果として溝部35の硬度低下量と破断強度低下率との関係を示す説明図である。図4Bでは、溝部35の硬度低下率を横軸に設定し、溝部35の破断強度低下率を縦軸に設定することによって、溝部35の硬度低下量と破断強度低下率との関係を図示した。図4Bの横軸に設定した溝部35の硬度低下率は、硬度低下量の測定工程130で測定した測定点M1,M2の測定値を用いて算出され、測定点M1の硬度に対して測定点M2の硬度が低下した割合を百分率で示す値である。図4Bの縦軸に設定した溝部35の破断強度低下率は、破断強度の測定工程140で測定した破断荷重に基づく値であり、硬度低下量が0である場合の破断荷重を基準1.0とした各破断荷重の倍率を示す値である。図4Bに示すように、硬度低下率が5では破断強度低下割合は0.97に止まるが、硬度低下率が10で破断強度低下割合は0.90となり、硬度低下率が15である場合の破断強度低下割合は0.50となり、硬度低下率が20である場合の破断強度低下割合は0.33となってしまう。更に、硬度低下率が25を超えると破断強度低下割合は0.20程度にまで低下してしまう。したがって、主体金具30の破断強度を向上させる対策は、溝部35の硬度が胴部34の硬度より10以上低い場合に効果的であり、更に15以上、20以上、25以上へと溝部35の硬度低下量が大きくなるに連れて一層効果的である。A-3.曲率半径Rおよび厚さAに関する評価値:図5Aは、変曲部353の厚さA=0.5mmの場合におけるR×Aの値と溝部35の耐衝撃性能との関係を調べた評価試験の結果を示す説明図である。図5Bは、変曲部353の厚さA=0.6mmの場合におけるR×Aの値と溝部35の耐衝撃性能との関係を調べた評価試験の結果を示す説明図である。図5Cは、変曲部353の厚さA=0.7mmの場合におけるR×Aの値と溝部35の耐衝撃性能との関係を調べた評価試験の結果を示す説明図である。図5Dは、変曲部353の厚さA=0.8mmの場合におけるR×Aの値と溝部35の耐衝撃性能との関係を調べた評価試験の結果を示す説明図である。図5A~図5Dの評価試験では、曲率半径Rが異なる複数の試料を作成し、これらの試料に対してJISB8031に準拠する耐衝撃性試験を実施した。具体的には、常温および常湿の条件で、試料を耐衝撃性試験装置に取り付け、毎分400回の割合で60分間衝撃を加えた後、主体金具30の溝部35を切断した断面における割れクラックの有無を調べた。なお、図5A~図5Dの評価試験には、溝部35の硬度が胴部34の硬度より20低い試料を使用した。図5Aの評価試験によれば、厚さA=0.5mmの場合には、曲率半径Rが0.50mm以上、すなわちR×A≧0.20mm2を満たす場合に溝部35の割れ発生を抑制できることが分かった。図5Bの評価試験によれば、厚さA=0.6mmの場合には、曲率半径Rが0.35mm以上、すなわちR×A≧0.21mm2を満たす場合に溝部35の割れ発生を抑制できることが分かった。図5Cの評価試験によれば、厚さA=0.7mmの場合には、曲率半径Rが0.30mm以上、すなわちR×A≧0.21mm2を満たす場合に溝部35の割れ発生を抑制できることが分かった。図5Dの評価試験によれば、厚さA=0.8mmの場合には、曲率半径Rが0.25mm以上、すなわちR×A≧0.20mm2を満たす場合に溝部35の割れ発生を抑制できることが分かった。図5A~図5Dの試験結果は、溝部35における変曲部353の厚さAをより大きく、胴部34の等厚部348から溝部35の変曲部353へと続く外側表面の曲率半径Rをより大きくすることで、熱カシメにより硬度が低下した溝部35の変曲部353に対する応力集中が緩和されることに起因すると考えられる。したがって、主体金具30における溝部35の破断強度の向上を図る観点から、曲率半径Rおよび厚さAの関係は、R×A≧0.20mm2を満たすことが好ましく、R×A≧0.21mm2を満たすことが更に好ましい。また、スパークプラグ100の小型化を図る観点から、溝部35における変曲部353の径方向の厚さAは、0.5mm≦A≦0.8mmであることが好ましく、0.5mm≦A≦0.6mmであることが更に好ましい。A-4.溝部における径方向の厚さの比率A/Bの評価値:図6は、溝部35における径方向の厚さの比率A/Bと溝部35の耐衝撃性能との関係を調べた評価試験の結果を示す説明図である。