日本新干线的制动系统论文

日本新干线的制动系统论文（精选7篇）

日本新干线的制动系统论文 篇1

1概述

新干线自开业以来,稳步提高了最高运行速度。 速度的提高对停止车辆的技术提出了更高的要求。制动条件变得苛刻的新干线制动系统,要求从高速(高的制动初速度)能够更加可靠地停止列车。并且,即便最高速度提高,遇到自然灾害等紧急情况下,希望使制动距离尽量短。下面就新干线制动系统的研究开发做一介绍。

2支持安全运行的新干线制动系统

使用钢制车轮在钢轨上运行的铁道车辆,具有运行阻力小的特点,相反,在加速及制动时,一旦施加过大的力,车轮将会产生大的滑行,不能获得预期的加速度及减速度。制动时不能获得所要求的减速度时,列车将会超出规定的制动距离,最不利情形下,有可能发生列车相撞等(追尾、正面碰撞)事故,所以,要注意将安全置于首要地位。

新干线的制动系统考虑各种条件,根据以作用于轮轨间的黏着力为基础的减速度曲线决定制动力大小(图1)［１］。而且装备有安全装置,以便在车轮出现大的滑行时,尽可能快地实施停止滑行的控制,以及应对列车分离与设备故障。

作为新干线的制动方式,在运营列车上采用黏着方式,该方式利用了轮轨间黏着力(图2)。也曾研究过不依赖于轮轨间黏着力的磁轨制动及空气制动等非黏着方式,但基本上处于研究阶段。

黏着方式可分为电制动与机械制动。新干线列车通常组合使用高速下的电制动与低速时的机械制动。 这类制动方式是将列车的动能转换为电流等并予以吸收,以及转换为热能。从电制动来看,已由早期的基于直流电动机的电阻控制的发电制动方式,发展为利用感应电动机的逆变器控制的电力再生制动方式。从机械制动来看,考虑电制动失效情况下,需要具有按照与电制动同等的减速度能停止列车的性能。为在高速下停止列车,考虑对车轮的影响等,不采用踏面制动方式,而是从当初就采用了盘形制动方式。为了提速及提高可靠性,这种盘形制动方式也在制动机构、材料等方面进行了变革。

3提高制动性能

下面对以往致力于提高制动性能的研发工作做一介绍。

3.1确保黏着力

在利用车轮与钢轨间黏着的制动方式方面,即使利用盘形制动可获得大的制动力,但仅仅利用这种方式也不能停止车辆,尤其是营业车辆,有必要确保在降雨等各种条件下的高速运行及正点运行。因此,通常要求确保一定黏着力的对策(图3)。

作为其一项对策,新干线从开业时期起,以尽可能恒定地保持车轮踏面的形态为目标,采用“踏面清扫块”,用小的推压力将闸瓦(制动闸瓦)压向车轮踏面。 在改进这种踏面清扫块的过程中,不仅是实验室环境条件下,而且也包括实际车辆,详细地把握了车轮踏面的状态,以及轮轨接触状况与黏着力的关系。因而,进一步改进踏面清扫块,开发了“增加黏着研磨块”或称 “增黏块”,有效地形成提高黏着力的车轮踏面状态。 这种增黏块以后又经过种种改进,目前在向高速化推进的新干线全部车辆上也进行了装备。

近年来,作为进一步改善黏着的方法,应用传统的撒砂原理而开发的“陶瓷喷射装置”,即在车轮与钢轨间喷射粒径300μm的氧化铝陶瓷颗粒,被应用于运营列车上。

3.2有效应用黏着力的防滑功能

已经进行了上述研究工作。可是,要完全地把握随着环境不同而容易出现大的改变的黏着力,是非常困难的。在实际车辆方面,即使按照图1所示考虑黏着所决定的减速度曲线的制动,有时候,车轮的转速相对于车辆的对地速度会大幅降低,发生滑行,必须控制制动力。将气压转换为液压的“增压缸”,也具备了防止车轮从滑行直至抱死引起车轮踏面损伤的功能,可以控制滑行时的制动力。日本铁道综合技术研究所根据以往滑行控制技术的发展,开发了新型增压缸,能够精细地控制转换为液压前的气压。这种增压缸可实现符合于钢轨面(轨头顶面)黏着状态的压力控制,同时, 长度、质量都为老式增压缸的65%左右,实现了小型、 轻量化,被装备在东日本铁路公司的E2系、E3系车辆上(图4)［２］。

3.3有效应用黏着力的控制方法

从早期的制动控制来看,是将考虑了黏着的制动力均匀地设定于全部车辆上。由于制动时发生滑行, 调查现车中每一编组列车制动操作时的滑行件数。此外,利用模型黏着试验装置,调查了在洒水等状态下的黏着力的变化(图5)。其结果表明,如果是中间车,还有望获得稍微高的黏着力。为提高黏着力,提出了有效利用黏着系数的制动曲线的建议,在现车上确认了效果(图6)［３］。

3.4基础制动装置的发展与演变

下面将较详细地阐述制动系统中的基础制动装置(机械制动)的发展与变迁。由于新干线的动车必须在轮轴上装备电动机,所以,结构上不能采用在车轴与车轮间布置制动盘的轴盘式(即制动盘配装于车轴上)。 因此,在车轮侧面安装制动盘,采用了以制动闸片压紧制动盘而获取制动力的轮盘式。

虽然是以液压技术为基础开发的新干线基础制动装置,但从新干线的0系、100系直至200系电动车组,是以既有线的轴盘式制动中所采用的制动夹钳装置为基础而开发出来的。该装置采用连接2根制动杠杆的中部的H型装置,其一端布置液压缸,另一端用制动闸片夹紧制动盘,构成杠杆增力方式的夹紧机构。 制动时,借助液压缸与制动杠杆的作用,与液压成比例的夹紧力发挥作用。缓解时,由于液压缸的压力降低, 以及缓解弹簧的弹力,制动闸片离开制动盘。另外,结构上,制动闸片承受由安装于转向架端梁上的闸片吊杆产生的反力,该方式有待解决连杆零件的磨耗问题(图7)。

