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Psychomécanique d’assemblages de structures simples
La psychomécanique appliquée à l’acoustique des structures vibrantes est un domaine récent, d’environ une dizaine d’années. On peut citer comme premiers travaux ceux de Lutfi [LUT97], Roussarie [ROU99] et Houix [HOU03] qui se sont intéressés à la perception du rayonnement de barres vibrantes. Cependant nous ne nous intéressons ici qu’à une revue de la littérature la plus proche de notre étude, c’est-à-dire la plaque vibrante et le système plaque/cavité.
Les travaux présentés ici sont ceux réalisés à l’Ecole Nationale des Travaux Publics de l’Etat (ENTPE), à l’Institut National des Sciences Appliquées (INSA) de Lyon et au Labo-ratoire de Mécanique et d’Acoustique (LMA) de Marseille. Ce type d’étude montre entre autres quels sont les paramètres de modélisation sur lesquels un effort de précision est né-cessaire afin de mieux rendre compte de la perception des signaux obtenus.
Afin de mieux comprendre certains des termes psychoacoustiques employés ici, le lec-teur pourra se référer à l’annexe A.
Psychomécanique des plaques vibrantes
Faure présente dans [FAU05] en quoi la modification d’un paramètre d’une plaque vi-brante influence la perception du bruit rayonné. Ce paramètre est géométrique (dimensions de la plaque) ou mécanique (module d’Young, coefficient de Poisson, amortissement). Des signaux sont synthétisés, chacun correspondant à une valeur particulière de ces paramètres, puis sont utilisés pour des tests perceptifs de dissemblance. Pour chacun de ces tests, un seul paramètre varie entre les signaux présentés aux auditeurs. Il ressort que les paramètres mécaniques ou géométriques les plus influents sur la perception sont, par ordre d’impor-tance, l’amortissement, le module d’Young et l’épaisseur de la plaque. L’amortissement joue un rôle important sur la perception car une augmentation de ce paramètre se traduit par l’abaissement du niveau sonore des pics des modes présents dans le signal et plus particu-lièrement les pics en hautes fréquences.
Hamzaoui et al. ont étudié dans [HAM02], pour des signaux de plaques, l’influence sur la perception de trois paramètres : l’amortissement, l’épaisseur et les conditions aux limites. Les signaux utilisés pour des tests perceptifs de préférence, correspondent à des signaux de plaques soumises à une excitation aérienne. Il ressort de l’étude que la préférence des auditeurs est dirigée, ici aussi, vers les signaux de plaques avec le plus fort amortissement.
Meunier et al., dans [MEU01], ont travaillé sur la perception des signaux rayonnés par une plaque dont l’accélération est fixée. En faisant varier la forme de l’accélération de la plaque, différents signaux sont synthétisés par méthode modale ([HAB04]) puis utilisés pour des tests de préférence et de dissemblance. Il ressort de cette étude que les critères perceptifs jouant un rôle sur la préférence sont tout d’abord la sonie puis l’acuité des si-gnaux. Pour les tests de dissemblance, les signaux sont tous égalisés en sonie. De ces tests, trois paramètres sont ressortis : la hauteur fondamentale, l’acuité et l’étalement spectral.
Des mêmes auteurs et avec le même type de modélisation, les travaux présentés dans [CAN04], [DEM06] et [DEM05] décrivent la perception de signaux rayonnés, par des plaques frappées, tous égalisés en sonie. Cette perception est décrite grâce aux résultats d’un test de dissemblance et un test de préférence. Il ressort de ces études que l’évolution temporelle, notamment la partie transitoire des signaux joue un rôle important sur la perception. Ici aussi, l’amortissement joue une rôle dominant autant sur la dissemblance que sur la préfé-rence.
Les travaux de Demirdjian ([DEM06] et [DEM05]) montrent que, sous certaines conditions, deux signaux de plaques peuvent être équivalent d’un point de vue perceptif lorsqu’il y a concordance dans leur spectre respectif de la fréquence de plus forte énergie. D’un point de vue psychoacoustique, cette notion est reliée à la notion de hauteur tonale pour un signal complexe. Ainsi, une plaque d’épaisseur non constante peut être modélisée plus simple-ment par une plaque d’épaisseur constante tout en gardant les mêmes attributs perceptifs.
