FR 2830260 A1 20030404 FR 0212020 A 20020927 TOLE D'ACIER A DOUBLE PHASE A EXCELLENTE FORMABILITE DE BORDS PAR ETIRAGE ET PROCEDE DE FABRICATION DE CELLE-CI La présente invention se rapporte à une tôle d'acier à double phase à excellente propriété de durcissement à la cuisson (bake hardening) capable d'assurer une haute résistance en appliquant un revêtement et un recuit (propriété de durcissement après revêtement de recuit, quelquefois appelée ci-après propriété BH (durcissement à la cuisson) ) et une possibilité de formage de bords. En particulier, cette invention se rapporte à une tôle d'acier à double phase à haute résistance excellente pour la propriété de durcissement à la cuisson décrite cidessus et présentant un faible taux d'élasticité, de même qu'elle est excellente pour l'équilibre résistanceallongement et pour l'équilibre résistance-étirement de la possibilité de formage de bords. Les tôles d'acier utilisées par pressage dans les domaines industriels, par exemple pour les automobiles, les appareils électriques et les machines doivent présenter à la fois d'excellentes résistance et malléabilité et de tels besoins concernant ces caractéristiques ont augmenté de plus en plus ces dernières années. En tant que tôles d'acier destinées à rendre compatible la résistance et la malléabilité, des tôles d'acier à double phase ferrite-martensite comprenant une structure ferritique telle qu'une phase de matrice dans laquelle de la martensite de type îlot à granularité grossière est dispersée au point triple de la ferrite (tôle d'acier à double phase (DP)) était connue jusqu'à présent (par exemple dans le document JP-A N 122 821/1980). On savait que la tôle d'acier DP décrite ci-dessus est non seulement excellente au point de vue malléabilité mais également excellente par sa propriété de durcissement à la cuisson (propriété BH). Dans la tôle d'acier DP, une grande quantité de solide C solubilisé à super saturation dans de la ferrite (C en solution solide) est présente du fait que la tôle est fabriquée par trempage à partir d'une température du point A1 ou plus. On considère que la résistance à la déformation de la tôle d'acier est augmentée et que la propriété BH est améliorée en fixant un solide solubilisé C sur des dislocations de la ferrite introduites durant l'usinage par l'étape de durcissement à la cuisson après l'usinage. Cependant, comme la proportion de C en solution solide qui peut être présente à la super saturation dans la ferrite est limitée, il était difficile d'obtenir une propriété BH au-dessus d'un certain niveau. En outre, bien que la tôle d'acier DP présente une force de résistance à la traction (TS) à un faible taux d'élasticité et présente également une excellente propriété d'allongement (EI), comme la martensite grossière induit des amorces de fracture, elle est médiocre au point de vue possibilité de formage de bords par étirement (malléabilité locale : #). Alors, de manière à améliorer la formabilité de bords par étirement dans la tôle d'acier DP, le présent demandeur a déjà décrit une tôle d'acier à trois phases comprenant de la ferrite, de la bainite, et de la martensite [tôle d'acier à trois phases (TP)] (document JP-A N 397 770/1983). Dans la tôle d'acier décrite cidessus, comme la martensite induisant une fracture est entourée par la phase de bainite, la formabilité de bords par étirement est améliorée par comparaison aux tôles d'acier DP existantes. Cependant, on a découvert que la tôle d'acier pose des problèmes en ce qu'il est difficile d'obtenir une haute malléabilité (allongement élevé) à un niveau identique à celui de la tôle d'acier DP existante et que le taux d'élasticité est légèrement augmenté. En conséquence, il a été fortement demandé la fourniture d'une plaque de tôle à double phase à haute résistance capable de conserver (i) un faible taux d'élasticité et (ii) un équilibre résistance-allongement favorable et, en outre en cherchant à améliorer (iii) la propriété BH [(i) faible taux d'élasticité, (ii) équilibre résistance-allongement favorable et (iii) propriété BH élevée constituent les caractéristiques des tôles d'acier DP], de même que permettant de surmonter (iv) une faible formabilité de bords par étirement qui est l'inconvénient de la plaque d'acier DP existante et également excellente au point de vue formabilité de bords par étirement. Dans ces circonstances, la présente invention a pour but de fournir une plaque de tôle à double phase excellente au point de vue des propriétés de durcissement à la cuisson et de formabilité de bords par étirement permettant d'atteindre l'objectif qui précède, de même qu'un procédé de fabrication efficace d'une telle tôle d'acier. Sous un premier aspect conforme à cette invention, une tôle d'acier à double phase ayant une excellente propriété de durcissement à la cuisson et une excellente formabilité de bords par étirement contient, en % de masse (ici et par la suite), C : 0,01 à 0,20 %, Si : 0,5 % ou moins, Mn : 0,5 à 3 %, sol. Al : 0,06 % ou moins (y compris 0 %), P : 0,15 % ou moins (à l'exclusion de 0 %), et S : 0,02 % ou moins (y compris 0 %), dans laquelle la phase de la matrice contient de la martensite trempée, de la martensite trempée et de la ferrite, de la bainite trempée, ou de la bainite trempée et de la ferrite, et la seconde phase comprend de 1 à 30 % de martensite en rapport des surfaces sur la base de la structure entière. Un autre aspect de cette invention réside dans les six modes de réalisation suivants : 1. Le sol.Al est régulé à 0,025 % ou moins ; 2. La tôle d'acier à double phase contient en outre 0,0050 % ou plus de N et satisfait la relation suivante (1) : 0,001 % # [N] - (14/27) x [sol.Al] # 0,001 % (1) (où [] représente la teneur de chaque élément). 3. La tôle d'acier à double phase contient en outre 1 % ou moins de Cr et/ou Mo au total (à l'exclusion de 0 %). 4. La tôle d'acier à double phase contient en outre Ni . 0,5 % ou moins (à l'exclusion de 0 %) et/ou Cu : 0,5 % ou moins (à l'exclusion de 0 %). 5. La tôle d'acier à double phase contient en outre au moins l'un de Ti : 0,1 % ou moins (à l'exclusion de 0 %), Nb : 0,1 % ou moins (à l'exclusion de 0 %), V : 0,1 % ou moins (à l'exclusion de 0 %). 6. La tôle d'acier à double phase contient en outre Ca : 0,003 % ou moins (à l'exclusion de 0 %), et/ou REM : 0,003 % (à l'exclusion de 0 %). Sous encore un autre aspect conforme à cette invention, le procédé de fabrication de la tôle d'acier pour surmonter les inconvénients qui précèdent présente la caractéristique de prévoir les procédés décrits cidessous au vu de la structure. A : Tôle d'acier comportant une phase de matrice comprenant de la martensite trempée ou de la bainite trempée Le procédé suivant (1) et (2) peut être adopté. (1) Un procédé de fabrication d'une tôle d'acier à double phase dans laquelle la phase de matrice est de la martensite trempée ou de la bainite trempée en appliquant une étape de laminage à chaud et une étape de recuit en continu ou une étape de galvanisation, dans lequel l'étape de laminage à chaud comprend une étape consistant à exécuter le laminage de finition à une température de (A[gamma]3 - 50) C ou plus, et une étape de refroidissement et à une vitesse de refroidissement moyenne de 20 C/s ou plus jusqu'au point Ms ou moins (dans le cas où la phase de la matrice comprend de la martensite trempée), ou bien le point Ms ou plus et le point Bs ou moins (dans le cas où la phase de la matrice comprend de la bainite trempée), suivi d'un enroulage et l'étape de recuit en continu ou l'étape de galvanisation comprend une étape consistant à chauffer à une température du point Ai ou plus et du point A3 ou moins, et une étape de refroidissement à une vitesse de refroidissement moyenne de 3 C/s ou plus et un refroidissement jusqu'au point Ms ou moins, et optionnellement, une étape consistant à appliquer en outre un survieillissement à une température de 100 à 600 C. (2) Un procédé de fabrication d'une tôle d'acier à double phase dans lequel la phase de la matrice est de la martensite trempée ou de la bainite trempée en appliquant une étape de laminage à chaud, une étape de laminage à froid, une première étape de recuit en continu et une seconde étape de recuit en continu ou une étape de galvanisation, dans lequel la première étape de recuit en continu comprend une étape consistant à chauffer jusqu'à une température du point A3 ou plus et un maintien à cette température, et une étape consistant à refroidir à une vitesse de refroidissement moyenne de 20 C/s ou plus jusqu'à une température du point Ms ou moins (dans le cas où la phase de la matrice comprend de la martensite trempée), ou bien le point Ms ou plus et le point Bs ou moins (dans le cas où la phase de la matrice comprend de la bainite trempée), et la seconde étape de recuit en continu ou étape de galvanisation comprend une étape consistant à chauffer à une température du point A3 ou plus et du point A3 ou moins, une étape consistant à refroidir à une vitesse de refroidissement moyenne de 3 C/s ou plus jusqu'à une température du point Ms ou moins, et optionnellement une étape consistant à appliquer en outre un survieillissement à une température de 100 à 600 C. B : Tôle d'acier dans laquelle la phase de la matrice est de la martensite trempée et de la ferrite ou de la bainite trempée et de la ferrite Le procédé suivant (3) et (4) peut être adopté. (3) Un procédé de fabrication d'une tôle d'acier à double phase, dans lequel la phase de la matrice est de la martensite trempée et de la ferrite ou de la bainite trempée et de la ferrite, en appliquant une étape de laminage à chaud, et une étape de recuit en continu ou une étape de galvanisation, dans lequel l'étape de laminage à chaud comprend une étape consistant à exécuter le laminage de finition à une température de (A[gamma]3 - 50) C ou plus, et une étape de refroidissement et à une vitesse de refroidissement moyenne de 10 C/s ou plus jusqu'au point Ms ou moins (dans le cas où la phase de la matrice comprend de la martensite trempée et de la ferrite), ou au point Ms ou plus et au point Bs ou moins (dans le cas où la phase de la matrice comprend de la bainite trempée et de la ferrite), suivi d'un enroulage, et l'étape de recuit en continu ou l'étape de galvanisation comprend une étape consistant à chauffer jusqu'à une température du point A1 ou plus et du point A3 ou moins, et une étape consistant à refroidir à une vitesse de refroidissement moyenne de 3 C/s ou plus jusqu'au point Ms ou moins, et optionnellement, une étape consistant à appliquer en outre un survieillissement à une température de 100 à 600 C. (4) Un procédé de fabrication d'une tôle d'acier à double phase dans lequel la phase de la matrice est de la martensite trempée et de la ferrite ou de la bainite trempée et de la ferrite, en appliquant une étape de laminage à chaud, une étape de laminage à froid, une première étape de recuit en continu et une seconde étape de recuit en continu ou une étape de galvanisation, dans lequel la première étape de recuit en continu comprend une étape consistant à chauffer jusqu'à une température du point Ai ou plus et du point A3 ou moins et de la conserver, et une étape consistant à refroidir à une vitesse de refroidissement moyenne de 10 C/s ou plus jusqu'à une température du point Ms ou moins (dans le cas où la phase de la matrice comprend de la martensite trempée et de la ferrite), ou au point Ms ou plus et au point Bs ou moins (dans le cas où la phase de la matrice comprend de la bainite trempée et de la ferrite), et la seconde étape de recuit en continu ou étape de galvanisation comprend une étape de chauffage à une température du point Ai ou plus et du point A3 ou moins, et une étape de refroidissement à une vitesse de refroidissement moyenne de 3 C/s ou plus jusqu'à une température du point Ms ou moins, et optionnellement une étape consistant à appliquer en outre un survieillissement à une température de 100 à 600 C. Dans un mode de réalisation préféré pour le procédé (3) décrit ci-dessus, l'étape de laminage à chaud comprend une étape consistant à exécuter le laminage de finition à une température de (Ay3 - 50 C) ou plus, une étape de refroidissement à une vitesse de refroidissement moyenne de 30 C/s ou plus jusqu'à une région de température dans une plage de 700 100 C, une étape consistant à exécuter un refroidissement à l'air pendant 1 à 30 s dans la région de température, et une étape de refroidissement