至于1992年投入运营的300系新干线电动车,为减轻转向架质量,采用了无端梁的无摇枕转向架,因此,取消了上述闸片吊杆,改为用基础制动装置本体承受制动反力的结构。此外,由于在制动装置中内置多个小直径(38 mm~45 mm)的液压缸,直接作用式(直动式)的压紧机构可获得与杠杆同等的增力效果。 与杠杆式压紧装置相比,该压紧机构大幅度减少了零件磨耗,并已实用化。图8及图9所示的液压式制动夹钳中,尝试了用最小的安装空间实现新干线基础制动装置应该重视的功能的方法。而夹钳本体可使支承销部滑动,称为活动(移动)机构,是作为防止运行中产生的车轮的倾斜,以及针对轮轴横向移动的对策所提出的方案。此外,由于设计上使活动机构中的滑动阻力远比间隙调整功能的内部阻力小些,经常调整由于反复制动作用而扩大的制动盘与闸片间(磨耗)的间隙而达到规定值,由制动操作到获得制动力的空转时间可保持恒定,对快速的动作进行约束。将夹钳本体中内置液压缸的直接作用式压紧机构与活动机构相结合,组成液压式活动夹钳(即液压夹钳),作为小型、轻量的基础制动装置,在原有的新干线上被广为采用。

至于2011年在东北新干线上首次亮相的最新的E5系电动车组,在新干线上率先采用了气动式制动夹钳。由于近年的技术开发,可以说这是一个成功实例,只采用气动式结构,能确保与以往研究开发的新干线液压制动系统拥有同等的控制性能与安全性。作为用压缩空气(直接)控制制动的较大优势, 可望取消气动-液压转换装置,提高适修性能,实现制动装置轻量化。

4气动式活动夹钳(气动式制动夹钳)

日本铁道综合技术研究所采用了新的夹紧(推压)机构,它只利用气动式结构来工作,开发了小型、 轻量的“气动式活动夹钳”(气动式制动夹钳),故对此做一介绍(图10)。新开发的气动式制动夹钳,不使用杠杆与齿轮之类的机构,而是将能够直接传递较大作用力的“椭圆形隔膜推压机构”作为作动调节器使用。隔膜是能将气动力直接转换为夹紧力的简易机构,因为使用薄而气密性高的橡胶膜片作为材料,具有制作形状自由度大的特点,因此,可以做成能够有效利用有限空间的椭圆形状的调节器,能实现与原有的新干线上使用的液压式制动夹钳相同的尺寸。另外,从制动时的摩擦热导致的对于隔膜的温度影响来看,通过在隔膜与闸片之间布置绝热活塞即可防止上述影响(图11)。

气动式制动夹钳所使用的隔膜是厚度为1.3mm的极薄的工作膜,但在结构上用耐寒性及耐热性优异的硅酮橡胶来包覆高强度的芳香族聚酰胺纤维反复编织的基布,其临界耐压强度达到3MPa,相对于假定的最大控制压力720kPa,具有4倍左右的强度。此外, 工作膜的工作原理见图12,工作膜虽介于活塞与气缸之间,但在其间设置折叠工作膜部分(即工作膜在活塞与气缸壁间折叠放置),当来自空气源的压紧空气提供了压力(使活塞下降)时,工作膜折叠部分由活塞壁面向气缸壁面一边平滑(无摩擦)地滚动,一边移动(以下称为侧滚作用)。利用这种极其自然的工作膜的侧滚作用与较高的临界耐压强度,使得采用了隔膜的压紧机构能够获得优异的耐久性与较高的机械效率。这样一来,椭圆形隔膜推压机构的结构零件少,也是它的一种优势。由于与新干线上研究开发的高可靠性的液压式活动夹钳的本体结构结合起来,因此,有望成为简化与减轻维修现场要求的作业装置(表1)。

从新干线的基础制动装置来看,一方面充分考虑了安全性与可靠性,另一方面针对制动装置的小型化与轻量化进行了研究开发与改进。为将本文介绍的气动式制动夹钳应用于原有的新干线车辆上, 需要进一步做成简单、高可靠性、坚固的机械制动系统。此外,目前作为提高新干线车辆性能用的基础制动装置,也在着手开发将制动力增强到1.3倍的 “高负荷型制动装置”。预定2011年开展现车试验, 作为面向实用化的最终阶段,要进行性能评价及验证维修性能等。

5结束语

从新干线的最高运营速度来看,开业时为200 km/h,堪称梦想的超特快,预定东北新干线上将实现320km/h的运行。日本铁道综合技术研究所制动控制研究室为应对进一步的列车提速,正在致力于以下方面的研发工作:

改善轮轨间的黏着状态;

高速运行条件下的滑行控制;

降低制动时盘体与制动闸片间产生的热影响的对策;

能够精确地评价该热影响的新的温度评价系统的开发。

使得能进行实体尺寸试件试验的制动盘试验机(图13)全运转,今后将为确保并提高新干线制动系统的安全性与可靠性而进行研究开发。

日本新干线提速用制动系统 篇2

目前新干线的紧急制动距离仅在4 000 m之内(E2系列车在275 km/h时)。如果将制动初速度提高到360 km/h的同时保持原有的制动性能,那么紧急制动距离将会延长到约7 000 m之长。通过对新干线提速后在地震情况下所增大的危险分析,表明控制危险的最有效方法是尽可能防止紧急制动距离变得更长。因此,在FASTECH项目中,决定开发一种提速用制动系统,目的是将360 km/h时的紧急制动距离控制在4 000 m左右。为达到现有新干线没要求到的快速减速,开发出具有所要求制动力的基础制动装置和充分利用轮轨粘着力的制动控制方法。除制动装置外,还开发了加大空气阻力的装置,作为不依靠粘着力的辅助制动装置,并在应用中对这种新装置的作用和安全性进行了考验。

