二枚以上の鋼板を重ね合せた板組を、一対の溶接電極で挟持し、加圧し、通電して溶接する抵抗スポット溶接方法であって、通電によりナゲットを形成する本工程と、加圧しつつ無通電とする中間工程と、再通電を行なう後工程とを有し、該後工程において、最もコロナボンドに近いナゲットと非溶融部の界面における最高温度TTが、TT>Ac32となることを特徴とする抵抗スポット溶接方法。なお、ここでAc3は、下記3式で定義される値であり、各元素のはナゲットに含有される元素量を質量で表示したものであり、含有しない場合には0とする。Ac3°C=910-203√C-15.2√Ni44.7Si104V31.5Mo13.1W3前記中間工程において、最もコロナボンドに近いナゲットと非溶融部の界面における最低温度TUが、前記最高温度TTよりも小さく、TT>TU>Ac14となることを特徴とする請求項1記載の抵抗スポット溶接方法。なお、ここでAc1は、下記5式で定義される値であり、各元素のはナゲットに含有される元素量を質量で表示したものであり、含有しない場合には0とする。Ac1°C=723-10.7Mn-16.9Ni29.1Si16.9Cr290As6.38W5前記中間工程後において、前記最低温度TU°Cから、前記再通電した後の前記最高温度TT°Cまでの平均昇温速度Rt°C/sが、3000<Rt<150006の範囲にあることを特徴とする請求項2に記載の抵抗スポット溶接方法。しかしながら、一般的なテンパー方式の通電方法は、非特許文献1および非特許文献2に記載されているように、十分な冷却を置いた後に通電することで焼き戻しを行うテンパー通電であり、十分な冷却時間が必要であり、総溶接時間が長くなるという問題があった。たとえば、非特許文献1には、1.05mmの板厚で少なくとも20サイクル0.4秒以上、安定的に効果を得たい場合や板厚を増す場合は20サイクル0.4秒より長い時間が必要であることが開示されている。また、特許文献1~3および非特許文献1に記載されているような通電方法は、本工程以下の低電流で有効に発熱させるために、十分な溶接時間非特許文献1によれば、少なくとも0.5秒以上が必要であり、冷却時間と合わせて総溶接時間最初の通電が開始してから、最後の通電が完了するまでと定義するの増加要因となり溶接施工性が低下するという問題もある。そこで、本発明は、高強度鋼板を含む板組の抵抗スポット溶接において、前記問題を解決し、より短時間の溶接時間でより高い継手強度を達成することのできる抵抗スポット溶接方法を提供することを目的とする。本発明者らは、前記課題を解決するために、高張力鋼板を含む板組の抵抗スポット溶接における十字引張強度の向上方法について鋭意検討した。本発明で高張力鋼板とは、母材引張強度で780MPa以上有する鋼板をいう。従来のテンパー方式は、継手形成後に組織を焼き戻し、継手強度を向上させるわけであるから、十分な冷却時間を置く必要があった。この冷却時間については、板組や組成により異なるが、安定的に効果を得るには少なくとも20サイクル0.4秒より長く、非特許文献2では40サイクル0.8秒程度が望ましいとしている。しかし、ナゲットを形成する通電時間および、再通電する時間も含めて考えると、上記テンパー通電の総時間は1秒を超え、溶接施工性を悪化させる。そこで、この冷却時間を短縮する方法を検討した。上述の通り、抵抗スポット溶接の継手強度の静的強度を代表する引張せん断強度と十字引張強度のうち、引張せん断強度は鋼板の高強度化に合わせて向上する一方、十字引張強度は低下する傾向がある。そこで、十字引張強度をより重視して検討を進めた。冷却時間を短縮するため、従来のテンパー通電より冷却時間を短くし、継手が高温な状態における再通電が継手強度に影響を与えるかを検討した。従来のテンパー通電では、ナゲットの温度がMs点を下回り、マルテンサイトに変態するのに十分な時間が必要である。