à une vitesse de refroidissement moyenne de 30 C/s ou plus jusqu'à une température du point Ms ou moins (dans le cas où la phase de la matrice comprend de la martensite trempée et de la ferrite) ou du point Ms ou plus et du point Bs ou moins (dans le cas où la phase de la matrice comprend de la bainite trempée et de la ferrite), après un refroidissement à l'air, suivi d'un enroulage. D'autres buts, caractéristiques et avantages supplémentaires de l'invention seront mis plus complètement en évidence d'après la description suivante. La figure 1 est une vue explicative d'une étape de laminage à chaud dans le procédé (1) dans laquelle une phase de la matrice est de la martensite trempée ou de la martensite trempée + de la ferrite, La figure 2 est une vue explicative d'une étape de laminage à chaud dans le procédé (1) dans laquelle une phase de la matrice est de la bainite trempée ou de la bainite trempée + de la ferrite, La figure 3 est une vue explicative pour l'étape de recuit en continu ou de galvanisation dans le procédé (1) , La figure 4 est une vue explicative pour la première étape de recuit en continu dans le procédé (2) dans lequel une phase de la matrice est de la martensite trempée, La figure 5 est une vue explicative pour la première étape de recuit en continu dans le procédé (2) dans lequel une phase de la matrice est de la bainite trempée, La figure 6 est une vue explicative pour la première étape de recuit en continu dans le procédé (2) dans lequel une phase de la matrice est de la martensite trempée + de la ferrite, La figure 7 est une vue explicative pour la première étape de recuit en continu dans le procédé (2) dans lequel une phase de la matrice est de la bainite trempée + de la ferrite, La figure 8 est une photographie au microscope optique pour le spécimen N 3 de l'exemple 1, et La figure 9 est une photographie au microscope optique pour le spécimen N 11 de l'exemple 1. Les présents inventeurs ont réalisé une étude des plus sérieuses pour obtenir une tôle d'acier à forte résistance destinée à conserver un faible taux d'élasticité et un équilibre résistance-allongement favorable qui sont les caractéristiques des tôles d'acier DP et en outre, en recherchant une amélioration supplémentaire pour une propriété BH élevée et capable de surmonter la faible formabilité de bords par étirement qui constitue un inconvénient des tôles d'acier DP et également excellente au point de vue formabilité de bords par étirement. Il en résulte que cette invention a été accomplie sur la base de la découverte qu'une amélioration supplémentaire des caractéristiques peut être obtenue en ce que : (1) une phase de matrice comprenant une structure douce de type paillettes à faible densité de dislocations et contenant (i) une structure de martensite trempée, (ii) une structure mixte de martensite trempée et de ferrite, (iii) une bainite trempée et (iv) une structure mixte de bainite trempée et de ferrite, respectivement, est extrêmement efficace pour l'amélioration de la formabilité de bords par étirement et de l'allongement total, et une tôle d'acier DP comprenant une telle structure de matrice et une seconde phase comportant une martensite fine permet d'améliorer la formabilité de bords par étirement d'une manière remarquable tout en assurant un excellent taux d'élasticité faible, et un excellent équilibre pour la résistance et la malléabilité (allongement) dans les tôles d'acier DP existantes, (2) l'excellente propriété de durcissement à la cuisson peut être obtenue en outre en contrôlant efficacement la structure décrite ci-dessus, (3) N agit en fait dans l'acier comme N en solution solide capable de fixer les dislocations introduites durant l'usinage en diminuant la proportion de sol.Al en plus de la maîtrise de la structure en améliorant ainsi davantage encore la propriété de durcissement à la cuisson, et (4) une amélioration supplémentaire de la propriété peut être obtenue, de manière préférée, en augmentant la proportion de N et la proportion de N contribuant effectivement à la propriété de durcissement à la cuisson. Pour le mécanisme de la "propriété BH", il est considéré que comme les dislocations dans la ferrite introduites par l'usinage sont fixées sur C dans l'acier (C en solution solide) pour provoquer le durcissement par le traitement thermique après l'usinage et, il en résulte que la contrainte d'allongement en traction est augmentée. Pour la "valeur BH", une contrainte de déformation #1 en étirant une éprouvette de test en traction (habituellement spécimen de test N 5 de la norme JIS) jusqu'à une déformation nominale de 2 % est mesurée, la contrainte est retirée et ensuite le spécimen de test est maintenu à 170 C pendant 20 min et la , contrainte d'allongement supérieure #2 lors de l'exécution à nouveau du test en traction (contrainte correspondant à une résistance de 0,2 % dans le cas où le point d'allongement n'apparaît pas) est mesurée. Ensuite, la valeur BH est définie comme étant la différence entre #1 et #2. Dans cette invention, la valeur visée pour la valeur BH est définie comme étant 50 MPa ou plus (de préférence, 70 MPa ou plus). En outre, cette invention a également pour but d'augmenter la résistance en traction (ATS) en relation avec une augmentation supplémentaire de la propriété BH. En général, dans le cas de l'augmentation de la propriété BH, aucune résistance en traction accrue ne peut être quelquefois obtenue alors que seule la résistance à l'allongement est augmentée. Lorsque la contrainte de déformation après l'allongement augmente en même temps que l'augmentation de la valeur BH, l'énergie cinétique absorbée par la déformation du matériau est davantage augmentée. En conséquence, dans le cas d'une collision supposée d'une automobile, comme l'énergie s'exerçant sur un conducteur ou autre est diminuée lors de la collision dans la mesure où l'énergie cinétique que le matériau peut absorber est plus grande, la sécurité contre la collision de l'automobile est améliorée. Au vu de ce qui précède, cette invention a pour but une propriété #TS augmentée en plus de l'amélioration de la propriété BH. La propriété #TS représente une caractéristique telle que la résistance à la traction dans le cas de l'application d'un traitement après usinage est augmentée davantage par comparaison à la résistance à la traction avant le traitement thermique. Dans un procédé de mesure spécifique, après avoir appliqué 10 % de contrainte en traction nominale à une éprouvette de test en traction (habituellement un spécimen de test N 5 de la norme JIS) et en retirant la charge, le spécimen de test est maintenu à 170 C pendant 20 min et à une contrainte maximum T2 lors de l'exécution de la traction, la résistance est à nouveau mesurée. Alors, une différence par rapport à la contrainte maximum Tl lors de l'exécution du test en traction jusqu'à la fracture sans traitement thermique (T2 - Tl) est définie comme la valeur ATS. Dans cette invention, la valeur visée pour la valeur ATS est définie comme étant de 30 MPa ou plus (de préférence 50 MPa ou plus). Les raisons détaillées pour lesquelles les excellents effets décrits ci-dessus peuvent être obtenus dans cette invention ne sont pas évidents, mais il est considéré que dans le cas où la phase de la matrice présente la structure (i) à (iv) comprenant la structure de type paillettes douce, comme la martensite/bainite formée dans le traitement de formation de la structure (traitement de trempe) est formée entre les structures de type paillettes, la structure devient extrêmement fine et il en résulte que la formabilité de bords par étirement est améliorée, et en même temps, la propriété d'allongement est davantage améliorée. En outre, l'augmentation de la propriété BH et de la propriété ATS peut être considérée comme ci-dessous. C'est-à-dire que comme la phase de la matrice adoucie par la trempe (martensite trempée/bainite trempée) est déformée lors de l'usinage du matériau dans lequel un grand nombre de dislocations sont introduites et, en outre, comme la phase de la matrice trempée elle-même contient une grande quantité de C super saturé par comparaison à la ferrite, la proportion de C capable de fixer la dislocation introduite durant l'usinage (proportion de C en solution solide) est également augmentée, ce qui résulte en une propriété élevée de durcissement à la cuisson. Comme on l'a décrit ci-dessus, il est considéré dans la tôle d'acier conforme à cette invention, que comme non seulement la ferrite mais également la martensite trempée/bainite trempée contribuent à la propriété de durcissement à la cuisson, la valeur de durcissement est davantage augmentée et, en outre, la résistance à la traction due au traitement thermique après l'usinage est également augmentée, et il en résulte que la propriété ATS est également améliorée. Au contraire, la tôle d'acier à double phase existante n'a pas de phase de matrice trempée comme une caractéristique de cette invention dans laquelle aucune martensite trempée n'est extrêmement dure et se déforme difficilement. En conséquence, comme seule la ferrite dans laquelle est introduite une grande quantité de dislocations peut être attribuée à la plus grande partie de propriété de durcissement à la cuisson, il est considéré que la propriété de durcissement à la cuisson est inférieure par comparaison à la tôle d'acier conforme à cette invention. Chacun des facteurs contribuant à cette invention sera expliqué ci-dessous. Tout d'abord, la phase de la matrice (i) à (iv) qui constitue l'élément le plus caractérisant de l'invention sera décrite. (i) Forme comprenant une structure de martensite trempée en tant que phase de matrice La "martensite trempée" de cette invention présente le type doux au moins pour la densité de dislocations, et présentant une structure de paillettes. Au contraire, la martensite est différente de la martensite trempée en ce qu'il s'agit d'une structure dure à haute densité de dislocations et elles se distinguent par exemple sur la base d'une observation par un microscope électronique du type à transmission (TEM). En outre, celle-ci est également différente en ce qui concerne la martensite trempée en tant que phase de la matrice, par rapport aux tôles d'acier DP existantes ne comportant pas de martensite trempée en tant que phase de la matrice. La martensite trempée peut être obtenue comme on le décrira plus loin, par exemple par recuit de la martensite qui a été trempée à partir du point A3 ou plus (région y), à une température du point A1 ou plus (environ 700 C ou plus) et au point A3 ou moins. De manière à obtenir efficacement l'effet d'amélioration pour la formabilité de bords par étirement, la propriété BH et la propriété #TS grâce à la martensite trempée, il est recommandé d'établir la teneur en martensite trempée à 30 % ou plus (de préférence, 40 % ou plus, et encore plus de préférence 50 % ou plus et, de façon beaucoup plus préférable de 60 % ou plus). La proportion de martensite trempée est déterminée au vu de l'équilibre avec la martensite de la seconde phase et il est recommandé de maîtriser correctement la proportion de martensite trempée de façon à obtenir une caractéristique désirée. (ii) Forme comprenant une structure mixte de martensite trempée et de ferrite en tant que phase de la matrice Sous la forme décrite ci-dessus, les détails de la martensite trempée sont tels que décrits dans (i) cidessus. La "ferrite" de cette invention représente une ferrite polygonale, c'est-à-dire une ferrite présentant moins de densité de dislocations. La ferrite présente le mérite d'une propriété d'allongement excellente mais présente un inconvénient de mauvaise formabilité de bords par étirement. Au contraire, la tôle d'acier conforme à cette invention présentant une structure mixte de la ferrite et de la martensite trempée possède une excellente propriété d'allongement et en outre, une formabilité de bords par étirement améliorée, de même qu'elle est excellente pour les propriétés BH et #TS. Sous ce point de vue, ceci diffère, à la fois dans la conception de la structure et la propriété obtenue, par rapport aux tôles d'acier DP existantes. De manière à obtenir efficacement l'effet conforme à cette invention, il est recommandé d'incorporer la ferrite avec une teneur de 5 % ou plus (de préférence 10 % ou plus). Cependant, comme la résistance nécessaire est difficile à assurer, de même que de nombreux vides se forment entre les limites entre la ferrite