2 利用现有车辆对高速时的粘着进行测试

如上所述,车辆的制动力取决于传送制动力的轮轨间的粘着力(最大摩擦力)。这样,为了开发适用于高速运行时的制动装置,有必要了解上述速度范围内的粘着系数。目前应用于新干线的标准湿轨粘着系数值,是用自新干线开始运营以来就使用的粘着系数公式计算的:

粘着系数=13.6/(V+85),V——速度(km/h)。

通过获得的新干线200系和STAR21车辆在高速运行试验中的粘着力数据,确定了275 km/h时的运行数据。但对300 km/h以上速度的粘着力还没有充分的数据,因此,必须确定将来更高速度的新干线是否采用该公式。

在这种情况下,开发FASTECH项目之前,只能用实际运营的车辆,对高达360 km/h的高速范围内的粘着系数进行测试。如图1所示,头车(洒水车)的粘着系数几乎沿过去测定值的延长线绘制出。那些测试结果证实,传统的粘着力公式可用于300 km/h以上的速度范围。这些结果也表明车组后部车辆的粘着系数,这是由于铁道技术研究所开发出陶瓷粒子喷射法以加大粘着力。

3 为FASTECH设定制动减速度

如上所述,确认的轮轨间粘着系数正如所期望的那样, 300 km/h以上速度范围和传统公式一致。所以,在该假定条件下为FASTECH设定了常用制动减速度。

但是,正如在第一节中所述,在360 km/h速度制动后,要在4 000 m内停车需要更大的减速度。这样,采用了忽略粘着力限制的“快速减速紧急制动”(图2)。鉴于在该减速度下进行制动而使车轮不滑行是不可能的,开发了一种车轮从开始就出现滑行制动控制方法,并考虑采用加大空气阻力的设备和制动时喷射陶瓷粒子作为辅助方法。

4 基础制动装置的开发

由于最高速度的提高,制动装置在制动时需要吸收的动能也随之增加。例如,在360 km/h紧急制动时产生的热能,比在275 km/h制动时产生的热能要多70%～80%,基础制动装置的热负荷也大大增加。此外,制动时为实现上述快速减速须避免摩擦系数的降低。因此,就需要更高性能的基础制动装置。另一方面,为防止地震影响车辆应尽可能轻,而基础制动装置作为非悬挂质量的一部分,也不能制造得过重。

为满足这些要求,改变了制动装置结构,采用气动夹钳单元、均衡压力制动闸片和中心安装制动盘。基于这种理念,开发出2种基础制动装置。作为开发的成果,能够按计划制造出具有稳定制动力(快速减速紧急制动)而又不增加质量的基础制动装置(图3、图4)。

5 最佳车轮滑行再粘着控制方法的开发

在轮轨间不具备极高粘着系数的车辆制动过程中,制动控制不当,除了会造成车轮抱死和制动距离更长外,还会造成车轮踏面损伤。所以,当车轮要抱死时,作用于车轴上的制动力易于使车轮与钢轨之间实现再粘着,称之为车轮滑行再粘着控制。

如上所述,由于减速度设定在轮轨粘着系数限制之上,快速减速紧急制动在制动时车轮会出现滑行。开发的要点是如何减少车轮滑行,如何防止制动力太小(因为再粘着控制时,制动缓解造成缓解过程中制动力的损失),以及车轮与钢轨间如何快速实现再粘着。换言之,就是如何使车轮适当滑行。

目前新干线的E2系和E3系车辆利用检测减速度和速度差,进行车轮滑行再粘着控制。在该控制方式下,滑行轴的制动力会立即减小,以便于滑行时实现再粘着。之后带来的观念重点在于,如何早一点检测出车轮滑行以减小制动力。相反,FASTECH的快速减速紧急制动假定车轮将发生滑行。所以,如果一旦滑行就减小制动力,FASTECH就不能保证所要求的总制动力。此外,反复缓解和再制动常常会造成转向架的纵向冲动和邻近车轴的滑行。所以,决定采用滑移率控制,重点是在蠕滑状态下增大微小滑动区的粘着力。

在滑移率控制方式下,直到滑移率达到一个固定值(1——轴速度/列车速度),甚至开始滑行时也不减小制动力,等待车轴自动再粘着。当然,如果轮轨之间无法实现再粘着,滑移率进一步增加,就会减小车轴制动力,进行再粘着控制,以防止车轮抱死。所以,滑移率的设定是成功控制的关键。为了确定最佳滑移率,用转向架试验台对不同的滑移率(10%～25%)进行了滑行控制试验。

图 5 为15%滑移率控制和传统3 km/h 速度差控制的比较。图5显示出在15%滑移率控制时,不减小制动力,滑行车轴能自动实现再粘着。试验结果表明,15%左右的滑移率是最佳的,这种滑行不会造成车轮踏面的损伤,与传统滑行控制方式相比,滑移率控制会造成轻微的纵向冲动。

6 加大空气阻力的装置

如上所述,FASTECH进一步改善了粘着制动的性能,但快速减速紧急制动时的减速度仍然设在粘着限制之上。所以,开发出增大空气阻力的辅助设备,以缩短紧急制动距离。由于这种设备以前还没有用于新干线车辆,所以开发综合考虑了车辆结构、运行安全性、运行平稳性和对轨旁设备如高架接触网的影响。

6.1 空气阻力的计算

加大空气阻力的装置是一种在车顶上打开的板,从而加大空气阻力的设备(图6)。这种设备产生的制动力(阻力)可用下列公式表示出来。

undefined

F——阻力(N);

Cd——空气阻力系数;

ρ——空气密度(kg/m2);

A——接受风压的板面积(m2);

V——列车速度(m/s)。

阻力与速度平方成比例。也就是说,制动作用随运行速度的提高而增加。

6.2 基本构成

为加大空气阻力而新开发的装置为旋转上推式,扇形板围绕旋转轴中心转动的同时上推。这种结构设计可以节省放置空间,易于调节,结构简单,且在不同方向可实现同样的制动力。结构组成如图7所示。