しかし、同じ方式を目指しても、これ以上の短縮は難しい。そこで、逆にナゲット端部がMs点を下回らないような冷却時間の検討を行った。一方、抵抗スポット溶接継手の十字引張強度と破断形態には相関があり、低強度溶接継手は鋼板に平行に破断する剥離破断を生じ、高強度になるにつれてボタン状に片方の鋼板が残ったまま抜けるように破断するプラグ破断へと変化することが知られている。そこで、同じナゲット径においての破断形態の変化を見るために、ナゲットを形成するための本工程のみの溶接継手と、本工程に加えてMs点を下回らないように冷却時間を確保し、その後再通電を施した溶接継手を作成し引張試験を行った。結果は、本工程のみの継手は剥離破断した一方で、再通電した継手の中にプラグ破断したものがあった。この両者を、詳細に比較検討したところ、以下のことが分かった。まず、この継手はナゲットの硬さには変化がなく、ナゲットの組織も本通電のみを付加したものと差がなかった。このことは、従来のテンパー通電の効果が得られていないことを示している。しかし、凝固組織を観察したところ、はく離破断したものはナゲット中央に向かってエッチングピットがデンドライト状に形成されている一方で、プラグ破断したものはデンドライトが軽減消失していることが確かめられた。このエッチングピットとは急冷凝固によって発生した鉄以外の元素Mn、Si、Pなどが偏析している部位であると考えられる。ナゲット内で凝固偏析が局在化して連続して存在すると、ミクロな応力状態が偏りを生じ、き裂の発生の起点となり得ると考えられる。一方で、偏析が局在化せず点在している状況では、応力は分散し、き裂の発生が抑制されると考えられる。このような理由から、凝固偏析が連続していた本工程のみの条件でははく離破断した。一方で、再通電を施したものではこのような凝固偏析が軽減、消失したため、ナゲットのき裂進入あるいはき裂の発生が抑制され、プラグ破断となったと考えられる。これらの検討結果から、凝固組織を調整する効率的な手法について検討した結果、以下のことが明らかになった。まず電極で溶接部を加圧しながら無通電にて冷却することにより凝固させることが重要であることが分かった。これは、連続通電などにより冷却速度を遅くした場合、偏析が助長される結果となるからである。さらに、再通電により偏析を拡散するためには拡散速度を速くする必要があり、融点を超えない程度に高温であることが必要であることを見出した。また、高温に昇温するために長時間の通電を行うことも考えられるが、ナゲットの持つ固有抵抗を活用することによって短時間で高温にすることができることを明らかにした。上記知見に基づいて本発明を完成し、本発明は以下の特徴を有している。[1]二枚以上の鋼板を重ね合せた板組を、一対の溶接電極で挟持し、加圧し、通電して溶接する抵抗スポット溶接方法であって、通電により所定の径のナゲットを形成する本工程と、加圧しつつ無通電とする中間工程と、再通電を行なう後工程とを有し、該後工程において、最もコロナボンドに近いナゲットと非溶融部の界面における最高温度TTが、TT>Ac32となることを特徴とする抵抗スポット溶接方法。なお、ここでAc3は、下記3式で定義される値であり、各元素のはナゲットに含有される元素量を質量で表示したものであり、含有しない場合には0とする。Ac3°C=910-203√C-15.2√Ni44.7Si104V31.5Mo13.1W3[2]前記中間工程において、最もコロナボンドに近いナゲットと非溶融部の界面における最低温度TUが、前記最高温度TTよりも小さく、TT>TU>Ac14となることを特徴とする前記[1]に記載の抵抗スポット溶接方法。なお、ここでAc1は、下記5式で定義される値であり、各元素のはナゲットに含有される元素量を質量で表示したものであり、含有しない場合には0とする。