et la seconde phase au point de dégrader la formabilité de bords par étirement comme dans les tôles d'acier DP existantes lorsque la teneur dépasse 60 %, il est recommandé de définir la limite supérieure comme étant de 60 %. Lorsque la limite supérieure est contrôlée à moins de 30 %, comme les limites entre la ferrite et la seconde phase (martensite) sont diminuées au point de réduire la source d'apparition des vides, la formabilité de bords par étirement peut être améliorée ce qui est extrêmement préférable. (iii) Forme comprenant une bainite trempée en tant que phase de la matrice La "bainite trempée" de cette invention représente un type doux avec moins de densité de dislocations et présentant une structure de type paillettes. Au contraire, la bainite est différente de la bainite trempée en ce qu'elle est d'une structure dure présentant une haute densité de dislocations et elle se distingue par exemple sur la base d'une observation par un microscope électronique du type à transmission (TEM). En outre, du fait qu'elle possède la bainite trempée en tant que phase de la matrice, elle est également différente, en présentant la martensite trempée en tant que phase de la matrice, des tôles d'acier DP existantes ne comportant pas de bainite trempée en tant que phase de la matrice. La bainite trempée peut être obtenue comme on le décrira plus loin, par exemple, en recuisant la bainite qui a été trempée à partir du point A3 ou plus (région y), à une température du point Ai ou plus (environ 700 C ou plus) et du point A3 ou moins. De manière à obtenir efficacement l'effet d'amélioration de la formabilité de bords par étirement, la propriété BH et la propriété #TS, grâce à la bainite trempée, il est recommandé d'incorporer la bainite trempée à 30 % ou plus (de préférence 40 % ou plus, davantage de préférence 50 % ou plus et encore plus de préférence, 60 % ou plus). La proportion de bainite trempée est déterminée au vu de l'équilibre avec la martensite que l'on décrira plus loin et il est recommandé de maîtriser correctement la proportion de bainite trempée de manière à obtenir une propriété désirée. (iv) Forme comprenant une bainite trempée et de la ferrite en tant que phase de la matrice Les détails pour chacune des structures (bainite trempée et ferrite) pour la forme sont tels que décrits dans (iii) et (ii) ci-dessus. Ensuite, pour chacune des formes, la martensite sera décrite en tant que seconde phase. En général, bien que la martensite soit une structure efficace pour l'amélioration de la résistance, l'incorporation d'une grande proportion résulte en un problème tel qu'une diminution de l'allongement. En outre, dans le cas où une martensite grossière est présente dans la matrice de ferrite comme dans les tôles d'acier DP existantes, comme la martensite induit une fracture, il résulte un problème tel qu'une diminution de la formabilité de bords par étirement. Cependant, dans le cas où la phase de la matrice présente la structure (i) à (iv) comprenant la structure douce de type paillettes comme on l'a décrit ci-dessus, il est considéré que la martensite se disperse finement entre les paillettes et en conséquence, la formabilité de bords par étirement est améliorée, et en outre, la propriété d'allongement est davantage améliorée. Comme on l'a décrit ci-dessus, la martensite de cette invention, est fine à la différence de la martensite existante. En particulier, elle est observée dans les grains et à la limite des grains de la phase de la matrice par une observation au microscope optique et en particulier, la martensite de seconde phase dans les grains de la phase de la matrice est formée avec une forme allongée entre les structures de type paillettes et en outre, elle peut se distinguer également de la martensite en forme d'îlots existante par l'observation au microscope électronique du type à transmission (TEM). De manière à obtenir efficacement l'effet d'une telle martensite fine, la martensite est incorporée dans chacune des formes décrites ci-dessus à 1 % ou plus (de préférence 3 % ou plus, et davantage de préférence 5 % ou plus) en tant que rapport des surfaces, sur la base de la structure entière. Cependant, comme l'incorporation en grande quantité résulte en une augmentation excessive de la résistance au point de diminuer l'allongement et de dégrader l'équilibre entre la résistance et l'allongement, la limite supérieure est donc définie à 30 % (de préférence 25 %). Plus particulièrement, il est recommandé de maîtriser correctement le rapport préféré des surfaces de la martensite suivant le type de phase de la matrice. Autres Bainite ou austénite conservée (y compris 0 %) La tôle d'acier conforme à cette invention peut uniquement comprendre la phase de la matrice et la seconde phase mais elle peut contenir de la bainite en tant qu'autre type différent de structure à l'intérieur d'une plage telle qu'elle ne dégrade pas l'effet de l'invention. La structure de bainite peut subsister naturellement, par exemple, dans un procédé de fabrication conforme à cette invention que l'on décrira plus loin [par exemple, dans une étape de refroidissement à une vitesse de refroidissement moyenne de 3 C/s ou plus jusqu'au point Ms ou moins dans une "étape de recuit en continu ou étape de galvanisation" en (1) ou (3) décrite ci-dessus, ou une "seconde étape de recuit en continu ou étape de galvanisation" en (2) ou (4), ou bien dans une étape d'alliage après le procédé (1) à (4) décrit ci-dessus]. Il est préféré que moins de structure de bainite soit contenue. En outre, suivant les compositions chimiques des types d'acier utilisés, une austénite restante fine peut quelquefois subsister. Ensuite, les compositions chimiques de base constituant la tôle d'acier conforme à cette invention seront décrites. Toutes les unités pour les compositions chimiques sont fondées sur le pourcentage de masse. C : 0,01 à 0,20 % C est un élément essentiel à la formation de la martensite contribuant à l'amélioration de la résistance, et la résistance de la tôle d'acier de cette invention est principalement déterminée par le rapport des surfaces et la dureté de la martensite. Dans cette invention, après chauffage vers une région à 2 phases (a + y) dans l'étape de traitement thermique finale ["étape de recuit en continu ou étape de galvanisation" en (1) ou (3) décrite ci-dessus, ou "seconde étape de recuit en continu ou étape de galvanisation" en (2) ou (4) décrite cidessus], il est exécuté un refroidissement pour transformer la phase y en martensite. Le rapport des surfaces de la phase y durant le chauffage (c'est-à-dire le rapport des surfaces de la martensite après refroidissement) est largement obtenu, par exemple, grâce à la teneur en C dans l'acier et il est difficile d'assurer la résistance nécessaire lorsque la proportion de C est faible. La région à 2 phases (a + y) est rétrécie, en particulier à 0,01 % ou moins au point de faire diminuer la production. En conséquence, la limite inférieure est définie comme étant de 0,01 % (de préférence 0,02 %). Cependant, lorsque C dépasse 0,20 %, la possibilité de soudage par point se dégrade d'une façon remarquable, de même que l'augmentation du rapport de surfaces de la martensite dans la tôle d'acier dégrade non seulement les possibilités d'usinage mais augmente également le taux d'élasticité. En conséquence la limite supérieure est définie comme étant de 0,20 % (de préférence 0,15 %). Si : 0,5 % ou moins Si est un élément contribuant à l'amélioration de la malléabilité telle que l'allongement en diminuant la proportion de C en solution solide dans la phase a. De manière à obtenir efficacement un tel effet, il est de préférence ajouté à 0,05 % ou plus (davantage de préférence 0,1 % ou plus). Cependant, comme une défaillance de la galvanisation apparaît, par exemple, dans le cas d'une galvanisation au zinc lorsque Si est ajouté en dépassant 0,5 %, la limite supérieure est définie comme étant de 0,5 % (de préférence, 0,3 %). Mn : 0,5 à 3 % Mn est utile en tant qu'élément de renfort de la solution solide et également est un élément nécessaire à la stabilisation de la phase y en réduisant la transformation dans le processus de refroidissement. En outre, il est utile pour former une phase de martensite souhaitée. De manière à obtenir efficacement un tel effet, il est ajouté à 0,5 % ou plus (de préférence 0,7 % ou plus et, davantage de préférence 1 % ou plus). Cependant, comme Mn dégrade la propriété de galvanisation lors d'une galvanisation au zinc lorsqu'il est ajouté en dépassant 3 %, la limite supérieure est définie comme étant de 3 % (de préférence 2,5 % ou moins, et davantage de préférence 2 % ou moins). sol.A1 (Al soluble dans l'acide) : 0,06 % ou moins Al empêche la formation de la cémentite et est utile en tant qu'élément de stabilisation de la phase y en épaississant C. Cependant, du fait que l'addition en grande proportion résulte en la formation d'oxydes ce qui diminue l'allongement ou la formabilité au bordage par étirement, la limite supérieure est définie comme étant de 0,06 % du point de vue décrit ci-dessus. Elle est de préférence de 0,05 % ou moins. Par ailleurs, en ayant en vue d'améliorer la propriété de durcissement à la cuisson, Al est un élément qui doit être maîtrisé de manière à assurer une solution solide efficace N (que l'on décrira plus loin) en vue d'assurer une excellente propriété de durcissement à la cuisson et d'augmenter la résistance à la traction. S'il est présent en grande quantité, il est combiné avec N en solution solide tendant à former des nitrures de Al (AIN) et aucune autre amélioration ne peut être attendue pour la valeur BH et la valeur #TS. En outre, même lorsque N en solution solide peut être suffisamment assuré et que AIN se forme, il est nécessaire que AIN ne dégrade pas les caractéristiques telles que l'allongement ou la formabilité de bords par étirement. Dans ce but, il est recommandé dans cette invention que la limite supérieure pour sol.Al soit de 0,025 %, en particulier en ayant en vue d'améliorer la propriété de durcissement à la cuisson dans cette invention. Bien que la teneur en Al soit de façon souhaitable aussi faible que possible, il est recommandé de définir la teneur à 0,005 % ou plus à un niveau pratique tout en prenant en compte la production ou autres. En tant que procédé de diminution de la proportion de sol.Al dans l'acier, il est utile par exemple, d'exécuter une désoxydation dans le processus de fabrication de l'acier avec Si à la place de Al. P : 0,15 % ou moins (à l'exclusion de 0 %) P est utile en tant qu'élément de renfort de la solution solide et celui-ci constitue un élément pour maîtriser la décomposition de la phase y dans le processus de refroidissement. De manière à obtenir efficacement un tel effet, il est recommandé d'ajouter P à 0,03 % ou plus (davantage de préférence 0,05 % ou plus). Cependant, lorsque P est ajouté en dépassant 0,15 %, la malléabilité se dégrade. Il est de préférence à 0,1 % ou moins. S : 0,02 % ou moins (y compris 0 %) Comme S est un élément de formation des inclusions de type sulfure telles que MnS lors d'un laminage à chaud, lesquelles induisent des craquelures et dégradent la possibilité d'usinage, de même qu'elles diminuent la malléabilité à l'état froid, la limite supérieure est définie comme étant de 0,02 %. Elle est de préférence de 0,015 % ou moins. L'acier conforme à cette invention contient les compositions chimiques décrites ci-dessus en tant que compositions chimiques de base, le reste étant pratiquement du fer et des impuretés. Il est recommandé de maîtriser correctement la proportion de N comme on le décrit ci-dessous, en particulier pour obtenir une propriété BH désirée. N : 0,0050 % ou plus 0,0001 % [N] - (14/27) x [sol.Al] 0,001 % ---- (1) (où [] représente la teneur de chaque élément) Comme on l'a décrit ci-dessus, N en solution solide est utile pour l'amélioration de la propriété de durcissement à la cuisson et la résistance à la traction. En général, des tôles d'acier à double phase habituelles contiennent N en une proportion d'environ 0,003 à 0,004 % et une telle plage est admissible également dans cette invention. Cependant, en ayant en vue d'assurer plus efficacement la proportion désirée de N en solution solide en même temps qu'une réduction de la proportion de Al décrite ci-dessus, il est recommandé d'ajouter N à 0,0050 % ou plus. Elle est de préférence de 0,0060 % ou plus et davantage de préférence, de 0,0070 % ou plus. En outre, la relation (1) décrite ci-dessus définit la proportion de N en solution solide requise pour "assurer la valeur visée de BH (50 MPa ou plus) et la valeur de #TS (30 MPa ou plus) dans cette invention" en ayant en vue de maîtriser efficacement la proportion de N en solution solide en relation avec la proportion de sol.Al en obtenant ainsi une propriété de durcissement à la cuisson désirée et une résistance à la traction, tout en prenant en compte l'équilibre avec la teneur de sol.Al. C'est-à-dire que {[N] - (14/27) x [sol.Al]} représenté par la relation (1) représente une proportion efficace de N contribuant essentiellement à l'amélioration de la caractéristique [la valeur numérique représentée par la relation (1) ci-dessus est quelquefois appelée "proportion de N efficace"]. Lorsque la teneur en N est excessive, comme ceci résulte en des bulles dans les lingots d'acier durant la préparation qui provoquent des craquelures ou une rupture dans l'étape de laminage à chaud, il est recommandé de définir la limite supérieure pour la proportion efficace de N comme étant de 0,001 %. En outre, dans cette invention, les compositions chimiques admissibles suivantes peuvent être ajoutées à l'intérieur d'une plage ne dégradant pas l'effet de l'invention. B : 0,003 % ou moins (à l'exclusion de 0 %) B a pour effet d'améliorer la propriété de durcissement et d'améliorer la résistance en faible proportion. De manière à obtenir efficacement un tel effet, il est recommandé d'ajouter B à 0,0005 % ou plus. Cependant, lorsqu'il est ajouté de façon excessive, comme la limite des grains est rendue cassante au point de provoquer des craquelures par un traitement tel qu'une coulée ou un laminage, la limite supérieure est définie à 0,003 %. Elle est davantage de préférence de 0,002 % ou moins. Cr et/ou Mo 1% ou moins au total (à l'exclusion de 0 %) Comme Cr et Mo sont des éléments efficaces pour améliorer la propriété de durcissement et augmenter la résistance de l'acier, il est recommandé d'ajouter Cr et/ou Mo à 0,1 % ou plus au total. Cependant, comme une addition excessive résulte simplement en un effet saturé et dégrade la malléabilité, il est préféré de réduire Cr et/ou Mo à 1 % ou moins au total. Elle est davantage préférée à 0,8 % ou moins au total. Les éléments décrits peuvent être utilisés seuls ou peuvent être utilisés en combinaison. Ni : 0,5 % ou moins (à l'exclusion de 0 %) et/ou Cu : 0,5 % ou moins (à l'exclusion de 0 %) Les éléments sont efficaces pour atteindre une résistance supérieure tout en maintenant un équilibre résistance-malléabilité favorable et de manière à obtenir efficacement cet effet, il est recommandé d'ajouter Ni . 0,1 % ou plus et/ou Cu : 0,1 % ou plus. Cependant, comme une addition excessive de ces éléments résulte simplement en un effet de saturation et dégrade la productivité en provoquant par exemple des craquelures durant le laminage à chaud, il est préféré les réduire à Ni . 0,5 % ou moins et/ou Cu : 0,5 % ou moins. Ca et/ou REM : 0,003 % ou moins (à l'exclusion de 0 %) Ca et REM (éléments métalliques de terres rares) sont des éléments efficaces pour maîtriser la forme des sulfures dans l'acier pour améliorer la possibilité d'usinage. Les éléments de terres rares de cette invention peuvent comprendre par exemple Sc, Y et des lanthanides. De manière à obtenir efficacement l'effet, il est recommandé de les ajouter à 0,0003 % ou plus (davantage de préférence, 0,0005 % ou plus). Cependant, lorsqu'ils sont ajoutés en dépassant 0,003 %, l'effet décrit ci-dessus est saturé ce qui entraîne une perte économique. Elle est davantage de préférence à 0,0025 % ou moins. Au moins l'un de Ti : 0,1 % ou moins (à l'exclusion de 0 %), Nb : 0,1 % ou moins (à l'exclusion de 0 %) V : 0,1 % ou moins (à l'exclusion de 0 %) Chacun de ces éléments est un élément de formation de nitrure de carbone. Lorsque des nitrures de carbone sont précipités, les grains des cristaux dans la phase a et la phase y deviennent fins lorsqu'ils sont chauffés dans la région (a + y) ce qui contribue à l'amélioration de la résistance. De manière à obtenir efficacement un tel effet, il est recommandé d'ajouter Ti : 0,01 % ou plus (davantage de préférence, 0,02 % ou plus), Nb : 0,01 % ou plus (davantage de préférence, 0,02 % ou plus), V : 0,01 % ou plus (davantage de préférence, 0,02 % ou plus), respectivement. Cependant, lorsque chacun des éléments est ajouté en dépassant 0,1 %, le taux d'élasticité est augmenté par un durcissement à la précipitation. Les proportions sont de façon plus préférée, Ti : 0,08 % ou moins, Nb : 0,08 % ou moins et V : 0,08 % ou moins. Ensuite, le procédé de fabrication de la tôle d'acier conforme à cette invention sera décrit pour chacune des formes. A : Tôle d'acier dont la phase de la matrice est de la martensite trempée ou de la bainite trempée Le procédé de fabrication caractéristique de la tôle d'acier décrite ci-dessus comprend le procédé suivant (1) ou (2). Chacun des procédés sera décrit en détail. (1) [Etape de laminage à chaud] - [Etape de recuit en continu ou étape de galvanisation] Il s'agit d'un procédé de fabrication d'une tôle d'acier désirée au moyen (i) d'une étape de laminage à chaud et (ii) d'une étape de recuit en continu ou d'une étape de galvanisation. Pour le procédé, la figure 1 est une vue explicative pour (i) l'étape de laminage à chaud (dans le cas où la phase de la matrice est de la martensite trempée), la figure 2 est une vue explicative (dans le cas où la phase de la matrice est de la bainite trempée) et la figure 3 est ùne vue explicative pour (ii) l'étape de recuit en continu ou l'étape de galvanisation, respectivement. (i) Etape de laminage à chaud : L'étape de laminage à chaud comprend une étape consistant à terminer le laminage de finition à une température de (A[gamma]3 - 50) C ou plus, et une étape de refroidissement à une vitesse de refroidissement moyenne de 20 C/s ou plus en descendant jusqu'au point Ms ou moins (dans le cas où la phase de la matrice est de la martensite trempée), ou au point Ms ou plus et au point Bs ou moins (dans le cas où la phase de la matrice est de la bainite trempée), suivi d'un enroulage. Les conditions de laminage à chaud sont établies de façon à obtenir une phase désirée de la matrice (martensite trempée ou bainite trempée). Tout d'abord, dans un cas quelconque d'obtention de la matrice, il est recommandé d'établir la température de finition de laminage à chaud (FDT) à (Ay3 - 50) C ou plus, de préférence le point Ay3 ou plus. Ceci est destiné à obtenir une martensite trempée ou une bainite trempée désirées en même temps qu'un "refroidissement au point Ms ou moins" ou un "refroidissement au point Ms ou plus et au point Bs ou moins" mis successivement en pratique. Un refroidissement est appliqué après la finition du laminage à chaud et il est recommandé d'exécuter un refroidissement dans la condition de refroidissement (CR) à une vitesse de refroidissement moyenne de 20 C/s ou plus (de préférence 30 C/s ou plus) en descendant jusqu'au point Mn ou moins tout en évitant une transformation ferritique ou une transformation perlitique. Ainsi, la martensite trempée ou la bainite trempée désirées peuvent être obtenues sans former de ferrite polygonale ou autre. La vitesse de refroidissement moyenne après le laminage à chaud a également un effet sur la forme de martensite finale. Une vitesse de refroidissement moyenne plus élevée est plus efficace du fait que la structure de type paillettes devient plus fine et la seconde structure de phase devient également fine. Il n'y a pas de restriction particulière à la limite supérieure de la vitesse de refroidissement moyenne et un niveau supérieur est plus préféré, mais il est recommandé de maîtriser correctement celle-ci au vu du niveau de mise en oeuvre pratique. En outre, dans le cas de l'obtention de la martensite trempée, il est nécessaire que la température de refroidissement (CT) soit au point Ms ou moins [formule de calcul : Ms = 561 - 474 x [C] - 33 x [Mn] - 17 % x [Ni] - 17 x [Cr] - 21 x [Mo], où [] représente le pourcentage de masse pour chacun des éléments]. Ceci est dû au fait qu'aucune martensite trempée désirée ne peut être obtenue et que de la bainite et autres se forment lorsque CT dépasse le point Ms. Par ailleurs, dans le cas de l'obtention de la bainite trempée, il est nécessaire de définir la température d'enroulage [CT] qui est : point Ms ou plus et point Bs ou moins [formule de calcul : Ms est identique à la formule décrite ci-dessus, Bs = 830 - 270 x [C] - 90 x [Mn] - 37 x [Ni] - 70 x [Cr] - 80 x [Mo], où [] représente le pourcentage de masse pour chacun des éléments]. Ceci est dû au fait qu'aucune bainite trempée désirée ne peut être obtenue lorsque CT dépasse le point Bs et, par ailleurs, de la martensite trempée se forme lorsqu'elle est inférieure au point Ms. Dans l'étape de laminage à chaud, il est recommandé de maîtriser correctement chacune des étapes décrites cidessus de manière à obtenir de la martensite trempée et de la bainite trempée désirées. Dans d'autres étapes, le chauffage ou autres peut être sélectionné correctement pour les conditions utilisées en pratique (par exemple environ 1 000 à 1 300 C). (ii) Etape de recuit en continu ou de galvanisation Après le laminage à chaud (i) décrit ci-dessus, un recuit en continu ou une galvanisation est appliqué. Cependant, dans le cas où la forme après le laminage à chaud est médiocre, le laminage à froid peut être appliqué en ayant pour but de modifier la forme après avoir exécuté le laminage à chaud (i) et avant d'exécuter le recuit en continu ou la galvanisation (ii). Il est recommandé de définir le taux de laminage à froid comme étant de 1 à 50 %, car la charge du laminage augmente en rendant le laminage à froid difficile lorsqu'un laminage à froid est appliqué à un taux dépassant 50 %. En particulier, dans le cas où la phase de la matrice est de la martensite trempée, il est préférable de définir le taux de laminage à froid comme étant de 1 à 30 %. Le recuit en continu ou la galvanisation inclut une étape de chauffage à une température au point A1 ou plus et au point A3 ou moins, et une étape de refroidissement à une vitesse de refroidissement moyenne de 3 C/s ou plus en descendant jusqu'à une température du point Ms ou moins [figure 3(a)] et optionnellement, une étape d'application supplémentaire d'un survieillissement à une température de 100 à 600 C [figure 3 (c)]. conditions décrites ci-dessus sont établies pour le trempage de la phase de la matrice formée par l'étape de laminage à chaud (martensite trempée ou bainite trempée) afin d'obtenir la martensite trempée ou la bainite trempée désirées et également former la seconde phase (martensite). Tout d'abord, par immersion à une température du point Ai ou plus et du point A3 ou moins, une structure désirée (martensite trempée + martensite/bainite trempée + martensite) est formée (recuit dans la région de phase double). Lorsque la température décrite cidessus est dépassée, toute la structure se transforme en la phase y, alors que toute la structure est transformée en martensite trempée/bainite trempée lorsque la température est inférieure au niveau décrit ci-dessus en ne réussissant pas à obtenir une martensite de seconde phase désirée. Il est recommandé que le temps de rétention pendant le chauffage soit défini comme étant de 10 à 600 s durant l'immersion. Lorsqu'il est inférieur à 10 s, le trempage est insuffisant en ne réussissant pas à obtenir une phase désirée de la matrice (martensite trempée ou bainite trempée). Il est de préférence de 20 s ou plus et davantage de préférence de 30 s ou plus. Lorsqu'il dépasse 600 s, la structure de type paillettes en tant que caractéristique de la martensite trempée ou de la bainite trempée ne peut plus être conservée au point de dégrader les caractéristiques mécaniques. Il est de préférence de 500 s ou moins et davantage de préférence de 400 s ou moins. Ensuite, la vitesse de refroidissement moyenne (CR) de la figure 3 est régulée à 3 C/s ou plus (de préférence 5 C/s ou plus) et le refroidissement est conduit à une température du point Ms ou moins tout en évitant une transformation perlitique. Ainsi, de la martensite fine peut être obtenue en un court intervalle de temps. Dans ce cas, lorsque la vitesse de refroidissement moyenne est inférieure à la plage décrite ci-dessus, aucune structure désirée ne peut être obtenue, mais de la perlite ou autre se