Psychomécanique du système plaque/cavité
Marquis-Favre présente dans [MAR05] les résultats de tests de dissemblance et de pré-férence pour des signaux enregistrés à l’intérieur d’une cavité réverbérante dont le sol est partiellement recouvert d’un matériau absorbant. À chaque signal utilisé pour les tests, cor-respond un type de matériau au sol. La source est une plaque vibrante encastrée dans un des murs de la cavité et excitée à l’extérieur par un pot vibrant. Il ressort de ces travaux que les auditeurs sont principalement sensibles à la sonie et à la balance spectrale entre basses et hautes fréquences. Il est intéressant de noter qu’à sonie constante, les auditeurs ont préféré des signaux correspondant à un matériau avec un coefficient d’amortissement constant sur l’ensemble du spectre à des signaux correspondant à un matériau avec un amortissement variant fortement sur l’ensemble du spectre.
Trollé présente dans [TRO07] ses travaux sur un système plaque/cavité. Des signaux ont été enregistrés à l’intérieur d’une cavité fermée par une plaque vibrante excitée à l’extérieur par un pot vibrant. La paroi de la cavité faisant face à la plaque vibrante est recouverte d’un matériau absorbant. Entre chaque son, les paramètres variants de la structure sont l’épaisseur de la plaque, le type de matériau absorbant et les conditions aux limites de la plaque. Il ressort de cette étude que les auditeurs sont principalement sensibles à la balance spectrale des stimuli, l’amortissement du matériau absorbant et, en moindre importance, aux conditions aux limites de la plaque. À partir de tests de dissemblance et de préférence, le deuxième but de cette étude est de déterminer la bande de fréquence minimale sur laquelle il est nécessaire de synthétiser les signaux tout en gardant les mêmes attributs perceptifs de signaux synthétisés sur une bande de fréquence plus grande. Ceci revient alors à déterminer la fréquence fmax tel qu’un signaux synthétisé sur [O,fmax] soit perçu comme identique à un signal synthétisé sur [0,fi] (fi > fmax). La méthode utilisée consiste à filtrer les signaux par des filtres passe-bas, les évaluer perceptivement et enfin comparer les attributs perceptifs de chaque signal filtré avec le signal entier non filtré. Ainsi, cette méthode donne la fréquence maximale pour la synthèse de signaux correspondant à ce type de structure.
L’ensemble de ces études perceptives montrent d’une part que les auditeurs sont sen-sibles à la répartition spectrale/modale des signaux et notamment des pics spectraux de plus haute énergie et d’autre part que la psychomécanique permet de réduire l’effort de calcul d’une modélisation.
Le Train à Grande Vitesse
Le Train à Grande Vitesse, ou TGV, est un train destiné principalement au transport de voyageurs. Sa vitesse sur des lignes dédiées (LGV, Lignes à Grande Vitesse) est en moyenne de 300 km/h. De plus en plus, la Société Nationale des Chemins de Fer (SNCF) essaye d’augmenter la vitesse commerciale du TGV. En 1981, la vitesse du TGV sur la ligne Paris-Lyon était de 270 km/h et elle est actuellement de 300 km/h pour le TGV Atlantique (un niveau) et de 320 km/h pour le TGV Est (deux niveaux). Cependant, cette augmentation de vitesse pose des problèmes pour le confort acoustique intérieur des voitures de TGV car elle résulte en une augmentation du niveau sonore intérieur.
Cette partie présente tout d’abord les sources responsables du bruit intérieur puis les modélisations et tests perceptifs déjà réalisés pour le bruit intérieur du TGV.
Présentation du Train à Grande Vitesse
Une rame de TGV est constituée d’une suite de huit à dix voitures (ou remorques) avec une motrice à chaque extrémité. Chaque voiture a généralement un côté por-teur et un côté porté. Ainsi, les motrices entraînent la rame entière car le côté porteur de chaque voiture en-traîne la voiture suivante qui y est accrochée via son côté porté. Entre chacune des voitures, un bogie sup-porte deux essieux. La perception des signaux acous-tiques risque donc d’être différente en fonction de la position d’un voyageur à l’intérieur d’une voiture s’il est placé plutôt du côté porteur ou du côté porté.