考虑到车体的强度和客室的构造,在每辆车的后端安装加大空气阻力的装置。至于在整列车上的安装位置,在保证最多安装数量时,决定在车辆之间的各端(包括安装受电弓的车辆)和列车的两端安装这种装置,以改善各个位置的制动效果。在E954系列车上总计安装了7套装置,在E955系列车上安装了5套装置。

7 FASTECH项目实际车辆的试验

7.1 粘着系数测试

如上所述,利用实际运营的列车测试高速运行时的粘着系数,但只是测试了头车至第3辆车的车轴位置,而没有考虑温度的影响,因此,所采集的数据是不够的。所以,在FASTECH高速运行试验过程中,对粘着系数进行了测试(图8)。测试列车中每辆车的其中一根轴,制动时仅对用作测试的车轴采集粘着系数数据。这些试验是在2月份进行的。

测试结果表明,运行方向的前部车辆的粘着系数在公式得出的值之下,而后部车辆的粘着系数在该值之上。

前部车辆的值大大低于过去测试所获得的粘着系数值,有可能是因为气候如温度和下雪的原因。根据这些结果,断定连续数据积累是必要的。现在仍然利用FASTECH列车对粘着系数进行测试。

7.2 快速减速紧急制动试验结果

在假定再生制动失效的情况下,仅利用空气制动进行快速减速紧急制动试验。

如图9所示,在360 km/h时的紧急制动距离约为4 300 m,使用加大空气阻力装置时为4 000 m。确认列车不用加大空气阻力的装置,在约340 km/h制动初速度时可在4 000 m内停车。两次试验都是在雨天进行的。

7.3 加大空气阻力装置的试验结果

空气阻力是通过惰行、使用阻力板时测得的整列车的减速度而获得的。

如图10所示,在隧道内的减速效果比在敞开地段运行时要大,而在敞开地段的减速度也比设计阶段初始预计的要大。当在360 km/h实施快速减速紧急制动时,加大空气阻力装置可缩短制动距离300 m左右。

8 结论

为控制地震情况下由于提高速度而加大的危险,改进了基础制动装置的性能,优化了滑行情况下的制动控制,同时开发了加大空气阻力的装置。这些改进的结果,使利用加大空气阻力装置在360 km/h时,将紧急制动距离减少到约4 000 m,从而达到了目标。还确认不用这种装置在340 km/h左右的制动初速度下,列车可以在4 000 m内停车。

此外,确认传统的粘着系数公式也适用于300 km/h以上速度范围轮轨间的粘着系数。

计划通过进一步积累试验数据,弄清楚气候条件如冬季低温和下雪对粘着系数的影响。

参考文献

日本新干线E5系车辆的开发 篇3

根据要在2011年春季之前投入运营的目标,开发出了E5系批量生产车辆。批量生产前车辆已于2009年6月完成研制,并进行了各种评定试验(图1)。

考虑到提速的成本效益,决定将最高运行速度定为320 km/h。依据FASTECH360而生产批量生产前车辆,来验证320 km/h最高运行速度的最佳化。

在2009年夏季开始进行运行试验,确认E5系车辆的基本性能和环境性能都与FASTECH360相当。因此,批准设计制造批量生产车辆。有3列E5系车辆于2010年底开始运营,并预定于2011年春季在东京和新青森以300 km/h的速度运营。

2 E5系新干线车辆

2.1 开发要点

乘客定员和客室内设备是决定运营车辆技术条件的主要因素。为保证乘客定员多于FASTECH360车辆,将车鼻长度从16 m缩短到15 m,而将列车编组的数量从8辆增加到10辆。取消了在FASTECH360车上装备的加大空气阻力的设备(通常所说的“猫耳”),座席按5人一排的布置,增加了定员。确认制动性能安全可靠是必要的。

另一个重点是安全性的验证。批量生产前车辆转向架上安装有改进的基础制动装置(气动制动夹钳装置、中心安装制动盘、均衡压力制动闸瓦)(图2)。轴承有2种类型(油润式和脂润式),驱动装置装有双螺旋齿轮(图3),在FASTECH360车辆的驱动装置上增加了螺旋齿轮和新试验要素。由于最高速度的降低,增加了对现有车辆诸如油润式轴承和螺旋齿轮的技术条件的重新评定。对FASTECH360车辆的牵引装置如同步电动机和水冷主牵引变流器进行改进,但是,这些改进是根据所用E2系新干线车辆牵引装置进行的,重点放在轨道数据上。对可操作性、可维修性和降低成本进行了具体研究。在这些研究中,制造了司机室模型,由列车乘务人员进行性能验证,并将批量生产前车辆投入维修线路,这样可以对检修中发现的问题进行验证。

2.2 运行试验评定

运行试验主要在东北新干线仙台与北上之间进行。最重要的结论是环境性能与FASTECH360S的相当。改变FASTECH360的鼻形形状,去除商业运营车辆不需用的车头罩下的设备,可以达到形状最佳。验证其效果的方法与开发FASTECH应用的一样(风洞试验和仿真)。

对列车外部噪声,通过运行试验,确认在320 km/h 的速度下,可以满足环境标准的要求。产生的微压波因隧道入口罩的长度而有所不同,发现有些入口罩长度与所获得的FASTECH360结果间存在一些差异。还发现车辆运行性能与设定值相符。

有必要对有些项目继续进行验证,这就是列车轮廓和受电弓性能。检验列车轮廓看看通过的列车产生的表面压力是否会对道旁设备造成不利影响。当列车轮廓通常与运营的现有车辆相同时,发现独特的数据。对与车辆下部形状相关的具体项目进行验证。为降低外部噪声,计划每列车只用一个受电弓集电运行。受电弓为“<”形,尖端面向运行方向(图4)。当列车向相对方向运行时,转换用面对相对方向的另一个受电弓。然而,如果某些地方发生问题,不用的受电弓不会降下,受电弓就需要相对于运行方向运行。确认在这种情况下,接触网导线的上升力就会变大。为此,研究的课题包括如何应付这类情况。