forme. Il n'y a pas de restriction particulière à la limite supérieure et une vitesse supérieure est davantage préférée. Cependant, il est recommandé de maîtriser correctement la limite supérieure au vu du niveau de mise en oeuvre pratique. En outre, dans l'étape décrite ci-dessus, une structure de bainite peut être formée en supplément, en plus de la phase désirée de la matrice (martensite trempée ou bainite trempée) et de la martensite, à l'intérieur d'une plage ne dégradant pas l'effet de l'invention. Une galvanisation et, en outre, un traitement d'alliage peuvent également être appliqués sans décomposer de façon remarquable la structure désirée à l'intérieur d'une plage qui ne dégrade pas l'effet de l'invention. En particulier, la chaîne de galvanisation en continu pour une tôle d'acier galvanisée fondue ou une tôle d'acier galvanisée fondue alliée peut comprendre une étape de retenue à une température de 400 à 500 C pendant une période de quelques secondes à plusieurs dizaines de secondes en ayant pour but un traitement de galvanisation après l'étape de refroidissement [figure 3 (b)]. La "vitesse de refroidissement moyenne (CR)" dans le cas de l'inclusion de l'étape de rétention (b) n'inclut pas le temps de rétention. En outre, après refroidissement jusqu'à la température du point Ms ou moins, un survieillissement peut optionnellement être appliqué à une température de 100 à 600 C. Ceci est dû au fait que le niveau de TS peut être commandé par le traitement de survieillissement décrit ci-dessus. A une température inférieure à 100 C, TS ne peut pas être commandé et aucun effet de trempe désiré ne peut être obtenu. Elle est davantage de préférence de 200 C ou plus. Cependant, lorsqu'elle dépasse 600 C, il en résulte un problème tel que la précipitation d'une cémentite qui diminue TS. Elle est davantage de 500 C ou moins. En outre, il est recommandé de maîtriser correctement le temps de traitement suivant le niveau TS demandé ou autre et il est généralement préféré de le commander de 10 à 200 s (davantage de préférence, 30 s ou plus et 150 s ou moins). (2) [Etape de laminage à chaud] # [Etape de laminage à froid] # [Première étape de recuit en continu] # [Seconde étape de recuit en continu ou étape de galvanisation] Le procédé (2) décrit ci-dessus est un procédé de fabrication de la tôle d'acier désirée au moyen de l'étape de laminage à chaud, de l'étape de laminage à froid, de la première étape de recuit en continu, de la seconde étape de recuit en continu ou de l'étape de galvanisation. Des vues explicatives de la première étape de recuit en continu caractérisant le procédé décrit cidessus sont indiquées sur la figure 4 (dans le cas où la phase de la matrice est de la martensite trempée) et la figure 5 (dans le cas où la phase de la matrice est de la bainite trempée). Tout d'abord, l'étape de laminage à chaud et l'étape de laminage à froid sont appliquées. Les étapes ne sont pas particulièrement limitées et les conditions habituellement mises en pratique peuvent être choisies correctement et adoptées. Ceci est dû au fait que la structure désirée n'est pas assurée par les étapes du procédé décrit ci-dessus, mais que le procédé a pour caractéristique de maîtriser la première étape de recuit en continu, et la seconde étape de recuit en continu ou l'étape de galvanisation à mettre ensuite en pratique pour obtenir une structure désirée. En particulier, pour l'étape de laminage à chaud, il est possible d'adopter des conditions telles qu'un refroidissement à une vitesse de refroidissement moyenne d'environ 30 C/s et un enroulage de la tôle à une température d'environ 500 à 600 C après achèvement du laminage à chaud à Ay3 ou plus. En outre, il est recommandé pour l'étape de laminage à froid d'appliquer un laminage à froid à un taux de laminage à froid d'environ 30 à 70 %. Ils ne sont en aucune manière restrictifs. Ensuite, (iii) une première étape de recuit en continu et (iv) une seconde étape de recuit en continu ou une étape de galvanisation caractérisant le procédé (2) ci-dessus seront expliquées ci-dessous. (iii) Première étape de recuit en continu (étape de recuit en continu initiale) L'étape décrite ci-dessus comprend une étape consistant à chauffer et à conserver la température au point A3 ou plus, et une étape de refroidissement à une vitesse de refroidissement moyenne de 20 C/s ou plus en descendant jusqu'à une température du point Ms ou moins, ou bien le point Ms ou plus et le point Bs ou moins. Les conditions sont réglées de façon à obtenir une phase désirée de la matrice (martensite trempée ou bainite trempée). Tout d'abord, après une immersion à une température au point A3 ou plus (Tl sur la figure 4 et la figure 5) (de préférence 1 300 C ou moins), une martensite trempée ou une bainite trempée désirées est obtenue en commandant la vitesse de refroidissement moyenne (CR sur la figure 4 et la figure 5) à 20 C/s ou plus (de préférence, 30 C/s ou plus), et en refroidissant jusqu'à la température du point Ms ou moins (T2 sur la figure 4) ou jusqu'à la température du point Ms ou plus et du point Bs ou moins (T2 sur la figure 5) tout en évitant une transformation ferritique ou une transformation perlitique. Dans ce cas, lorsque la vitesse de refroidissement moyenne (CR) est inférieure à la plage décrite ci-dessus, de la ferrite ou de la perlite se forme en empêchant d'obtenir une structure désirée. Il n'y a pas de restriction particulière à la limite supérieure et une vitesse supérieure est davantage préférée, mais il est recommandé de maîtriser correctement la vitesse au vu du niveau de mise en oeuvre pratique. (iv) Seconde étape de recuit en continu (étape de recuit en continu suivante) ou étape de galvanisation L'étape décrite ci-dessus comprend une étape consistant à chauffer jusqu'à une température du point Ai ou plus et du point A3 ou moins, une étape consistant à refroidir à une vitesse de refroidissement moyenne de 3 C/s ou plus jusqu'à une température du point Ms ou moins, et une étape consistant à appliquer en outre, optionnellement, un traitement de survieillissement à une température de 100 à 600 C. L'étape est identique à l'étape de recuit en continu (ii) ou à l'étape de galvanisation dans le procédé (1) décrit ci-dessus, et elle est établie pour le trempage de la phase de la matrice formée dans la première étape de recuit en continu (iii) (martensite trempée ou bainite trempée) pour obtenir une martensite trempée ou une bainite trempée désirées, de même que pour former une seconde phase (martensite). B : Tôle d'acier dans laquelle la phase de la matrice est une structure mixte de (martensite trempée et ferrite) ou (bainite trempée et ferrite), et la seconde phase est de la martensite Le procédé de fabrication caractéristique pour la plaque d'acier décrite ci-dessus peut comprendre le procédé suivant (3) ou (4). (3) [Etape de laminage à chaud] # [Etape de recuit en continu ou étape de galvanisation] Il s'agit d'un procédé de fabrication d'une tôle d'acier désirée au moyen (i) d'une étape de laminage à chaud et (ii) d'une étape de recuit en continu ou d'une étape de galvanisation. Des vues explicatives pour l'étape de laminage à chaud (i) sont telles qu'indiquées sur la figure 1 (un cas où la phase de la matrice est de la martensite trempée + de la ferrite) et sur la figure 2 (un cas où la phase de la matrice est de la bainite trempée + de la ferrite) respectivement. La vue explicative pour l'étape de recuit en continu ou de galvanisation (ii) est telle qu'indiquée sur la figure 3 décrite ci-dessus. (i) Etape de laminage à chaud L'étape de laminage à chaud comprend une étape consistant à terminer le laminage de finition à une température de (A[gamma]3 - 50) C ou plus, et une étape de refroidissement à une vitesse de refroidissement moyenne de 10 C/s ou plus en descendant jusqu'au point Ms ou moins (dans le cas où la phase de la matrice est de la martensite trempée + de la ferrite), ou bien au point Ms ou plus et au point Bs ou moins (dans le cas où la phase de la matrice est de la bainite trempée + de la ferrite), suivie d'un enroulage. Les conditions de laminage à chaud sont réglées pour obtenir une phase désirée de la matrice (structure mixte de martensite trempée + ferrite ou de bainite trempée + ferrite) et les détails de celles-ci sont tels que décrits dans l'étape de laminage à chaud (i) du procédé (1) décrit ci-dessus. Après la fin du laminage à chaud, un refroidissement est exécuté. Dans cette invention, une structure mixte désirée peut être obtenue en formant partiellement de la ferrite durant le refroidissement en une phase double a + y en commandant la vitesse de refroidissement (CR) et en outre, par un refroidissement à une température au point Ms ou moins ou au point Ms ou plus et au point Bs ou moins. Dans ce cas, le procédé suivant (a), de préférence le procédé (b) peuvent être mentionnés pour les conditions de refroidissement décrites ci-dessus. (a) Refroidissement en une étape : C'est-à-dire que le refroidissement est exécuté à une vitesse de refroidissement moyenne de 10 C/s ou plus (de préférence 20 C/s ou plus) en descendant jusqu'à une température du point Ms ou moins, ou du point Ms ou plus et du point Bs ou moins, tout en évitant une transformation perlitique. Dans ce cas, une structure mixte désirée (martensite trempée + ferrite ou bainite trempée + ferrite) peut être obtenue en régulant correctement la vitesse de refroidissement moyenne. Dans cette invention, il est recommandé de commander la ferrite à 5 % ou plus et à moins de 30 %. Dans ce cas, la vitesse de refroidissement moyenne est de préférence commandée à 30 C/s ou plus. En outre, la vitesse de refroidissement moyenne après le laminage à chaud a un effet non seulement sur la formation de la ferrite mais également sur le rapport des surfaces de la structure formée (martensite trempée/bainite trempée + ferrite) et une structure de type paillettes est formée lorsque la vitesse de refroidissement moyenne est élevée (de préférence 50 C/s ou plus). Il n'y a pas de restriction particulière à la limite supérieure de la vitesse de refroidissement moyenne et une vitesse supérieure est préférée. Cependant, il est préféré commander la vitesse de refroidissement en fonction du niveau de mise en oeuvre pratique. En outre, de manière à former la structure mixte désirée plus efficacement durant le refroidissement, il est recommandé d'inclure (b) un refroidissement en deux stades : c'est-à-dire une étape de refroidissement $# à une vitesse de refroidissement moyenne (CRI) de 30 C/s ou plus en descendant jusqu'à une région de température à l'intérieur d'une plage de 700 100 C (de préférence, 700 50 C), # une étape consistant à exécuter un refroidissement à l'air dans la région de température pendant 1 à 30 s, et # une étape de refroidissement à une vitesse de refroidissement moyenne (CR2) de 30 C/s ou plus en descendant jusqu'à une température du point Ms ou moins, ou bien du point Ms ou plus et du point Bs ou moins après un refroidissement à l'air, suivi d'un enroulage. Le refroidissement par étape décrit ci-dessus peut former de la ferrite polygonale à une faible densité de dislocations d'une manière plus fiable. Dans ce cas, à la fois dans la région de température # et de température # décrite ci-dessus, il est recommandé d'exécuter un refroidissement à une vitesse de refroidissement moyenne de 30 C/s ou plus, de préférence, 40 C/s ou plus. Il n'y a pas de restriction particulière à la limite supérieure de la vitesse de refroidissement moyenne et une vitesse plus élevée est préférée. Cependant, il est recommandé de maîtriser correctement la vitesse en fonction du niveau de mise en oeuvre pratique. En outre, dans la région de température # décrite ci-dessus, un refroidissement à l'air est de préférence exécuté pendant 1 s ou plus, de préférence 3 s ou plus, grâce à quoi une proportion prédéterminée de ferrite peut être obtenue efficacement. Cependant, lorsque le temps de refroidissement à l'air dépasse 30 s, de la ferrite se forme dans une quantité dépassant une plage préférée empêchant d'obtenir une résistance désirée et en plus, la formabilité de bords par étirement se dégrade. Elle est de préférence de 20 s ou moins. La température de refroidissement (CT) est telle que décrite dans (l)-(i). En outre, dans l'étape de laminage à chaud, il est recommandé de maîtriser correctement chacune des étapes décrites ci-dessus de manière à obtenir la phase désirée de