La structure d’une voiture de TGV est excitée par différentes sources vibroacoustiques comme le présente [POI03]. On peut grossièrement classer ces sources en fonction du type de bruit qu’elles génèrent (cf. figure I.4) : Le bruit d’origine aérodynamique dû aux écoulements d’air : Ces écoulements sont principalement localisés sur les parois du train en mouvement (couche limite turbu-lente), autour des bogies et à la césure entre deux voitures. Ce bruit est prépondérant à grande vitesse.
Le bruit d’origine mécanique dû au contact roue-rail : Ce bruit provient des défauts de surface des rails et des roues, de l’apparition d’écrasements localisés à la surface des roues (créant une composante harmonique) et du phénomène de travelage (espace-ment régulier des traverses, modifiant ainsi périodiquement l’impédance mécanique du rail). Ce bruit est prépondérant à basse vitesse.
Le bruit d’origine électrique : Ce bruit provient des équipements techniques (climati-sation, ventilateurs, …) situés en bout de voiture (pour les TGV à un niveau) ou sous la salle voyageur (pour les TGV à deux niveaux). Certains sièges en salle peuvent donc être plus ou moins près de ces équipements et le spectre acoustique de cette source peut alors varier en fonction de la position dans la salle.
Modélisations en basses fréquences du rayonnement acoustique in-térieur d’un TGV
Létourneaux, lors de sa thèse [LET96], a réalisé une modélisation pour la prédiction du rayonnement acoustique en basses fréquences. Cette modélisation, nommée CAPHCA, est fondée sur le principe de superposition des contributions de chaque paroi vibrante au champ de pression intérieure. La comparaison des résultats obtenus avec l’expérience a validé la modélisation. La figure I.6 présente ces résultats et on peut voir qu’ils concordent jusqu’à 130 Hz. Les principales différences avec l’expérience proviennent de la non prise en compte de toutes les sources, notamment de sources solidiennes provenant du contact roue-rail. En effet, les sources excitatrices des parois, intégrées au modèle, sont uniquement des sources aéroacoustiques. Outre cette remarque, les auteurs indiquent que les conditions aux limites doivent aussi être mieux prises en compte afin d’améliorer la modélisation.
La société Vibratec a réalisé une étude [VIB00] utilisant la méthode des éléments finis. Cette étude montre que le champ acoustique à l’intérieur d’un TGV Duplex, c’est-à-dire à deux niveaux, est modal dans la bande de fréquences [0-250]Hz puis diffus en plus hautes fréquences. Les résultats de cette modélisation montrent notamment que les modes présents dans la zone [0-250]Hz sont ceux des différents volumes formés par l’architecture intérieure d’une voiture.
Perception du bruit à l’intérieur des trains
Les études présentées ici sont des études perceptives reliés à la perception du bruit inté-rieur de train et plus particulièrement le bruit provoqué par le rayonnement de la structure du train et non celui créé par l’ensemble d’autres sources additionnelles, comme la présence et les mouvements des passagers. Pour plus de précisions sur la perception de l’ambiance sonore à l’intérieur des TGV, le lecteur pourra se référer à [MZA02].
Hardy dans [HAR00], cherche un indicateur de gêne pour les bruits intérieurs de trains (anglais). À cet effet, des auditeurs ont participé à des tests perceptifs pour l’estimation de la gêne. Les signaux présentés sont des signaux longs enregistrés dans différents trains sous différentes conditions de roulement. Le choix de signaux longs provient du fait que le ni-veau global à l’intérieur d’une voiture de train évolue au cours du temps (tunnel, vitesse, composition du milieu extérieur, état des voies). D’un point de vue fréquentiel, Hardy in-siste sur l’importance des basses fréquences (en dessous de 300 Hz) dans le jugement de la gêne. Comme la plupart des articles sur ce sujet, Hardy signale que le dB(A) n’est pas un indicateur suffisant pour estimer la gêne. La sonie et des indicateurs généralement utilisés en acoustique des salles se révèlent plus adéquats pour son étude. Le tableau I.1 contient les coefficients de corrélation entre les indicateurs utilisés et l’estimation de la gêne. Les lignes grises correspondent aux coefficients de corrélation les plus élevés. Les indicateurs utilisés sont des indicateurs « classiques » – les décibels avec les pondérations A, B, C et D ; le dB linaire ; la sonie en phones – ou des indicateurs plus spécialisés en acoustique des salles – le PSIL (moyenne des niveaux dans les bandes par tiers d’octaves centrées sur 500, 1000 et 2000 Hz) ; le RC (Room Criteria, balance entre les basses et hautes fréquences) ; le Noise Criteria et le Noise Rating (comparaison du spectre par bande d’octaves avec des courbes normalisées correspondant à des niveaux dits tolérables par l’humain en fonction de la bande de fréquences et en fonction du type d’utilisation de la salle).