Ac1°C=723-10.7Mn-16.9Ni29.1Si16.9Cr290As6.38W5[3]前記中間工程後において、前記最低温度TU°Cから、前記再通電した後の前記最高温度TT°Cまでの平均昇温速度Rt°C/sが、3000<Rt<150006の範囲にあることを特徴とする前記[2]に記載の抵抗スポット溶接方法。本発明によれば、少なくとも一枚以上の高張力鋼板を含む二枚以上の板組に対して、従来のテンパー通電よりも短時間で十字引張強度の高い抵抗スポット溶接継手を作成することができるため、産業上格段の効果を奏する。本発明の一実施形態に係る抵抗スポット溶接方法は、図1に示したように、重ね合わせた1枚以上の高強度鋼板を含むここでは、下の鋼板1と上の鋼板2の二枚のうち、鋼板1が高強度鋼板である板組3を、上下一対の電極チップ下の電極チップ4と上の電極チップ5で挟み、加圧、通電する抵抗スポット溶接により溶接接合し、必要サイズのナゲット6を形成して抵抗スポット溶接継手を得る抵抗スポット溶接方法である。この実施形態において好適に使用可能な溶接装置は、上下一対の電極チップを備え、一対の電極チップで溶接する部分を挟み、加圧、通電でき、溶接中に加圧力、溶接電流をそれぞれ任意に制御可能な加圧力制御装置および溶接電流制御装置を有していればよく、加圧機構エアシリンダやサーボモータ等、電流制御機構交流や直流等、形式定置式、ロボットガン等等は特に限定されない。さらに、図2にはナゲット及び近傍の拡大模式図を示す。コロナボンドはナゲットを囲むように形成される圧接部である。最もコロナボンドに近いナゲットと非溶融部の界面における温度は、図3に示すように、鋼板間に温度計を挿入することによって計測する。温度計の種類は熱電対が一般的であるが、黒体輻射を光ファイバによって計測するなどの方法を用いても良い。温度計が加圧によって圧潰しないように、最低限の溝を鋼板に形成するなどの加工は必要である。本発明にて溶接する板組は、少なくとも1枚が780MPa以上の引張強さを持つ二枚以上の鋼板である。本発明の抵抗スポット溶接の電流と時間の関係の一形態を図4に示す。本工程まず、通電により所定の径のナゲットを形成する本工程。このとき、ナゲット径mmは少なくとも3√tt:板厚mm以上であることが溶接部の健全性を確実に確保するのに好ましい。中間工程この本工程の後、加圧力を保持したまま、無通電にて維持する中間工程が必要である。まず電極で溶接部を加圧しながら無通電にて冷却することにより凝固させることが重要であることが分かった。これは、連続通電などにより冷却速度を遅くした場合、偏析が助長される結果となるからである。後工程中間工程の後、再通電を行なう後工程がある。通電方式としては、例えば、図4のように後工程の通電の際、加熱速度を制御するためスロープの設定を行い、高電流とすることが考えられる。再通電により偏析を拡散するためには拡散速度を速くする必要があり、融点を超えない程度に高温であることが必要である。その際、後工程において通電した時の、最もコロナボンドに近いナゲットと非溶融部の界面における最高温度TTが、融点より低い温度で、TT>Ac32となることが必要である。最もコロナボンドに近いナゲットと非溶融部の界面とは、拡大図で示すと図2bとなる。この領域に着目したのは以下のとおりである。ナゲットの破断プロセスにおいて、コロナボンドの強度は低いため低い荷重で破断する。コロナボンドの破断はナゲットの端部に達し、ナゲットや熱影響部の破壊が開始するまでは停止する。き裂端部、すなわちコロナボンドに近い、あるいは接するナゲットと被溶融部の界面には高い応力集中がかかっている。したがって、ナゲットのき裂の発生を抑制するためには、図2bの位置の温度を制御することが重要である。この界面がAc3よりも大きいことが必要なのは十分な元素の拡散を確保するためである。なお、ここでAc3は、下記3式で定義される値であり、各元素のはナゲットに含有される元素量を質量で表示したものであり、含有しない場合には0とする。