2.3 批量生产前车辆的评定

从运行试验的结果,确认在320 km/h时的性能要求可以得到满足,最终确定了批量生产车辆的技术条件。对将转向架全罩改为半罩的项目进行验证,以改善可维修性并降低成本。在对必须与E6系车辆联挂运行的E5系车辆进行联合运行试验后,做出了最终决定(图5、图6)。

2.4 批量生产车辆

制造出59列包括批量生产前车辆的E5系车辆,用于提速并替代200型和E1系车辆。作为批量生产前车辆的比较试验,确认了驱动装置和走行装置的试验性能,为此,决定批量生产车辆采用螺旋齿轮和油润式轴承。从FASTECH360到E5系车辆开发的基本概念,是除了运用计算和仿真外,在实际运行条件中进行评定,来验证这种情况,以确保没有问题。

转向架是保证安全性的最重要部件之一, 用与一般检测定时相符的120万km负载在试验台试验中进行评定。对受电弓及其他运动部件,进行了与一般检测定时相符的重复运动试验。对整体车辆用FASTECH360进行60万km耐久性试验,后将其解体进行具体研究,以确认没有重大问题。还对批量生产前车辆进行类似的60万km耐久性试验。2012财政年度底的最高速度将为320 km/h,比现有的275 km/h运行速度提高45 km/h。提速是递增的,是在短时间内速度的较大提高。因而,最基本的是充分识别车辆在维修中的状况,不可忽略任何微小的异常。

3 E6系新干线车辆

于2010年7月制造出E6系批量生产前车辆(图7)。由于FASTECH360的技术开发成果,用E6系替代E3系车辆运用于小町列车,其开发正好与E5系车辆一样是可能的。提速的重大问题,即列车外部降噪问题,E6系比E5系车辆的难度更大。这是因为车辆结构的制约条件,例如由于既有线路界限条件极为恶劣而不能安装受电弓罩。与E3系车辆相比,还降低了车体高度,在地板下重新布置空调设备来减小微压波。鼻部长度为13 m,是E3系车辆鼻部长度6 m的2倍多。因此,要确保客室的空间就极为困难,所以,用7辆编组以保证其定员与小町6辆编组的相同。计划总共制造26列E6系车辆,包括批量生产前的车辆。

4结论

从2011年春季开始,将用6年的时间完成从旧型号向新干线新型号的过渡。那时将有许多问题要研究,如新旧型号车辆的混合运用及如何进行替换。计划将E5系与小町和翼列车用的E3系车辆联合运营,因此,为现有车辆的改进做好准备。随着新干线开始运营到函馆,计划于2014财政年度底开通北陆新干线。这是重大变革的时期,除向新车辆过渡外,还将提供如“特级”一等车辆的适合新时代的新服务,提高安全性,并扩大无障碍进出口。

摘要：介绍了日本新干线E5系车辆的开发情况。

日本新干线样机 篇4

新八代—博多之间121.1 km长的九州新干线北部区域计划在2011年3月开始营运, 届时将建成1 317.8 km 长的线路连接到东京中央铁路。日本九州铁路公司将拓展当前仅仅在九州的营运业务, 在博多实现从鹿儿岛到山阳新干线的换乘, 换乘站还包括熊本、玉明、大牟田、久留米及鸟栖。这些线路目前由设计速度为285 km/h的6辆编组的800系“燕”号动车组运营。

这两家日本铁路运营公司于2007年10月宣布, 同意订购一批新列车用于山阳—九州的线路。8辆编组的N700-7000系动车组, 是从西日本铁路公司和中日本铁路公司在山阳和东海道新干线使用的16辆编组的N700系动车组衍生而来的。西日本铁路公司购买19列车, 花费大约1 000亿日元。日本九州铁路公司购买10列车。

所有车都是动车, 在山阳线路上, 虽然列车没有像东海道线路上运行的N700那样安装被动倾摆装置, 但列车设计速度仍为300 km/h。每列车载客546人, 包括一等车的24人。

日本E7系新干线列车亮相 篇5

E7系新干线列车由JR东日本和JR西日本联合开发,配属JR西日本的列车称W7系。新列车将于2015年3月长野延伸线开通后,在北陆新干线金泽— 长野线投入运营。

JR东日本将首先把这列新车作为“浅间”号在东京和长野之间运营,每天每个方向发7趟车。随着新列车的后续交付,铁路部门有望把新车用于其他线路, 代替自1997年起在长野线运营的E2系新干线列车。

此次时刻表的变更,标志着JR东日本仅存的E3系迷你新干线列车从秋田新干线退役。2014年3月14日在秋田举行了仪式,纪念该小尺寸列车的退役。 该列车被运行速度高达320km/h的E6系列车代替。

日本新干线车轴淬火技术应用综述 篇6

1车轴材质和制造工艺

车轴的材质大致可分为普通钢和合金钢。日本国内使用的车轴材质是成分与S38C～S45C相同的普通钢,新干线的车轴采用 0.38% 的碳钢。而欧洲动车车轴则采用合金钢,驱动轴大多数使用CrMo合金钢。两种钢的强度如果仅从抗拉强度比较,合金钢的抗拉强度更高,但车轴的抗拉强度和疲劳强度(疲劳寿命)的关系并不是简单的关系。

在选择车轴材料时,除考虑疲劳强度外,还要考虑车轴经常受到冲击载荷的作用,因此,还必须考虑韧性和低温脆性,所以钢中含碳量的选取是关键。一般认为,随着含碳量的增加,车轴的强度随之提高,但随之而来的是其裂纹的敏感性增加,因此,要通过调整含碳量及采用适当的热处理方式,来保证车轴钢性能。