À partir de ce tableau, on peut noter l’importance des basses fréquences sur la gêne comme le montre le coefficient de corrélation du dépassement du RC en basses fréquences.
Perception des bruits en basses fréquences
Dans notre étude, nous nous intéressons à la perception de bruit principalement en basses fréquences pour le TGV. Comme dit dans le paragraphe précédent, cette zone fré-quentielle joue un rôle prépondérant sur la perception par rapport au reste du contenu spec-tral. Il est donc nécessaire d’appréhender la perception des basses fréquences par l’homme. L’intérêt actuel de l’étude de la perception des basses fréquences réside dans le fait que de nombreux bruits environnants, comme le bruit des transports ou le bruit industriel, sont la cause de plaintes de riverains. La particularité de ce type de bruits, comme le rappellent Berglund et Hassmèn dans [BER96], est que ce sont des bruits en général de forte énergie, faiblement amortis par les obstacles et l’atténuation géométrique, mettant en vibration des objets (vitres, portes, sols, …) et masquant les signaux de plus hautes fréquences.
Il faut noter que la bibliographie sur les indices psychoacoustiques liés à la perception des basses fréquences est assez mince. La plupart des articles sur le sujet date des années 1960 à 1980, laissant place par la suite à des articles principalement axés sur la gêne. On peut comprendre cette tendance car les tests psychoacoustiques correspondants sont générale-ment difficiles à mettre en œuvre compte-tenu de la bande fréquentielle étudiée. Certains des résultats présentés ici sont donc à prendre avec réserve car leur rigueur expérimentale est différente de celle demandée par les tests psychoacoustiques menés actuellement.
La plupart des auteurs d’études sur le thème des basses fréquences et de leur perception s’accordent à dire que la zone des basses fréquences se situe en dessous de 200 Hz et celle des très basses fréquences en dessous de 20 Hz. Whittle et al. dans [WHI72] rappellent que les infrasons sont audibles (donc par l’oreille et pas forcément par vibration du corps) pour de très forts niveaux mais que la notion de hauteur n’a plus de sens pour ces fréquences.
Beaucoup d’auteurs se sont tout d’abord intéressés aux effets des basses fréquences (0-200Hz) sur l’homme. On a pu remarquer, outre les effets sur la santé, qu’une exposition prolongée à un bruit basses fréquences rendait l’exécution de tâches plus difficile et l’hu-meur des sujets plus exécrable par rapport à une exposition prolongée à un bruit avec de plus hautes fréquences (par exemple, voir [PER97]). Pour de plus amples détails sur les ef-fets des basses fréquences, le lecteur pourra se référer à l’article de Broner [BRO78]. Dans ces articles, un élement intéressant est que, d’un point de vue perceptif, les effets perceptifs de la bande 20-100 Hz sont d’une part aussi importants que des signaux de plus hautes fréquences et d’autre part prépondérants devant les effets des infrasons.
Afin de mieux appréhender la perception des basses fréquences par l’humain, on peut tout d’abord observer les lignes isosoniques mesurées pour les plus basses fréquences dites audibles. Elles sont représentées sur la figure I.9. Elles ont été obtenues à partir du docu-ment [ISO03] et la limite de l’audition à partir de l’article [WAT91]. Les lignes à 10 et 100 phones sont en pointillés car peu de laboratoires ont pu estimer ces valeurs à cause de problèmes de mise en place expérimentale. On peut remarquer tout d’abord que les lignes isosoniques se rapprochent en très basses fréquences. La différence, entre deux lignes iso-noniques espacées de 10 phones, est proche de 5 dB à 20 Hz et proche de 10 dB à 500 Hz. Ainsi, en très basses fréquences, si la pression double, la sensation de niveau double. De plus, la pente des lignes isosoniques en basses fréquences est assez forte – de l’ordre de 20dB/octave – pour diminuer, à plus hautes fréquences, autour de 10 dB/octave à partir de 125 Hz. Cette remarque est aussi valable pour la courbe de la limite de l’audition. Pour qu’un signal en basses fréquences soit entendu, des niveaux élevés sont nécessaires mais, par exemple, un niveau de 40 dB est suffisant pour un signal pur à 63 Hz. Il faut noter que ces résultats ont été obtenus pour des écoutes binaurales (au casque) pour des signaux purs. La norme [ISO03] signale aussi que ces résultats sont toujours valables pour des bruits par bande d’octave ou de tiers d’octave. Cependant, Yeowart et al. dans [YEO69] montrent que pour des bruits en tiers d’octave, la limite de perception est plus faible en dessous de 125 Hz que pour des signaux purs. La différence est de l’ordre de 4 à 6 dB entre 4 et 16 Hz et entre 0 et 2 dB entre 32 et 125 Hz.