Ac3°C=910-203√C-15.2√Ni44.7Si104V31.5Mo13.1W3ここで、各元素のはナゲットに含有される元素量を質量で表示したものであり、含有しない場合には0とする。また、界面が融点に達した場合には、再凝固してしまい偏析が新たに形成されてしまう。したがって、融点未満とすることが好ましい。交流電源のように電流が脈動する場合、ピーク電流の際にナゲット端部まで溶融してしまうことが考えられる。そこで、1450°C以下とすることが望ましい。最もコロナボンドに近いナゲットと非溶融部の界面における最高温度がAc3点°Cを超えることとしたのは冷却中に変態していない場合は高温を維持するという観点から、変態した場合は再変態による元素の移動を得るという観点からオーステナイト温度域まで昇温することが必要であるからである。また、偏析の緩和を十分に短時間で達成するためには、元素の拡散距離がより長くなる1000°C以上の高温がさらに好ましい。さらに、上記に加えて、本工程後の冷却時間における最低温度TUが、TT>TU>Ac14とすることが好ましい。これは、最もコロナボンドに近いナゲットと非溶融部の界面における最低温度をAc1を超えるようにするのは少なくとも二相域温度以上とすることで、固有抵抗を活用することができるからである。なお、ここで、ここでAc1は、下記5式で定義される値であり、各元素のはナゲットに含有される元素量を質量で表示したものであり、含有しない場合には0とする。Ac1°C=723-10.7Mn-16.9Ni29.1Si16.9Cr290As6.38W5で表される。また、さらに、無通電にて維持した後の最低温度TU°Cから、通電した後の最高温度TT°Cまでの平均昇温速度Rt°C/sが3000<Rt<150006の範囲とすることが好ましい。この温度範囲に限定することにより、不要な加熱をおさえ、ナゲットの偏析の抑制することがより効率的にできるほか、溶接時間の短縮化にも寄与できる。ただし、昇温速度が速過ぎる場合は制御が困難となることがあるため、3000<Rt≦10000の範囲がより望ましい。本発明の実施例として、前述の図1に示したように、2枚の鋼板下の鋼板1、上の鋼板2を重ねた板組3について、Cガンに取付けられたサーボモータ加圧式で単相交流50Hzの抵抗溶接機を用いて抵抗スポット溶接を行い、抵抗スポット溶接継手を作製した。なお、使用した一対の電極チップ下の電極チップ4、上の電極チップ5は、ともに図5に示すように、先端の曲率半径R40、先端径6mmを有するアルミナ分散銅のDR型電極とした。試験片として、鋼板1、2ともに同じ鋼種の鋼板を用い、引張強度780MPa級、引張強度980MPa級、1180MPa級、引張強度1470MPa級の冷延裸鋼板を使用した。同じ鋼種、板厚の二枚を重ね合わせて溶接を行い、JISZ3137に基づき溶接および十字引張試験を行った。そして、本発明例として、上記の本発明の一実施形態に基づいて抵抗スポット溶接を行った。加圧力を3.5kNで一定とし、通電条件として図4に示すように本工程の後、加圧をしたまま冷却を行い、スロープを有する通電を行った。なお、通電終了後ガンが開き加圧力が0になるまでの保持時間は1サイクルに設定した。温度の計測のため、板組中央にφ0.3mmの溝を加工し、φ0.125mmの光ファイバ温度計を挿入し温度計測を行った。光ファイバ温度計は先端部の黒体輻射を計測するもので、ナゲット中央部の光ファイバは溶融してしまうため、計測点は常に凝固界面となる。一方、比較例1として、本工程のみの抵抗スポット溶接、比較例2として本工程の後にテンパー通電を行った例を各鋼種で行った。表1に、本発明例および比較例の溶接条件と溶接結果を示す。この結果、本発明例においては、比較例1に比べ、十字引張強度の向上が認められ、比較例2に比べて溶接時間を短縮することができた。