la matrice, les conditions mises en pratique habituellement (par exemple environ 1 000 à 1 300 C) peuvent être choisies de façon appropriée pour d'autres conditions des étapes, par exemple la température de chauffage. (ii) Etape de recuit en continu ou de galvanisation Après le laminage à chaud (i) décrit ci-dessus, un recuit en continu ou une galvanisation est appliqué. Cependant, dans le cas où la forme après le laminage à chaud est médiocre, un laminage à froid peut être appliqué en ayant pour but de corriger la forme après l'exécution du laminage à chaud (i) et avant d'exécuter un recuit en continu ou une galvanisation (ii). Il est recommandé de définir le taux de laminage à froid de 1 à 30 %, car la charge du laminage augmente en rendant le laminage à froid difficile lorsque le laminage à froid est appliqué à un taux dépassant 30 %. Le recuit en continu ou la galvanisation comprend une étape consistant à chauffer à une température au point Ai ou plus et au point A3 ou moins, et une étape consistant à refroidir à une vitesse de refroidissement moyenne de 3 C/s ou plus en descendant jusqu'à la température du point Ms ou moins, optionnellement, une étape consistant à appliquer en outre un survieillissement à une température de 100 à 600 C. Les conditions décrites ci-dessus sont établies pour la trempe de la phase de la matrice formée dans l'étape de laminage à chaud afin de former un mélange désiré (martensite trempée + ferrite, ou bainite trempée + ferrite) de même que pour former la seconde phase (martensite), et les détails sont tels que décrits dans l'étape de recuit en continu ou de galvanisation (ii) dans le procédé (1) décrit ci-dessus. (4) [Etape de laminage à chaud] - [Etape de laminage à froid] [Première étape de recuit en continu] # [Seconde étape de recuit en continu ou étape de galvanisation] Le procédé (4) est un procédé de fabrication d'une tôle d'acier désirée au moyen de l'étape de laminage à chaud, de l'étape de laminage à froid, de la première étape de recuit en continu, et de la seconde étape de recuit en continu ou de l'étape de galvanisation. Parmi celles-ci, la vue explicative pour la première étape de recuit en continu caractérisant le procédé (4) ci-dessus est représentée sur la figure 6 dans un cas où la phase de la matrice est de la martensite trempée + de la ferrite et sur la figure 7 dans le cas où la phase de la matrice est de la bainite trempée + de la ferrite, respectivement. Tout d'abord, l'étape de laminage à chaud et l'étape de laminage à froid sont appliquées. Il n'y a pas de restriction particulière sur l'étape et les conditions adoptées habituellement sont sélectionnées de façon appropriée et utilisées, et les détails de celles-ci sont tels que décrits dans le procédé (2) ci-dessus. Ensuite, la première étape de recuit en continu (iii) et la seconde étape de recuit en continu ou étape de galvanisation (iv) caractérisant le procédé (4) décrit ci-dessus seront décrites. (iii) Première étape de recuit en continu (étape de recuit en continu initiale) L'étape décrite ci-dessus comprend une étape consistant à chauffer et à maintenir à une température du point A1 ou plus et du point A3 ou moins, et une étape de refroidissement à une vitesse de refroidissement moyenne de 10 C/s ou plus en descendant jusqu'à une température du point Ms ou moins (dans le cas où la phase de la matrice est de la martensite trempée + de la ferrite) ou du pont Ms ou plus et du point Bs pu moins (dans le cas où la phase de la matrice est de la bainite trempée + de la ferrite). Les conditions sont réglées pour obtenir une phase désirée de la matrice. Tout d'abord, elle est immergée jusqu'à une température au point A1 ou plus et au point A3 ou moins (Tl sur la figure 6 et la figure 7) (de préférence 1 300 C ou moins). Une (martensite a + trempée) ou une (bainite a + trempée) désirée est obtenue en formant partiellement de la ferrite en double phase [ferrite (a) + y] et en refroidissant jusqu'à une température du point Ms ou moins, ou bien du point Ms ou plus et du point Bs ou moins, durant l'immersion dans le cas d'une immersion à une température A1 - A3 ou durant un refroidissement dans le cas d'une immersion à une température au point A3 ou plus. Après l'immersion, lorsque le refroidissement est exécuté à la vitesse de refroidissement moyenne (CR) commandée à 10 C/s ou plus (de préférence 20 C/s ou plus) pour descendre à une température du point Ms ou moins (T2 sur la figure 6) ou du point Ms ou plus et du point Bs ou moins (T2 sur la figure 7), une structure mixte désirée (martensite trempée + ferrite ou bainite trempée + ferrite) est obtenue tout en évitant une transformation perlitique. Dans cette invention, il est recommandé de commander la ferrite à 5 % ou plus et à moins de 30 %. Dans ce cas, il est préféré commander la vitesse de refroidissement moyenne à 30 C/s ou plus. En outre, la vitesse de refroidissement moyenne a des effets non seulement sur la formation de la ferrite mais également sur la forme de la martensite finale, et la structure de type paillettes est diminuée lorsque la vitesse de refroidissement moyenne est supérieure (de préférence 50 C/s ou plus). Il n'y a pas de restriction particulière à la limite supérieure de la vitesse de refroidissement moyenne et une vitesse supérieure est préférée. Cependant, il est recommandé de maîtriser correctement la vitesse en relation avec le niveau de fonctionnement pratique. (iv) Seconde étape de recuit en continu (étape de recuit en continu suivante) ou étape de galvanisation L'étape décrite ci-dessus comprend une étape consistant à chauffer à une température du point A1 ou plus et du point A3 ou moins, et une étape de refroidissement à une vitesse de refroidissement moyenne de 3 C/s ou plus en descendant jusqu'à une température du point Ms ou moins, et optionnellement une étape consistant à appliquer en outre un traitement de survieillissement à une température de 100 à 600 C. L'étape est identique à la seconde étape de recuit en continu ou l'étape de galvanisation (iv) dans le procédé (ii) décrit ci-dessus et est établie pour un trempage de la phase mixte de la matrice formée dans la première étape de recuit en continu (iii) pour obtenir une structure mixte désirée, de même que pour former la seconde phase (martensite). Cette invention sera décrite particulièrement en faisant référence à des exemples. Cependant, cette invention n'est pas limitée par les exemples suivants et la totalité des modifications dans une plage ne s'écartant pas de l'idée décrite ci-dessus et qui sera décrite plus loin sont englobées dans la portée technique de l'invention. Exemple 1 : Compositions chimiques et conditions de fabrication (phase de la matrice d'une structure mixte comprenant de la bainite trempée + de la ferrite) Dans cet exemple, des spécimens de test de compositions décrits dans le tableau 1 (Nos 1 à 9 dans le tableau 1 : l'unité dans le tableau est un pourcentage en masse) sont préparés par fusion sous vide dans des brames expérimentales et, après obtention des tôles d'acier laminées à chaud de 3,2 mm d'épaisseur conformément au procédé de fabrication (4) décrit ci-dessus (premier recuit en continu second recuit en continu), des écailles sont retirées en surface par piquage et les tôles sont laminées à froid jusqu' à 1,2 mm (Nos 1 à 9 dans le tableau 2). Les conditions de fabrication sont telles que cidessous. Tout d'abord, après chauffage et maintien en température de chaque tôle d'acier à une température du point Ai ou plus et du point A3 ou moins (850 C) pendant 60 s, elles sont refroidies à une vitesse de refroidissement moyenne de 30 C/s jusqu'à une température du point Ms ou plus et du point Bs ou moins (400 C) (premier traitement de recuit en continu). Ensuite, la tôle est maintenue à une température au point Ai ou plus et au point A3 ou moins (800 C) pendant 60 s, puis refroidie à une vitesse de refroidissement moyenne de 5 C/s jusqu'à 700 C et en outre refroidie à une vitesse de refroidissement moyenne de 30 C/s jusqu'à température ambiante (second traitement de recuit en continu) pour obtenir des tôles d'acier des Nos 1 à 9 dans le tableau 2. Parmi celles-ci, le spécimen N 3 dans le tableau 2 a été refroidi jusqu'à température ambiante à une vitesse de refroidissement moyenne de 30 C/s et ensuite a reçu un traitement de survieillissement à 350 C pendant 3 min en ayant pour but de maîtriser la résistance, de manière à confirmer l'effet par le survieillissement. A titre de comparaison, des aciers des spécimens de test Nos 2 à 9 dans le tableau 1 n'ont reçu que le second traitement de recuit en continu tout en économisant le premier traitement de recuit en continu décrit ci-dessus pour obtenir des tôles d'acier Nos 10 à 17 dans le tableau 2. Parmi celles-ci, le spécimen N 11 dans le tableau 2 a été refroidi jusqu'à température ambiante à une vitesse de refroidissement moyenne de 30 C/s et a ensuite reçu un traitement de survieillissement à 350 C pendant 3 min en ayant pour but de maîtriser la résistance, de manière à confirmer l'effet du survieillissement. Pour chacune des tôles d'acier ainsi obtenues, la résistance à la traction (TS), l'allongement [allongement total (El)], la résistance à l'allongement (YP), le'taux d'élasticité (YR) et la formabilité de bords par étirement (taux de dilatation des trous : #) sont mesurés, respectivement, comme ci-dessous. Tout d'abord, pour le test de traction, le spécimen de test N 5 de la norme JIS est utilisé, et la résistance à la traction (TS), l'allongement (El) et la résistance à l'allongement (YP) sont mesurés. Le taux d'élasticité (YR) est calculé sous la forme [YP/TS] x 100 (%). En outre, pour le test de formabilité de bords par étirement, un spécimen de test en forme de disque de 100 mm de diamètre et de 2,0 mm d'épaisseur est utilisé. En particulier, après poinçonnement d'un trou de 10 mm de diamètre, une dilatation du trou est appliquée sur des bavures par un poinçon conique à 60 pour mesurer le taux de dilatation du trou (#) à la pénétration d'une fissure (normes fédérales du fer et de l'acier JFST 1001). En outre, la tôle d'acier reçoit une corrosion LePera et la microstructure à 1/4 t le long de la section transversale dans la direction du laminage à froid (section transversale dans la direction L) est observée au microscope optique (x 1000). Le rapport des surfaces pour chacune des microstructures est évalué par une analyse d'image de la photographie pour la structure soumise à une corrosion de LePera comme décrit ci-dessus. En outre, la valeur BH et la valeur ATS sont mesurées pour la tôle d'acier par les procédés suivants. Tout d'abord, pour la valeur BH, un spécimen de test de traction (habituellement le spécimen de test N 5 de la norme JIS) est amené à une déformation nominale de 2 % pour mesurer la contrainte de déformation #1 et après avoir enlevé la charge et maintenu le spécimen de test à 170 C pendant 20 min, il reçoit à nouveau le test de traction pour mesurer la contrainte d'allongement supérieure #2 (contrainte correspondant à une résistance de 0,2 % dans le cas où le point d'allongement n'est pas observé). Ensuite, la différence entre #1 et #2 est définie comme étant la valeur BH. En outre, pour la valeur ATS, un spécimen de test de traction (habituellement le spécimen de test N 5 de la norme JIS) reçoit une déformation en traction de 10 % nominale, et après avoir retiré la charge et maintenu le spécimen de test à 170 C pendant 20 min, il reçoit à nouveau le test de traction pour mesurer la contrainte maximum T2 (lorsque le point d'allongement supérieur existe, la contrainte maximum à l'exception de la contrainte d'allongement supérieure est mesurée). La différence entre T2 et la contrainte maximum Tl lors de l'application d'un test en traction jusqu'à la rupture sans traitement thermique (T2 - Tl) est définie comme la valeur #TS. Les résultats sont indiqués dans le tableau 2. Tableau 1 : TB + PF + faible C N C Si Mn P S Cr Mo sol.Al N Autres 1 0, 003 0,4 2,1 0, 02 0, 005 0,4 0,032 0, 0034 2 0,04 0,1 1,6 0,01 0,005 0,5- 0,045 0,0042 3 0,11 0,1 2,2 0,02 0,006- - 0,037 0,0045 4 0,06 0,1 1,6 0,01 0,004 - 0,3 0,028 0,0033 5 0,05 0,1 1,5 0,02 0,004 0,5- 0,029 0,0029 Ni:0,30, Cu :0,30 6 0,06 0,2 1,5 0,01 0,005 0,6- 0,035 0,0031 Ti:0,03 7 0,06 0,2 1,5 0,01 0,006 0,6 - 0,047 0,0023 REM:0,02 8 0,05 0,4 0,8 0,02 0,006- 0,5 0,055 0,0046 B:0,008 9 0,05 0,1 1,4 0,02 0,006 0,5- 0,033 0,0054 Tableau 2 N Types Martensite