En ce qui concerne la limite de l’audition pour des signaux de fréquence plus basse, c’est-à-dire les infrasons, Yeowart (dans [YEO74] et [YEO76]) s’est intéressé à celle de signaux purs entre 1,5 et 100 Hz. Ce que l’on peut noter de l’ensemble de ses résultats est que le niveau nécessaire pour entendre un signal pur de 10 Hz est de l’ordre de 100 dB et pour un signal pur de 2Hz, un niveau entre 120 et 130 dB est nécessaire.
Détermination du coefficient de réflexion de la plaque MSM
Pour compléter cette étude sur le comportement vibratoire de la paroiMSM, nous avons mesuré son coefficient de réflexion au tube de Kundt. Ce coefficient de réflexion serviraaussi comme paramètre d’entrée à la modélisation du système plaque/cavité lors de comparaison avec les résultats expérimentaux. Cette mesure est réalisée sur un échantillon circulaire de dix centimètres de diamètre dans un tube de Kundt d’un mètre de long par la mesure des minima et maxima de pression. La figure II.15 expose les résultats obtenus. La courbe du coefficient de réflexion est globalement constante autour de la valeur moyenne de 0,97 (± 2 %). Nous pouvons donc considérer que la structure MSM est acoustiquement réfléchissante.
Vibrations d’une plaque en aluminium couplée à une cavité réfléchissante
Mise en place de la maquette et des instruments de mesure : En chambre sourde, la maquette, placée sur un support, est située à 2 mètres d’un haut-parleur lui faisant face (cf. figure II.17). En plus de l’accélération mesurée sur la plaque, la pression à l’intérieur de la cavité a été mesurée grâce à un microphone 1/4” (microphone ICP GRASS) le long de trois axes :
– un axe (a) perpendiculaire à la plaque vibrante (axe bleu sur la figure II.18).
– un axe (b) parallèle à la plaque et proche de la plaque (axe noir sur la figure II.18).
– un axe (c) parallèle à la plaque plus éloigné de la plaque que l’axe précédent (axe rouge sur la figure II.18).
Ces axes ont été choisis afin de mesurer la pression proche de la plaque vibrante (axe (b) noir) et plus éloignée (axe (c) rouge) ainsi qu’en fonction de la profondeur de la cavité (axe (a) bleu). Afin de mesurer la pression le long de ces axes, le microphone est fixé à l’embouchure d’un tube creux en plastique guidé par des ouvertures faites à travers les parois de la cavité. Le tube est gradué pour ajuster le placement dumicrophone à l’intérieur de la maquette. Afin d’éviter les fuites acoustiques, de la pâte adhésive fait le joint entre le microphone et le tube creux ainsi que le joint entre le tube et le perçage de la paroi de la cavité. En plus du microphone à l’intérieur de la cavité, deux microphones (1/2”) de contrôle sont placés respectivement devant le haut-parleur et devant la plaque vibrante pour mesurer le niveau sonore.
L’ensemble des résultats a été enregistré dans la bande [50-4096]Hz à l’aide de la chaîne d’acquisition Paragon. Cette dernière est aussi utilisée pour envoyer un signal électrique de type bruit blanc filtré dans la même zone fréquentielle. L’ensemble des signaux est échantillonné à 8192 Hz.
Test perceptif sur des signaux synthétisés
La première étude perceptive est un test de dissemblance par paires entre quinze signaux.
Ces quinze signaux sont générés par la modélisation présentée précédemment et correspondent à la pression rayonnée par une plaque vibrante en aluminium fermant une cavité aux parois rigides. La plaque est excitée par l’impact d’un marteau en caoutchouc.