図6の評価試験では、溝部35における径方向の厚さの比率A/Bが異なる複数の試料を作成し、これらの試料に対してJISB8031に準拠する耐衝撃性試験を実施した。具体的には、同一形状の二つの試料に対して、常温および常湿の条件で、試料を耐衝撃性試験装置に取り付け、一方の試料に対しては毎分400回の割合で60分間衝撃を加え、他方の試料に対しては毎分400回の割合で120分間衝撃を加えた後、主体金具30の溝部35を切断した断面における割れの有無を調べた。なお、図6の評価試験には、R×A≧0.20mm2の試料を試料した。図6の評価試験によれば、60分間の耐衝撃試験では、A/B=0.4からA/B=1.3のいずれの試料においても主体金具30の溝部35に割れが発生しなかった。また、120分間の耐衝撃試験では、0.6≦A/B≦1.0の試料において主体金具30の溝部35に割れが発生しなかったが、A/B≦0.5およびA/B≧1.1の試料において主体金具30の溝部35に割れが発生した。120分間の耐衝撃試験によるA/B≦0.5の場合の割れ発生部位は、胴部34と溝部35とが接続する変曲部353に相当する部位であり、120分間の耐衝撃試験によるA/B≧1.1の場合の割れ発生部位は、最外部355の位置に相当する溝部35の中央部であった。図6の試験結果は、A/B≦0.5では、変曲部353の厚さAが最外部355の厚さBに比べてより薄肉になるため変曲部353に対する応力集中が過大になることに起因し、A/B≧1.1では、熱カシメ時に溝部35が外周方向のみに膨らみ変曲部353よりも薄肉になった溝部35の中央部に応力が集中することに起因すると考えられる。したがって、主体金具30の溝部35における応力集中の抑制を図る観点から、溝部35における変曲部353の径方向の厚さAと、溝部35における最外部355の径方向の厚さBとの関係は、0.6≦A/B≦1.0を満たすことが好ましい。A-5.溝部35の硬度差ΔHvに関する評価値:図7は、溝部35の硬度差ΔHvと溝部35の耐衝撃性能との関係を調べた評価試験の結果を示す説明図である。図7の評価試験では、溝部35における硬度差ΔHvが70から130までの異なる複数の試料を作成し、これらの試料に対してJISB8031に準拠する耐衝撃性試験を実施した。具体的には、常温および常湿の条件で、試料を耐衝撃性試験装置に取り付け、毎分400回の割合で衝撃を加え、溝部35に割れが発生するまでの耐久時間を計測した。なお、図7の評価試験には、R×A=0.10かつA/B=0.40の試料と、R×A=0.40かつA/B=0.70の試料とを使用した。図7の評価試験によれば、R×A=0.10かつA/B=0.40の試料では、硬度差ΔHvが小さくなるに連れて耐久時間が長くなるが、ΔHv=70の試料であっても60分で割れが発生した。この結果は、最外部355の周辺部が熱カシメ時に焼入れ状態となって硬化し、変曲部353の周辺部が熱カシメ時に熱影響により軟化することから、これらの硬度差により溝部35に生じた歪みが耐衝撃性を低下させることに起因すると考えられる。また、R×A=0.40かつA/B=0.70の試料では、120分間の耐衝撃性試験であっても、硬度差ΔHvが70から130までの試料の全てにおいて割れが発生しなかった。特に、R×A=0.40かつA/B=0.70の試料における耐久時間を、R×A=0.10かつA/B=0.40の試料における耐久時間と対比すると、耐久時間の向上率が、ΔHv=100では6.0倍以上、ΔHv=110およびΔHv=120では8.0倍以上、ΔHv=130では12.0倍以上と飛躍的に向上することが分かった。したがって、主体金具30の破断強度を向上させる対策は、溝部35の硬度差ΔHvが、ΔHv≧100である場合に効果的であり、更に、ΔHv≧110、ΔHv≧120、ΔHv≧130へと硬度差ΔHvが拡大するに連れて一層効果的である。A-6.溝部の最外部における断面係数Z1の評価値:図8Aは、溝部35の硬度差ΔHv=100の場合における最外部355の断面係数Z1と溝部35の耐衝撃性能との関係を調べた評価試験の結果を示す説明図である。図8Bは、溝部35の硬度差ΔHv=200の場合における最外部355の断面係数Z1と溝部35の耐衝撃性能との関係を調べた評価試験の結果を示す説明図である。