车轴的生产工艺有用钢锭直接锻造、有将钢锭先轧成圆坯再进行锻造、有将轧制坯不锻造直接进行机加工等多种方法,因厂家的不同而不同。而日本车轴的生产工艺是,先将连铸矩形坯轧制成圆坯,然后采用高速精密锻造机锻造,并将其完全自动加工成车轴形状。在锻造和机加工后,按照规格要求进行高频淬火回火硬化处理。

2车轴的表面处理方法

提高车轴疲劳寿命的主要工艺方法有:车轴表面强化处理、改善表面粗糙度等级、提高表面硬度和抗腐蚀性能等。目前,车轴表面强化主要有2种,一种是喷丸+滚压强化,另一种是感应淬火强化。

欧洲铁路普遍采用车轴表面滚压强化,表面滚压强化是将滚轮以一定压力与车轴表面相接触的工艺处理方法,不仅可以提高表面粗糙度精度,并使轮座表面产生一定的硬化层,从而在提高车轴疲劳强度的同时,降低微动腐蚀磨损几率。另外,滚压后表面产生较大的残余压应力,从而抵消一部分车轴受载后产生的拉应力,而过大的拉应力是产生裂纹的原因。试验表明,经表面强化和喷丸处理,至少可以使疲劳极限提高25%。

而淬火指的是使金属组织实现50%以上的马氏体,车轴淬火使车轴表层内获得非常细的100%马氏体组织,并使表面硬度显著增加,日本新干线车轴采用高频淬火强化。高频淬火技术本身并不是珍稀技术,但将其应用于车轴是个先例,且只有日本在批量生产中得到应用。由于表面硬度极高,因此,能够防止疲劳裂纹的发生,而且表层残余抗压应力大,能够抑制裂纹的扩展。实际结果已证明它具有很高的可靠性。法国也开始进行对车轴高频淬火技术的研究。本文重点介绍车轴高频淬火技术。

3高频淬火技术

3.1高频淬火表面处理

高频淬火是指利用高频电流使工件表面局部进行迅速加热,然后迅速淬火的一种金属热处理方法,是一种快速加热与立即淬火冷却相结合的方法。这种方法只是对工件一定深度的表面强化,而心部基本上保持处理前的组织和性能,因而可获得高强度、高耐磨性和高韧性的综合性能,且工件不易氧化脱碳,淬硬层深度容易控制,也易于实现机械化。

其感应加热的基本原理是,将工件放在用空心铜管绕成的感应器内,通入中频或高频交流电后,在工件表面形成同频率的感应电流,将零件表面迅速加热后立即喷水冷却(或浸油淬火),使工件表面层淬硬。这种感应电流在工件的分布是不均匀的,在表面强,而在内部很弱,到中心部接近于0。可以在几秒钟内使表面温度上升到800 ℃～1 000 ℃,而中心部温度升高很小。

根据热处理及加热深度的要求选择频率,频率越高加热的深度越浅,淬硬层深度也就浅。高频(10 kHz以上)加热的深度为0.5 mm～2.5 mm, 一般用于中小型零件的加热。中频(1 kHz～10 kHz)加热深度为2 mm～10 mm,一般用于直径大的轴类和大中模数的齿轮加热。工频(50 Hz)加热淬硬层深度为10 mm～20 mm,一般用于直径ϕ300 mm以上零件的透热和表面淬火。

感应加热表面淬火具有表面质量好、脆性小、淬火表面不易氧化脱碳、变形小等优点,所以感应加热设备在金属表面热处理中得到了广泛应用。特别是对承受扭转、弯曲等交变负荷作用,要求表面层承受比中心部更高的应力或耐磨性,需对工件表面提出强化要求的工件,适于含碳量We=0.40%～0.50%钢材。

3.2新干线车轴高频淬火的应用

20世纪50年代之前,日本发生过多次车轴折损事故,折损几乎都是发生在与车轮的配合部位(以下称轮座部位),这是由于微动磨损造成该部位疲劳强度降低很多。由于车轴既要具备表面耐磨强度,又要具有较强的内部韧性,当时日本铁路没有很好的解决办法。后来中村宏博士从日本刀的制作中得到启示,即在高温下充分锻造后放入水中急冷,仅使表面硬化而内部仍然保持强韧,从而日本铁路开始引入高频淬火技术。1951年,在车轴上试用后,确认该淬火技术能有效提高疲劳强度,故在以后新制的电力机车车轴上开始推广。据说,当年欧美的工程技术人员见到日本的高频淬火车轴曾惊叹为东洋魔术,一度成为新干线的骄傲。自1964年投入东海道新干线0系电气列车以来,该技术全面应用于后面的车辆。

为提高车轴的品质,日本对高频淬火作业反复进行了改进。对加热线圈、频率和回火温度进行反复试验比较。高频淬火处理时的频率、线圈形状、回火温度和压缩残余应力分布的关系见图1。与通车时使用的10 kHz、单层线圈相比,现在使用3 kHz、6层线圈,使表面压缩残余应力从200 MPa增加到600 MPa,向拉伸应力转变的深度从 5 mm以下增大到10 mm以上。通过对长期运用的车轴进行X射线残余应力测量,确认残余应力没有降低,证实了在车轴的整个寿命期间都是保持着初期的压缩残余应力(见图1、图2)。此外,车轴历年的更换率也在下降,现车运用证实了其效果。

日本新干线车轴在锻造和粗加工后,对车轴进行高频硬化和回火,再进行磨床精加工。实际上,目前应用的淬火频率3 kHz属于中频,但一直沿用高频淬火称谓。新干线车轴的高频淬火方式有2种,一种是所谓的移动淬火方式,即边移动线圈边加热。还有一种是所谓的固定淬火方式,即固定线圈,只按固定状态加热。2个轮座内侧车轴全长的高频淬火范围采用移动淬火方式,而轮座外侧采用固定淬火方式(图3)。固定淬火加热时间较长,淬火能由表及里达到更深位置。淬火使车轴表层达到100%的马氏体组织,并进行200 ℃ 左右的低温回火,以增加表层硬度和残余应力。