Le but de ce test est de déterminer les facteurs vibroacoustiques et perceptifs auxquels est sensible l’auditeur pour ce type de signaux sonores.
Les signaux choisis sont décrits dans le tableau III.1. Les paramètres dont l’impact sur la perception est étudié sont le coefficient de réflexion des parois de la cavité, le nombre d’images dans le calcul de la fonction de Green de la cavité, le point d’impact du marteau et le point d’écoute à l’intérieur de la cavité.
A priori, nous savons que ces deux derniers paramètres vont jouer sur le nombre de modes excités et perçus. Nous avons donc choisi 2 points d’impact : le premier est situé au centre de la plaque (Ice) et le deuxième est situé plus arbitrairement dans un coin de la plaque pour exciter le maximum de modes (Iar). Nous avons choisi 3 points d’écoute : le premier est situé au centre de la cavité (Qce), le deuxième dans un coin au fond de la cavité (Qco) et le troisième est placé en Qar (haut de la cavité et proche de la plaque, à l’opposé du point d’impact Iar).
On peut remarquer sur ce même tableau III.1, que l’ordre d’images (cf. paragraphe II.1) ne dépasse pas 5. En effet, pour les coefficients de réflexion petits (inférieurs à 0,5), le calcul montre que pour N > 1, la contribution de nouvelles images est négligeable devant celle des toutes premières. Cette remarque n’est toutefois plus valable pour les coefficients de réflexion supérieurs à 0,5. Nous nous sommes cependant limités, à ce moment, à des ordres d’images relativement bas pour éviter des temps de calcul longs. Des optimisations ultérieures de Caprice ont permis de réduire le temps de calcul afin de pouvoir utiliser des ordres d’images plus grands et donc représenter au mieux l’effet de la cavité pour des coefficients de réflexion élevés et proches de 1.
La durée de chaque signal monophonique est de deux secondes et la fréquence d’échantillonnage est 44100 Hz. Le nombre de signaux (15) a été choisi afin que le test de dissemblance ne soit pas trop long (environ une demi-heure).De plus, afin demieux caractériser les dimensions, les signaux sont tous égalisés en sonie, par une écoute au préalable de quelques personnes. Les signaux synthétisés ont tous une forte densité d’énergie acoustique en basses fréquences (0-1000 Hz).
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Table des matières
I État de l’art
I.1 Le système plaque/cavité
I.1.1 Modélisations vibroacoustiques du système plaque/cavité
I.1.2 Psychomécanique d’assemblages de structures simples
I.2 Le Train à Grande Vitesse
I.2.1 Présentation du Train à Grande Vitesse
I.2.2 Modélisations en basses fréquences du rayonnement acoustique intérieur d’un TGV
I.2.3 Perception du bruit à l’intérieur des trains
I.3 Perception des bruits en basses fréquences
II Système plaque/cavité : modélisation et expérimentations
II.1 Modélisation vibroacoustique
II.1.1 Méthode : mise en équation et résolution
II.1.2 Premiers résultats et comparaisons avec l’état de l’art
II.2 Conception du système plaque/cavité expérimental
II.2.1 Détermination des parois de la cavité
II.2.2 Détermination du coefficient de réflexion de la plaque MSM
II.2.3 Réalisation de l’encastrement
II.3 Expérimentations vibroacoustiques
III Système plaque/cavité : tests perceptifs
III.1 Méthode des tests de dissemblance par paire
III.2 Test 1 : Test perceptif sur des signaux synthétisés
III.3 Test 2 : Test perceptif sur des signaux enregistrés
IV Le Train à Grande Vitesse
IV.1 Un outil : l’analyse modale opérationnelle
IV.1.1 Théorie et méthodes de l’analyse modale opérationnelle
IV.1.2 Validation sur des signaux de simulation
IV.1.3 Validation sur des signaux expérimentaux du système plaque/cavité
IV.2 Analyse modale opérationnelle sur un TGV
IV.2.1 Enregistrements de signaux à l’intérieur d’un TGV
IV.2.2 Résultats
IV.2.3 Synthèse de signaux
V TGV : Test perceptif
V.1 Mise en oeuvre expérimentale
V.2 Résultats
Conclusion
Bibliographie
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