Ferrite Trempé B Autres TS EI # YP YR TSxEl TS## BH ATS d'acier (%) (%) (%) (%) (MPa) (%) (%) (MPa) (%) (MPa) (MPa) 1 1 0 30 BF:70 483 32 121 303 63 15456 58443 21 2 2 2 11 54 35 - 498 36 115 271 54 17928 57270 56 27 3 3 25 27 48- 648 28 83 367 57 18144 53784 65 25 4 4 16 15 69- 594 28 99 288 48 16632 58806 69 15 5 5 12 48 40- 641 30 111 329 51 19230 71151 73 20 6 6 15 42 43- 590 30 97 301 51 17700 57230 65 21 7 7 15 46 39- 503 34 105 278 55 17102 52815 54 26 8 8 12 53 35- 628 25 104 312 50 15700 65312 50 19 9 9 12 44 44 - 527 35 100 278 53 18445 52700 65 22 10 2 12 88 - - 492 35 36 261 53 17220 17712 37 17 11 3 29 71- - 622 26 25 322 52 16172 15550 44 15 12 4 14 86 - - 603 28 24 291 48 16884 14472 35 5 13 5 11 89 - - 637 28 25 332 52 17836 15925 35 10 14 6 17 83- - 591 29 23 290 49 17139 13593 37 11 15 7 16 84 - - 509 34 33 263 52 17306 16797 33 16 16 8 12 88- - 623 26 19 317 51 16198 11837 42 9 17 9 11 89 - 521 34 35 291 56 17714 18235 35 12 Nota : BF = Ferrite bainitique D'après le résultat décrit ci-dessus, on peut considérer ce qui suit (toute indication "N " signifie ici "expérimentation N " dans le tableau 2). Tout d'abord, les Nos 2 à 9 sont des exemples de préparation d'une phase de matrice trempée prédéterminée (structure mixte de bainite trempée + ferrite) par un procédé défini dans cette invention. On peut voir qu'ils sont excellents au point de vue formabilité de bords par étirement par comparaison avec d'autres tôles d'acier (Nos 1, 10 à 17) ne comportant pas de bainite trempée, de même que la valeur BH et la valeur #TS sont augmentées jusqu'à environ 20 à 30 MPa et environ 10 MPa, respectivement, ce qui donne de bonnes caractéristiques. Au contraire, les exemples suivants ne satisfaisant aucune des conditions définies dans cette invention présentent les inconvénients suivants, respectivement. Tout d'abord, le N l est un exemple d'une proportion insuffisante de C dans laquelle aucune bainite trempée ni martensite désirées n'ont pu être obtenues. Dans cette tôle d'acier, une tôle d'acier à double phase de ferrite bainitique et de ferrite est obtenue et l'équilibre résistance-allongement (TS x EI) est légèrement dégradé. Les Nos 10 à 17 sont des exemples dans lesquels des tôles d'acier DP existantes de ferrite et de martensite sont obtenues du fait que le premier traitement de recuit en continu n'est pas appliqué, et elles se dégradent au point de vue formabilité de bords par étirement et sont médiocres pour l'équilibre résistance-bordage par élongation (TS x #). En outre, à la fois la valeur BH et la valeur #TS sont faibles. A titre de référence, la figure 8 et la figure 9 représentent des photographies au microscope optique (grossissement : x 1000) pour des tôles d'acier innovantes (N 3) et une tôle d'acier comparative (N 11), respectivement. On peut voir d'après les photographies que la tôle d'acier innovante (figure 8) comprend de la bainite trempée et de la ferrite présentant une structure de type paillettes distincte en tant que phase de la matrice dans laquelle une fine martensite est dispersée dans la bainite trempée, alors qu'une telle structure n'est pas obtenue dans la tôle d'acier comparative (figure 9). Exemple 2 : Conditions de fabrication Dans cet exemple, des tôles d'acier présentant diverses structures représentées sous les Nos 1 à 9 dans le tableau 3 sont obtenues en utilisant la brame expérimentale N 2 du tableau 1 et en exécutant une fabrication sous les diverses conditions de fabrication représentées dans le tableau 3. L'épaisseur de la tôle est de 1,2 mm pour toutes les tôles à l'exception de la tôle d'acier laminée à chaud N 9 (2,0 mm) dans le tableau 3. Ensuite, les structures et diverses caractéristiques des tôles d'acier sont examinées de la même manière que dans l'exemple 1. Les résultats sont indiqués dans le tableau 4. Tableau 3 Laminage à chaud Laminage à froid Recuit en continu Recuit en continu ou galvanisation N SRT FDT CR CT Taux de laminage Tl CR T2 T3 t3 CR T4 t4 Zn#GA Types Structure C C C/s C à froid C C/s C C s C/s C s C d'acier désirée % Laminage à chaud laminage à froid 1 1150 850 40 550 50 900 20 200 800 60 10 460 10 550 GA TM100 % Premier recuit en continu 2 1150 850 40 550 50 850 20 200 800 60 10 460 10 550 GA TM60 %+F40 % premier recuit en continu # 3 1150 850 40 550 50 900 20 400 800 60 10 460 10 550 GA TB100 % Second recuit en continu 4 1150 850 40 550 50 850 20 400 800 60 10 460 10 550 GA TB60 %+F40 % 5 1150 850 40 550 50 850 20 400 800 60 10 460 10- GI TB60 %+F40 % 6 1150 850 40 550 50 850 20 400 800 60 10 460 10- Laminage TB60 %+F40 % 7 1150 850 40 550 50 - - - 800 60 10 460 10 550 GA F100 % 8 1150 850 40 550 50- 800 60 10 400 10 550 GA F100 % Laminage à chaud -* recuit en continu 9 1150 850 40 400- - 800 60 10 460 10- Laminage TB65 %+F3,5 % à chaud Nota : F = ferrite TM = martensite trempée TB = bainite trempée GA = tôle d'acier galvanisée au Zn fondue alliée GI = tôle d'acier galvanisée au Zn fondue Tableau 4 N YP TS EI # YR BH ATS MPa MPa % % % TSxEI TS## (MPa) (MPa) 1 265 495 36 120 54 17820 59400 52 20 2 273 491 36 113 56 17676 55483 53 22 3 281 485 37 123 58 17945 59655 53 23 4 271 498 36 115 54 17928 57270 56 27 5 270 504 36 119 54 18144 59976 55 20 6 265 511 35 110 52 17885 56210 55 25 7 256 486 36 38 53 17496 18468 23 5 8 310 452 30 132 69 13560 59664 22 6 9 255 490 38 110 52 18620 53900 52 19 Tout d'abord, les Nos 1 à 6 et 9 dans le tableau 3 sont des exemples adoptant le procédé (2) ou (4). Spécifiquement, les N 1/N 3 sont des exemples d'application du procédé (2) [laminage à chaud # laminage à froid # premier recuit en continu # second recuit en continu (traitement d'alliage supplémentaire)], pour obtenir des tôles d'acier alliées au Zn fondues galvanisées (GA) présentant une phase de matrice comprenant de la martensite trempée/bainite trempée : les N 2/N 4 sont des exemples de l'application du procédé (4) [laminage à chaud -+ laminage à froid -+ premier recuit en continu -+ second recuit en continu (traitement d'alliage supplémentaire) ], pour obtenir des tôles d'acier alliées au Zn fondues galvanisées présentant une phase de matrice comprenant une structure mixte de martensite trempée + ferrite/bainite trempée + ferrite. En outre, les Nos 5 et 6 sont des exemples présentant une structure de matrice comprenant de la bainite trempée + de la ferrite comme le N 4. Le N 5 est un exemple de tôle d'acier au Zn fondue galvanisée (GI) sans appliquer le traitement d'alliage et le N 6 est un exemple d'une tôle d'acier laminée à froid sans appliquer le traitement d'alliage. Du fait que chacune d'entre elles est produite par le procédé défini dans cette invention, la structure visée est obtenue et d'excellentes caractéristiques sont fournies. En outre, le N 9 est un exemple d'une tôle d'acier laminée à chaud présentant une phase de matrice comprenant une structure mixte de bainite trempée + ferrite en adoptant le procédé (4) ci-dessus et présente d'excellentes caractéristiques. Par ailleurs, le N 7 est un exemple de la fabrication d'une tôle d'acier DP existante sans appliquer le premier recuit en continu dans le procédé (3) décrit ci-dessus. Elle est médiocre au point de vue formabilité de bords par étirement, BH et #TS, et elle est dégradée pour l'équilibre allongement de bords par étirement (TS x #). En outre, le N 8 est un exemple de la fabrication d'une tôle d'acier TP existante. En particulier, après chauffage et maintien de la tôle d'acier décrite cidessus à 800 C pendant 60 s, elle est refroidie à une vitesse de refroidissement moyenne de 5 C/s jusqu'à 700 C, puis refroidie à une vitesse de refroidissement moyenne de 15 C/s jusqu'à 400 C, maintenue à cette température pendant 3 min et ensuite refroidie jusqu'à la température ambiante. L'équilibre pour l'équilibre résistance-allongement par étirement (TS x EI) est médiocre. BH et ATS sont faibles. Exemple 3 Divers types de tôles d'acier sont fabriqués en utilisant des aciers de test Nos 1 à 19 satisfaisant les compositions chimiques indiquées dans le tableau 5 et en appliquant un traitement thermique dans les conditions indiquées dans le tableau 6 et le tableau 8. Dans le tableau 6, (1) à (4) décrits dans la colonne "étape de fabrication" correspondent respectivement, aux procédés (1) à (4) décrits précédemment. C'est-à-dire que le procédé (1) est un procédé de fabrication d'une tôle d'acier présentant une phase de matrice comprenant de la martensite trempée ou de la bainite trempée au moyen d'une étape de laminage à chaud - étape de recuit en continu ou de galvanisation, le procédé (2) est un procédé de fabrication d'une tôle d'acier présentant une phase de matrice comprenant de la martensite trempée ou de la bainite trempée au moyen d'une étape de laminage à chaud # étape de laminage à froid - première étape de recuit en continu seconde étape de recuit en continu ou étape de galvanisation, le procédé (3) est un procédé de fabrication d'une tôle d'acier présentant une phase de matrice comprenant une structure mixte de (martensite trempée et ferrite) ou de (bainite trempée et ferrite), le procédé (4) est un procédé de fabrication d'une tôle d'acier présentant une phase de matrice comprenant une structure mixte de (martensite trempée et ferrite) ou de (bainite trempée ou de ferrite) au moyen d'une étape de laminage à chaud - étape de laminage à froid -> première étape de recuit en continu # seconde étape de recuit en continu ou de galvanisation, respectivement. En outre, dans le tableau 6, "GA" représente une tôle d'acier alliée au zinc fondue galvanisée, "GI" représente une tôle d'acier au zinc fondue galvanisée, "laminage à froid" représente une tôle d'acier laminée à froid et "laminage à chaud" représente une tôle d'acier laminée à chaud, respectivement. Pour chacune des tôles d'acier ainsi obtenues, un écrouissage (taux d'allongement 1 %) est appliqué et ensuite la résistance à la traction (TS), l'allongement [allongement total (EI)] et la formabilité de bords par étirement (taux de dilatation de trous : # sont mesurés, respectivement conformément au procédé de l'exemple 1 et le rapport des surfaces pour chacune des structures est mesuré. En outre, la valeur BH et la valeur #TS sont mesurées conformément aux procédés décrits précédemment. Les résultats sont indiqués dans le tableau 7 ou dans le tableau 9. Dans le tableau, "a" représente la ferrite, et "M" représente la martensite, respectivement. La microstructure indiquée dans le tableau 7 représente un rapport relatif de la martensite trempée (TM), de la bainite trempée (TB) et de la ferrite (a) et une proportion minuscule d'austénite subsistante peut quelquefois être contenue en tant qu'autre structure à l'intérieur d'une plage de 5 % ou moins sur la base de la structure entière. En outre, "N " dans le tableau 6 au tableau 9 représente un "N de spécimen de test" dans le tableau 5, respectivement. Tableau 5 N C Si Mn P S Cr Mo sol.Al N Proportion effective de N 1 0,15 0,1 1,1 0,01 0,004 - 0,3 0,028 0,0033 0 2 0,15 0,2 1,1 0,01 0,005 0,6 - 0,035 0,0030 0 3 0,07 0,1 1,5 0,01 0,005 0,3 - 0,016 0,0041 0 4 0,15 0,1 1,6 0,01 0,004 - 0,3 0,015 0,0035 0 5 0,15 0,1 1,5 0,02 0,004 0,5 - 0,024 0,0033 0 6 0,16 0,2 1,5 0,01 0,005 0,6 - 0,013 0,0037 0 7 0,16 0,2 1,5 0,01 0,006 0,6 - 0,022 0,0028 0 8 0,15 0,4 0,8 0,02 0,006 - 0,5 0,021 0,0050 0 9 0,15 0,1 1,4 0,02 0,006 0,5 - 0,019 0,0036 0 10 0,11 0,1 1,6 0,01 0,005 0,4 - 0,010 0,0063 0,0011 11 0,11 0,1 2,2 0,02 0,006 - - 0,015 0,0081 0,0003 12 0,13 0,1 1,5 0,02 0,005 0,5 - 0,012 0,0088 0,0026 13 0,15 0,1 1,5 0,02 0,006 0,5 - 0,016 0,0089 0,0006 14 0,11 0,1 1,5 0,01 0,005 - - 0,016 0,0101 0,0018 15 0,11 0,1 1,5 0,01 0,006 - - 0,013 0,0077 0,0021 16 0,16 0,1 1,5 0,01 0,004 - - 0,013 0,0081 0,0014 17 0,2 0,1 1,8 0,02 0,005 - 0,018 0,0101 0,0008 18 0,2 0,1 1,8 0,02 0,006 - - 0,014 0,0083 0,0010 19 0,07 0,1 1,5 0,01 0,005 0,3 0,016 0,0088 0,0005 Tableau 6 N Point Ms Point Bs Type Etape de Etape de laminage Lami- Etape de recuit en continu Etape de galvanisation ** calculé calculé fabri- à chaud* nage à C C cation froid Epais CR CT Epais- Température Temps de CR Température Tercpérature Temps de Vitesse Tenpératu Tenps de -seur C/s C seur d'immersion rétention C/s d'arrêt de d'immersion rétention moyenne de re rétention à la mm mm en refroidissement C s refroidisse- d'alliage température immersion C ment C d'alliage C/s 1 447 667 GA Existante 3,2 35 550 1,2 - - 800 60 12 550 15 2 443 649 GA Existante 3,2 35 550 1,2- - 800 60 12 