距离车轴表面硬化层深度越大,硬度越低(图4)。图5表明,残余应力降低时需要将加热温度提高,但这时车轴疲劳强度下降。另外,适当降低高频硬化的频率可以改善车轴的疲劳强度。1970年,为了加深车轴残余应力的分布和使其更有抗压性,将硬化频率从10 kHz变为3 kHz,加热温度从503 K降低到473 K,以增加车轴表面附近的残余应力。

4高频淬火车轴性能研究

为了提高高频淬火的可靠性,日本对疲劳强度特性或细微裂纹的发生和扩展特性等进行了疲劳试验,测试和分析了车轴应力,并进行了实物车轴调查和车轴检修数据分析等。通过对车轴的高频淬火硬化方法、精加工过程和非破坏检查方法不断进行改进,改善了残余应力和硬度分布,因而提高了疲劳强度。

同时,还对高频淬火车轴的轮座部位进行了金相试验和疲劳强度试验。结果表明,取得淬火硬度高、晶粒不粗大、不产生淬火裂纹的最佳加热范围是:S38C为880 ℃～900 ℃,冷却速度要比通常热处理时高。而且得出,在150 ℃～230 ℃的温度范围内进行回火,在200 ℃左右硬度停止降低。

通过高频淬火后,在车轴表层上形成马氏体的致密金属组织,使硬度升高,同时产生压缩残余应力。表层的硬化可以提高车轴的耐磨性和抗冲击性能,而压缩残余应力更能提高车轴的疲劳强度。高频淬火车轴的疲劳强度与淬火深度及压缩残余应力的关系分别见图6和图7。

由图6可见,淬火深度变大的同时,与断裂相关的疲劳强度σw2和与疲劳裂纹发生相关的疲劳强度σw1也变大。但是,裂纹发生限度σw1在淬火深度约为1 mm时有饱和倾向。也就是高频淬火产生了残余压应力,抑制了裂纹的扩展。但是,对于裂纹的发生没有太大效果。

由图6、图7可见,淬火硬化层深度和残余应力增大,都能提高轮座部位的疲劳强度,但是其效果是裂纹扩展强度比裂纹萌生强度更加明显。

新干线车轴试件高频淬火压缩残余应力的大小见表1。从表1可以看出,随着淬火深度的增加,压缩残余应力比表面硬度的影响更大,这说明压缩残余应力对轮座部位疲劳强度影响更加重要。

5结束语

日本新干线所使用的高频淬火技术可极大地提高车轴的使用寿命和运用安全性,基本杜绝了因疲劳造成的断轴事故。虽然该项技术在日本铁路得到广泛应用,但是由于车轴是极其重要的安全部件,多年来日本铁路不断在进行试验改进,有些重要技术参数和工艺决窍也从未公开过。目前只有法国进行过高频淬火车轴试验,但一直尚未投入应用。我国CRH2动车组车轴采用日本技术,在车轴国产化的进程中,应充分借鉴日本高频淬火技术的发展历程,研究出适合我国铁路动车组车轴的高频淬火应用技术。

参考文献

[1]Hirakawa K,Kubota M.高速铁路车辆车轴疲劳设计方法(续)[J].电力机车与轨道车辆,2004,27(3):44-46.

[2]平川賢?.ドイツ高速鉄道ICE-3ケルン脱線事故[J].鉄道車両と技術,(147):30-40.

日本新干线的制动系统论文 篇7

新干线动车组转向架的发展历程分三个阶段:自新干线开通至20世纪90年代为第一代;20世纪90年代初至20世纪末为第二代;21世纪之后为第三代,走过了一条由新生到繁荣直至成熟的演变之路(图1)。

本文就新干线动车组转向架的发展历程进行回顾与总结,期望能从中获得有益的启示。

1 新干线第一代动车组转向架

一般把20世纪60年代～90年代期间开发和运营的新干线0系、100/100N系和200系动车组称为第一代,装用的转向架是有摇枕转向架,型号见表 1,其中0系自第22列以后,构架材料由SS41P变为SM41B,转向架型号相应变为DT200A。日本国营铁路(以下简称JNR)民营化后的西日本铁路公司(以下简称JR西)在20世纪80年代末,将用于100N系的DT202转向架命名为WDT202。这些转向架的总体结构型式和性能几乎相同,只是根据运用环境差异稍作局部调整(例如DT201转向架主要采取了应对东北地区冬季多雪环境的防护)。

在DT200转向架问世以前,JNR从1962年开始,就先后研制了DT9001～DT9006六种型号的试验型转向架,重点对几种典型的轮对轴箱定位方式进行试验研究和比选,最终选择了源自德国的双侧拉板式定位(也称IS式)并进行了改良。通过利用弹簧拉板与橡胶衬套组合,使拉板的应力水平较德国MD(Minden,明登)转向架拉板降低30%,该结构后来经过长期的发展和完善,至今仍被很多新干线动车组转向架所采用。

新干线第一代动车组3种转向架主要技术参数见表1,高速列车转向架的开山之作—— DT200转向架见图2。

注*: 100系后改为整体轮装制动盘。

东海道新干线作为世界上第一条高速铁路,受当时的规划和发展水平所限,在今天看来存在先天不足,如建成时铺设的钢轨为50 kg/m,预计寿命通过总吨位5亿t,实际上1976年的通过总重已接近7亿t,线路损伤曾一度严重,不得不进行长达9年之久的大规模线路改造。20世纪70年代～80年代高速铁路的后起之秀法国和德国开始陆续超越日本,JNR意识到,新干线第一代动车组转向架技术提升空间十分有限,难以满足提速要求,亟待解决转向架过重和结构复杂等一系列问题。同时伴随着JNR的民营化,铁路公司之间以及铁路与航空之间的竞争更为激烈,迫切需要研制满足更高速度等级的新一代产品,由此迎来新干线动车组转向架技术突飞猛进的发展阶段。