図8Cは、溝部35の硬度差ΔHv=300の場合における最外部355の断面係数Z1と溝部35の耐衝撃性能との関係を調べた評価試験の結果を示す説明図である。図8A~図8Cの評価試験では、最外部355の断面係数Z1が150mm3から210mm3までの異なる複数の試料を作成し、これらの試料に対してJISB8031に準拠する耐衝撃性試験を実施した。具体的には、常温および常湿の条件で、試料を耐衝撃性試験装置に取り付け、毎分400回の割合で衝撃を加え、溝部35に割れが発生するまでの耐久時間を計測した。なお、図8A~図8Cの評価試験には、R×A=0.10かつA/B=0.40の試料と、R×A=0.40かつA/B=0.70の試料とを使用した。図8A~図8Cの評価試験によれば、R×A=0.10かつA/B=0.40の試料では、最外部355の断面係数Z1が大きくなるに連れて耐久時間が長くなるが、Z1=210mm3の試料であっても割れが発生した。この結果は、同じ大きさのモーメントを受けた場合でも、最外部355の断面係数Z1が大きくなるほど、溝部35に作用する応力が小さくなることに起因すると考えられる。また、R×A=0.40かつA/B=0.70の試料では、120分間の耐衝撃性試験であっても、最外部355の断面係数Z1が150mm3から210mm3までの試料の全てにおいて割れが発生しなかった。特に、R×A=0.40かつA/B=0.70の試料における耐久時間を、R×A=0.10かつA/B=0.40の試料における耐久時間と対比すると、耐久時間の向上率が、Z1=170mm3では6.0倍以上、Z1=160mm3では8.0倍以上、Z1=150mm3では10.0倍以上と飛躍的に向上することが分かった。したがって、主体金具30の破断強度を向上させる対策は、最外部355の断面係数Z1が、Z1≦170mm3である場合に効果的であり、更に、Z1≦160mm3、Z1≦150mm3へと最外部355の断面係数Z1が小さくなるに連れて一層効果的である。A-7.溝部の変曲部における断面係数Z1の評価値:図9は、溝部35における変曲部353の断面係数Z2と溝部35の耐衝撃性能との関係を調べた評価試験の結果を示す説明図である。図9の評価試験では、変曲部353の断面係数Z2が50mm3から120mm3までの異なる複数の試料を作成し、これらの試料に対してJISB8031に準拠する耐衝撃性試験を実施した。具体的には、常温および常湿の条件で、試料を耐衝撃性試験装置に取り付け、毎分400回の割合で衝撃を加え、溝部35に割れが発生するまでの耐久時間を計測した。なお、図9の評価試験には、R×A=0.10の試料と、R×A=0.20の試料とを使用した。図9の評価試験によれば、R×A=0.10の試料では、変曲部353の断面係数Z2が大きくなるに連れて耐久時間が長くなるが、Z2=120mm3の試料であっても割れが発生した。この結果は、同じ大きさのモーメントを受けた場合でも、変曲部353の断面係数Z2が大きくなるほど、溝部35に作用する応力が小さくなることに起因すると考えられる。また、R×A=0.20の試料では、120分間の耐衝撃性試験であっても、変曲部353の断面係数Z2が50mm3から120mm3までの試料の全てにおいて割れが発生しなかった。特に、R×A=0.20の試料における耐久時間を、R×A=0.10の試料における耐久時間と対比すると、耐久時間の向上率が、Z2=80mm3では12.0倍以上、Z2=70mm3では15.0倍以上、Z2=60mm3では21.8倍以上、Z2=50mm3では24.0倍以上と飛躍的に向上することが分かった。したがって、主体金具30の破断強度を向上させる対策は、変曲部353の断面係数Z2が、Z2≦80mm3である場合に効果的であり、更に、Z2≦70mm3である場合により効果的であり、Z2≦60mm3、Z2≦50mm3へと最外部355の断面係数Z1が小さくなるに連れて一層効果的である。A-8.効果:以上説明したスパークプラグ100によれば、R×A≧0.20mm2を満たすことによって主体金具30における溝部35の破断強度を向上させることができる。また、溝部35の硬度が胴部34の硬度より10以上低い主体金具30であっても溝部35の破断強度を十分に確保することができる。