550 15 3 473 655 GA (3) 2,0 35 100 1,4- 810 60 9 550 15 4 431 622 GA (1) 3,2 35 500 1,2- - 810 60 11 550 15 6 425 610 GA (2) 3,2 35 600 1,2 870 20 30 200 800 60 12 550 15 7 425 610 GA (2) 2,0 35 650 1,4 870 20 30 200 810 60 12 550 15 10 449 628 GA (2) 2,0 35 650 1,4 870 20 30 200 800 60 12 550 15 11 436 602 GA (1) 3,2 35 550 1,2- - - 800 60 12 550 15 13 432 620 GA (2) 1,6 35 650 1,2 870 20 30 200 810 60 12 550 15 17 407 614 GA (1) 3,2 35 550 1,2 - - - 800 60 12 600 15 19 473 655 GA (3) 1,6 35 100- - 820 60 11 600 15 18 407 614 GI (1) 3,2 35 500 1,2- - - 800 60 12- @ Nota : * 890 C pour tout FDT, 1 200 C pour toute SRT dans l'étape de laminage ** 460 C pour toute température de galvanisation, 20 s pour toute durée de rétention de galvanisation dans l'étape de galvanisation Tableau7 Microstructure (rapport relatif~~~~~~ BH N Phase de la matrice Seconde phase YP TS EI BH #TS TM TB a M (MP) (MPa) (%) (%) (%) (MPa) (MPa) 1 - - 86 14 310 603 ' 51 28 55 35 5 2 - - 83 17 296 591 50 29 60 37 11 3 70 - 15 15 291 500 58 35 105 69 60 4 - 83 - 17 338 594 57 28 100 80 62 6 70 - 12 18 342 570 60 33 97 75 66 7 85 - 15 266 503 53 34 100 85 70 10 88 - 12 250 498 50 35 110 88 65 il - 74 - 26 464 829 56 23 60 71 67 13 82 - - 18 333 566 59 34 100 90 81 17 - 70 - 28 460 835 55 22 75 101 87 19 59 - 25 16 269 499 54 35 100 88 75 18 - 71 - 27 440 831 53 24 64 107 83 Tableau 8 Etape de laminage Lami- lin Point Point Etape de Etape chaud* nage froid à Etape de recuit en continu Etape de recuit en continu N Ms Bs Type fabri- Tempe- Temps de Température Tenpé- Tenps Vitesse de Température Tenps de calculé calculé Type cation Epais FDT CR CT Epais- rature rétention CR d'arrêt de rature de refroidisse- de rétention du C C cation -seur FDT CR CT seur d'im- en CR refroidis- d'immer- rétention ment moyenne survieillis- survieillismm C/s mm mersion immersion C/s sèment sion s C/s sèment sèment ~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~ C C C s 9 435 629 Laminage (1) 1,6 890 35 500 820 60 15 200 60 chaud 5 427 617 Laminage (1) 3,2 890 35 500 1,2- - 810 60 16 200 60 froid 8 453 678 Laminage (1) 3,2 890 35 500 1,2- - - - 820 60 15 200 60 froid 820 200 12 441 625 Laminage (4) 3,2 890 35 600 1,2 800 20 30 200 800 60 16 200 60 froid 15 459 665 Laminage (1) 3,2 890 35 500 1,2- - - - 820 60 15 200 60 froid 14 459 665 Laminage (1) 3,2 890 35 500 1,2- 820 60 15 200 60 froid 16 436 652 Laminage (1) 1,6 890 35 500 - - 810 60 16 200 60 chaud Nota : * 1 210 C pour toute SRT dans l'étape de laminage à chaud Tableau 9 Microstructure (rapport relatif) N Phase de la matrice Seconde phase YP TS YR EI # BH ATS TM TB a M (MP) (MPa) (%) (%) (%) (MPa) (MPa) 9 " 87 - 13 276 527 52 35 100 78 70 5 87- 13 380 641 59 30 101 75 70 8 - 88- 12 330 628 53 25 104 80 72 12 70- 15 15 365 635 57 32 99 91 80 15- 77- 23 489 828 59 23 60 93 77 14 - 75- 25 460 830 55 23 62 90 75 16 71- 29 420 833 50 23 65 90 70 D'après les résultats, on peut considérer ce qui suit. Tout d'abord, les Nos 1 à 2 dans le tableau 7 sont des exemples des tôles d'acier DP existantes obtenues en utilisant les types d'acier existants avec plus de teneur en sol.Al et moins de teneur en N dans l'acier dans lequel à la fois la valeur BH et la valeur #TS étaient faibles, par comparaison à cette invention. Au contraire, chacun des Nos 3,4, 6 et 7 du tableau 7 et des Nos 5,8 et 9 dans le tableau 9 représentent l'exemple innovant produit dans des conditions de traitement thermique conformes à cette invention en utilisant des types d'acier dans lesquels seule la proportion de sol.Al a été commandée à un niveau inférieur à l'intérieur de la plage de cette invention. Par comparaison à des exemples existants des Nos 1 et 2 décrits ci-dessus, non seulement la formabilité de bords par étirement a été améliorée, mais également la valeur BH et la valeur #TS ont été augmentées de façon remarquable. En outre, les Nos 10, 11, 13 et 17 à 19 du tableau 7 et les Nos 12 et 14 à 16 du tableau 9 sont des exemples innovants produits dans des conditions de traitement thermique de l'invention en utilisant les types d'acier dont non seulement la proportion de Al mais également la proportion de N et la proportion de N effectif ont été commandées à l'intérieur de la plage de l'invention. Par comparaison aux Nos 3 à 9 décrits ci-dessus, la valeur BH et la valeur #TS ont été davantage augmentées. Comme cette invention a été constituée comme décrit ci-dessus, elle peut fournir une tôle d'acier à double phase présentant un faible taux d'élasticité, excellente pour l'équilibre résistance-allongement et pour l'équilibre résistance-formabilité de bords par étirement, et excellente également pour la propriété de durcissement à la cuisson, de même qu'un procédé de fabrication efficace de telles tôles d'acier décrit cidessus. L'invention qui précède a été décrite en fonction de modes de réalisation préférés. Cependant, l'homme de l'art se rendra compte que de nombreuses variantes de tels modes de réalisation existent. De telles variantes sont prévues se trouver dans la portée de la présente invention et des revendications annexées. REVENDICATIONS 1. Tôle d'acier à double phase ayant une excellente propriété de durcissement à la cuisson et de formabilité de bords par étirement contenant, sur une mesure de % en masse (ici et ci-après), C : 0,01 à 0,20 %, Si : 0,5 % ou moins, Mn : 0, 5 à 3 %, sol. Al : 0,06 % ou moins (y compris 0 %), P : 0,15 % ou moins (à l'exclusion de 0 %), et S : 0,02 % ou moins (y compris 0 %), dans laquelle la phase de la matrice contient de la martensite trempée, de la martensite trempée et de la ferrite, de la bainite trempée, ou de la bainite trempée et de la ferrite, et la seconde phase comprend de 1 à 30 de martensite comme rapport des surfaces sur la base de la structure entière. 2. Tôle d'acier à double phase selon la revendication 1, dans laquelle la propriété de durcissement à la cuisson est améliorée en commandant sol.Al à 0,025 % ou moins. 3. Tôle d'acier à double phase selon la revendication 2, contenant en outre, N : 0,0050 % ou plus et satisfaisant la relation suivante (1) : 0,001 % # [N] - (14/27) x [sol.Al] # 0,001 % (1) (où [] représente la teneur de chaque élément). 4. Tôle d'acier à double phase selon l'une quelconque des revendications 1 à 3, contenant en outre 0,003 % ou moins de B (à l'exclusion de 0 %). 5. Tôle d'acier à double phase selon l'une quelconque des revendications 1 à 4, contenant en outre 1 % ou moins d'au moins l'un de Cr et de Mo au total (à l'exclusion de 0 %). 6. Tôle d'acier à double phase selon l'une quelconque des revendications 1 à 5, contenant en outre au moins l'un de Ni : 0,5 % ou moins (à l'exclusion de 0 %), et Cu : 0,5 % ou moins (à l'exclusion de 0 %). 7. Tôle d'acier à double phase selon l'une quelconque des revendications 1 à 6, contenant en outre au moins l'un de Ti : 0,1 % ou moins (à l'exclusion de 0 %), Nb : 0,1 % ou moins (à l'exclusion de 0 %), et V : 0,1 % ou moins (à l'exclusion de 0 %). 8. Tôle d'acier à double phase selon l'une quelconque des revendications 1 à 7, contenant en outre au moins l'un de Ca : 0,003 % ou moins (à l'exclusion de 0 %), et REM (élément métallique de terres rares) : 0,003 % (à l'exclusion de 0 %). 9. Procédé de fabrication d'une tôle d'acier à double phase dans lequel la phase de la matrice est de la martensite trempée ou de la bainite trempée telle que définie selon l'une quelconque des revendications 1 à 8 en appliquant une étape de laminage à chaud et une étape de recuit en continu ou une étape de galvanisation, dans lequel l'étape de laminage à chaud comprend une étape consistant à terminer le laminage de finition à une température de (A[gamma]3 - 50) C ou plus, et une étape de refroidissement et à une vitesse de refroidissement moyenne de 20 C/s ou plus jusqu'au point Ms ou moins, ou au point Ms ou plus et au point Bs ou moins, suivie d'un enroulage et l'étape de recuit en continu ou l'étape de galvanisation comprend une étape consistant à chauffer jusqu'à une température du point A1 ou plus et du point A3 ou moins, et une étape de refroidissement à une vitesse de refroidissement moyenne de 3 C/s ou plus et un refroidissement descendant jusqu'au point Ms ou moins, et optionnellement, une étape consistant à appliquer en outre un survieillissement à une température de 100 à 600 C. 10. Procédé de fabrication d'une tôle d'acier à double phase dans lequel la phase de la matrice est de la martensite trempée ou de la bainite trempée telle que définie selon l'une quelconque des revendications 1 à 8 en appliquant une étape de laminage à chaud, une étape de laminage à froid, une première étape de recuit en continu et une seconde étape de recuit en continu ou une étape de galvanisation, dans lequel la première étape de recuit en continu comprend une étape consistant à chauffer et à conserver une température du point A3 ou plus, et une étape de refroidissement à une vitesse de refroidissement moyenne de 20 C/s ou plus jusqu'à une température du point Ms ou moins, ou du point Ms ou plus et du point Bs ou moins, et la seconde étape de recuit en continu ou l'étape de galvanisation comprend une étape consistant à chauffer à une température du point A3 ou plus et du point A3 ou moins, une étape consistant à refroidir à une vitesse de refroidissement moyenne de 3 C/s ou plus jusqu'à une température du point Ms ou moins, et optionnellement, une étape consistant à appliquer en outre un survieillissement à une température de 100 à 600 C. 11. Procédé de fabrication d'une tôle d'acier à double phase, dans lequel la phase de la matrice est de la martensite trempée et de la ferrite ou de la bainite trempée et de la ferrite selon l'une quelconque des revendications 1 à 8, en appliquant une étape de laminage à chaud et une étape de recuit en continu ou bien une étape de galvanisation, dans lequel l'étape de laminage à chaud' comprend une étape consistant à terminer le laminage de finition à une température de (Ay3 - 50) C ou plus, et une étape de refroidissement à une vitesse de refroidissement moyenne de 10 C/s ou plus jusqu'au point Ms ou moins, ou au point Ms ou plus et au point Bs ou moins, suivie d'un enroulage, et l'étape de recuit en continu ou l'étape de galvanisation comprend une étape consistant à chauffer jusqu'à une température du point A1 ou plus et du point A3 ou moins, et une étape de refroidissement à une vitesse de refroidissement moyenne de 3 C/s ou plus jusqu'au point Ms ou moins, et optionnellement, une étape consistant à appliquer en outre un survieillissement à une température de 100 à 600 C. 12. Procédé de fabrication selon la revendication 11, dans lequel l'étape de laminage à chaud comprend une étape consistant à terminer le laminage de finition à une température de (Ay3 - 50 C) ou plus, une étape de refroidissement à une vitesse de refroidissement moyenne de 30 C/s ou plus jusqu'à une région de température dans une plage 700 100 C, une étape consistant à exécuter un refroidissement à l'air pendant 1 à 30 s dans la région de température, et une étape de refroidissement à une vitesse de refroidissement moyenne de 30 C/s ou plus jusqu'à une température du point Ms ou moins ou du point Ms ou plus et du point Bs ou moins après un refroidissement à l'air, suivie d'un enroulage. 13. Procédé de fabrication d'une tôle d'acier à double phase dans lequel la phase de la matrice est de la martensite trempée et de la ferrite ou de la bainite trempée et de la ferrite selon l'une quelconque des revendications 1 à 8, en appliquant une étape de laminage à chaud, une étape de laminage à froid, et une première étape de recuit en continu et une seconde étape de recuit en continu ou une étape de galvanisation, dans lequel la première étape de recuit de continu comprend une étape consistant à chauffer et à conserver une température du point Ai ou plus et du point A3 ou moins, et une étape de refroidissement à une vitesse de refroidissement moyenne de 10 C/s ou plus jusqu'à une température du point Ms ou moins, ou du point Ms ou plus et du point Bs ou moins et la seconde étape de recuit en continu ou l'étape de galvanisation comprend une étape consistant à chauffer à une température du point Ai ou plus et du point A3 ou moins, et une étape de refroidissement à une vitesse de refroidissement moyenne de 3 C/s ou plus jusqu'à une température du point Ms ou moins, et optionnellement, une étape consistant à appliquer en outre un survieillissement à une température de 100 à 600 C.