また、溝部35における変曲部353の径方向の厚さAを0.5mm≦A≦0.6mmの範囲で比較的に薄くして小型化を図りながら、主体金具30における溝部35の破断強度を十分に確保することができる。また、溝部35における径方向の厚さの比率A/Bについて0.6≦A/B≦1.0を満たすことによって、主体金具30の溝部35における応力集中が抑制され、溝部35の破断強度を更に向上させることができる。また、変曲部353から最外部355までの範囲におけるビッカース硬度の最大値と最小値との硬度差ΔHvが100以上であっても溝部35の破断強度を十分に確保することができる。また、溝部35における最外部355の断面係数Z1を170mm3以下にして小型化を図りながら、主体金具30における溝部35の破断強度を十分に確保することができる。また、溝部35における変曲部353の断面係数Z2を80mm3以下にして小型化を図りながら、主体金具30における溝部35の破断強度を十分に確保することができる。B-1.スパークプラグの製造方法:図10は、スパークプラグ100の製造工程P200を示す工程図である。スパークプラグ100の製造工程P200では、まず、中心電極10、絶縁碍子20および主体金具30など、スパークプラグ100を構成する各部品を製造する工程P210,P220,P230。主体金具30の製造工程P230では、切断した軟鋼材をプレス加工および切削加工によって主体金具30の形状に成形する工程P232。その後、軟鋼材の成形体に屈曲前の接地電極40を溶接し工程P234、取付ネジ部32を転造する工程P236。その後、ニッケルメッキおよびクロメート処理を経て工程P238、主体金具30が完成する。スパークプラグ100を構成する各部品を製造した後工程P210,P220,P230、中心電極10を挿入した絶縁碍子20を主体金具30に挿入する工程P270。絶縁碍子20を主体金具30に挿入した後工程P270、主体金具30のカシメ部38を絶縁碍子20に熱カシメして主体金具30と絶縁碍子20とを組み付ける。その際、主体金具30の溝部35を外周方向および内周方向に膨出させる。主体金具30を熱カシメした後工程P280、曲げ加工によって接地電極40を曲げて中心電極10と接地電極40との間に火花ギャップを形成すると工程P290、スパークプラグ100が完成する。図11は、熱カシメ前の主体金具30の一部を拡大して示す拡大断面図である。図11に示す主体金具30の断面は、図3と同様である。図11に示すように、熱カシメによる膨出前の溝部35は、工具係合部36および胴部34から、溝部35の中央である薄肉部356に向かうに連れて径方向の厚さが薄くなる形状に成形されている。これによって、熱カシメ時に溝部35を滑らかな形状で膨出させることができ、主体金具30における溝部35の破断強度を向上させたスパークプラグ100を製造することができる。工具係合部36の薄肉部362は、工具係合部36において径方向の厚さが最も薄い部分である。溝部35の第4部分394は、溝部35の薄肉部356よりも工具係合部36側で、その径方向の厚さが工具係合部36の薄肉部362の径方向の厚さEに対して80の厚さになる部分である。溝部35の第5部分395は、溝部35の薄肉部356よりも胴部34側で、その径方向の厚さが工具係合部36の薄肉部362の径方向の厚さEに対して80の厚さになる部分である。本明細書の説明では、溝部35の第4部分394および第5部分395の径方向の厚さをCとする。溝部35の第6部分396は、薄肉部356と第4部分394との間に位置し、薄肉部356よりも工具係合部36側で、その径方向の厚さが第4部分394の径方向の厚さCに対して80の厚さになる部分である。溝部35の第7部分397は、薄肉部356と第5部分395との間に位置し、薄肉部356よりも胴部34側で、その径方向の厚さが第5部分395の径方向の厚さCに対して80の厚さになる部分である。主体金具30における溝部35の破断強度を向上させつつ、絶縁碍子20と主体金具30との間の気密性の向上を図る観点から、軸線O-Oを含む主体金具30の断面において、溝部35における第4部分394の厚さCと薄肉部356の厚さDとの関係は、0.5≦D/C≦1.0を満たすことが好ましい。溝部35における径方向の厚さの比率D/Cの評価値については後述する。主体金具30における溝部35の破断強度の向上を図る観点から、軸線O-Oを含む主体金具30の断面において、溝部35における第4部分394から第5部分395までの軸線O-Oに沿った距離L1と、第4部分394から前記第6部分396までの軸線O-Oに沿った距離L2との関係は、0.2≦L2/L1≦0.5を満たすことが好ましい。溝部35における軸線O-Oに沿った長さの比率L2/L1の評価値については後述する。主体金具30における溝部35の破断強度の向上を図る観点から、軸線O-Oを含む主体金具30の断面において、溝部35における第4部分394から第5部分395までの軸線O-Oに沿った距離L1と、第5部分395から前記第7部分397までの軸線O-Oに沿った距離L3との関係は、0.2≦L3/L1≦0.5を満たすことが好ましい。溝部35における軸線O-Oに沿った長さの比率L3/L1の評価値については後述する。B-2.溝部における厚さの比率D/Cの評価値:図12は、溝部35における厚さの比率D/Cと気密性能との関係を調べた評価試験の結果を示す説明図である。図12の評価試験では、比率D/Cが異なる種々の主体金具30を用いて製造した複数のスパークプラグ100を試料として作成し、これらの試料に対してJISB8031に準拠する気密性試験を実施した。具体的には、温度200°C、気圧1.5MPaの雰囲気に試料を曝し、主体金具30のカシメ部38における漏洩の有無を調べた。本試験では、漏洩量が1.0ml/分以下の場合には漏洩無しと判定し、漏洩量が1.0ml/分を超える場合には漏洩有りと判定した。図12の評価試験によれば、比率D/Cが0.3および0.4の場合には、主体金具30のカシメ部38に漏洩が発生し、十分な気密性を得ることができないことが分かった。これに対して、比率D/Cが0.5、0.6、0.7、0.8、0.9および1.0の場合には、主体金具30のカシメ部38において十分な気密性を得ることができることが分かった。図12の試験結果は、比率D/Cを小さくし過ぎると、熱カシメの際に、溝部35における胴部34側および工具係合部36側に十分な熱影響を与えられず、溝部35を十分に膨出させることができないため、主体金具30の溝部35に十分な残留応力を与えることができないことに起因すると考えられる。したがって、主体金具30における溝部35の破断強度を向上させつつ、絶縁碍子20と主体金具30との間の気密性の向上を図る観点から、溝部35における径方向の厚さの比率D/Cは、0.5≦D/C≦1.0を満たすことが好ましい。B-3.溝部における長さの比率L2/L1およびL3/L1の評価値:図13は、溝部35における長さの比率L2/L1およびL3/L1と溝部35の耐衝撃性能との関係を調べた評価試験の結果を示す説明図である。図13の評価試験では、比率L2/L1およびL3/L1が異なる種々の主体金具30を用いて製造した複数のスパークプラグ100を試料として作成し、これらの試料に対してJISB8031に準拠する耐衝撃性試験を実施した。具体的には、常温および常湿の条件で、試料を耐衝撃性試験装置に取り付け、毎分400回の割合で60分間衝撃を加え、主体金具30の溝部35を切断した断面における割れの有無を調べた。なお、図13の評価試験に用いた主体金具30の溝部35における厚さの比率D/Cは、いずれも0.7である。図13の評価試験によれば、比率L2/L1およびL3/L1の少なくとも一方が0.1の場合には、主体金具30の溝部35に割れが発生した。これに対して、比率L2/L1およびL3/L1が0.2、0.3、0.4、0.5の場合には、主体金具30の溝部35に割れが発生しなかった。図13の結果は、比率L2/L1およびL3/L1を小さくし過ぎると、膨出後の溝部35から胴部34および工具係合部36へと続く外側表面の曲率半径を十分に確保できないため、溝部35における胴部34側および工具係合部36側に応力が集中することに起因すると考えられる。したがって、主体金具30における溝部35の破断強度の向上を図る観点から、溝部35における長さの比率L2/L1およびL3/L1は、0.2≦L2/L1≦0.5および0.2≦L3/L1≦0.5の少なくとも一方を満たすことが好ましい。C.他の実施形態:以上、本発明の実施の形態について説明したが、本発明はこうした実施の形態に何ら限定されるものではなく、本発明の趣旨を逸脱しない範囲内において様々な形態で実施し得ることは勿論である。"