2 新干线第二代动车组转向架

在以300系为代表的新干线第二代动车组转向架DT203批量生产之前约10年的时间内,日本先后试制了多种转向架方案用于研究试验,为定型产品日后的可靠运用奠定了坚实的基础。

2.1 新干线300系动车组转向架

有摇枕转向架结构复杂,转向架自重近10 t,不利于降低能耗和检修维护。转向架过大的自重和簧下质量引起的轮轨冲击会对线路造成严重破坏。针对这些不足,JNR着手下一代新干线动车组转向架的开发,并首先从试验型转向架研制开始。

2.1.1 951试验列车

为了将列车最高运营速度从210 km/h提高至250 km/h,JNR于1969年3月制造了2辆编组的951试验列车。

951试验车转向架的车轮直径将DT200采用的ϕ910 mm扩大为ϕ1 000 mm,为保证涡流制动(ECB)的安装高度,采用均衡梁定位方式代替IS式,试制了型号为DT9010的试验型转向架(图3)。

DT9010转向架采用了“X”形构架,构架通过轴箱弹簧和垂向减振器支悬于均衡梁上,二系仍采用摇枕结构,车轮外侧装有凸出的帽形制动盘并采用涡流制动夹钳,同时在均衡梁下设置轨道涡流制动装置。

1970年装用DT9010转向架的试验车进行线路试验时,因其簧下质量过大造成线路铺设的PS枕木损坏。这种均衡梁以及附设的轨道涡流制动装置显著增加了簧下质量,不利于轮轨作用力的降低,注定不是发展方向。之后改进的DT9010A转向架尽管采用了IS式定位方式,依旧无法解决轮轨垂向载荷超限的问题。

通过试验观察到转向架簧下质量对性能的影响,随后试制了改良的DT9011转向架:恢复了IS式定位结构,采用H形构架,其他与DT9010基本相同。为降低簧下质量,走行时利用风缸将轨道涡流制动装置吊挂在构架上。施行制动时,才将其压在轴箱上,并采用了部分铝合金材料零部件。

在新大阪—米原间进行的试验速度达到了227 km/h,试验中为了与951试验车进行比较,用K7营业编组进行了230 km/h的高速运行试验,以此调查转向架簧上和簧下载荷的动力学影响。试验结果见图4,结果证实了过大的转向架簧下质量导致轮轨冲击载荷随速度剧增的结论。

根据DT9011转向架的试验结果,为降低簧下质量,在DT9011转向架的基础上,1971年12月又试制了中空轴结构(簧下质量1.1 t)的DT9012转向架,采用空心轴传动结构,中空轴与轮对通过挠性板式联轴节传动,整个齿轮传动箱的质量悬吊在构架上,为此转向架构架增加了端梁。

DT9012转向架的试验在山阳新干线相生—新神户区间进行,线路最高试验速度创下了286 km/h的当时最高记录。结果初步证实了降低簧下质量取得的效果,尽管轮轨垂向力较原先有所降低,但速度在250 km/h以上时总是出现约200 kN的过大轮轨冲击,且均发生在钢轨焊缝处,振动舒适度在270 km/h范围内未超限度值。

2.1.2 961试验列车

为迎接山阳新干线博多站开通,JNR于1973年完成了一列6辆编组的961试制列车,计划以此作为适应包括计划开通的东北—上越新干线在内的全日本新干线网运营的基本车型。

961试验车装用的转向架沿用了DT9012转向架的中空轴结构,重新研制了DT9013转向架(图5)。该转向架的特征为:

(1) 从车轮踏面的应力和轴承负载容量以及从轮

轨作用力方面综合考虑,将轮径定为ϕ980 mm;

(2) 轴箱定位装置采用与DT200相同的IS式;

(3) 驱动装置是中空轴驱动方式,驱动装置的整个质量由转向架构架支撑,减轻了簧下质量;

(4) 为实现轻量化,采用了轻质的铝合金摇枕、空气弹簧上盖和轴箱前盖等;

(5) 采用厚度40 mm、材料为S45C的整体型锻造帽形制动盘,提高了制动装置的效率;

(6) 考虑在寒冷地区、降雪环境的运行,设置了耐寒耐雪的轴簧罩、保温箱等。

1974年2月,961试验列车在新大阪—岐阜羽岛间实施了雪灾对策试验,在积雪区间进行了运行试验。1978年,在东北新干线小山试验线,利用961和为东北—上越新干线开发的批量生产先行962试制列车进行线路试验(所谓批量生产先行试验车是指经过多种方案比选后,用于验证定型产品的试验列车)。试验中,961试验列车创造了319 km/h的当时铁路最高速度记录。962试验列车装用的由日立制作所研制的DT9019转向架,与最终的DT201转向架已无差异。

2.1.3 DT9023系列试验型转向架

在JNR私有化后的20世纪80年代初,以日本铁道综合技术研究所(以下简称RTRI)和日本东海铁路公司(以下简称JR东海)为主,进行了DT9022试验型转向架的实验台试验,随后在1985年～1986年期间,先后研制了DT9023、DT9024、DT9025、TR9000和TR9001一系列试验型转向架,开展实验室台架试验和线路试验(表2)。

3种试验型转向架主要技术参数见表3。

DT9023系列转向架在试验过程中暴露出一些问题,例如车体发生8 Hz和21 Hz～22 Hz的高频振动。经过调查发现,8 Hz振动主要因DT9023转向架圆锥叠层橡胶弹簧的刚度过大,一系垂向减振器阻尼力过小引起。21 Hz～22 Hz 高频振动则是由于轮对质量不平衡引起的惯性力导致。在随后的DT9023C/D试验型转向架中,通过改进二系悬挂中的空气弹簧和牵引装置、限制轮对不平衡,以及转向架上方枕梁局部增强等措施,收到一定的改善效果。DT9023E/F转向架主要在降低自重和悬挂参数方面进一步优化,初具300系DT203转向架的雏形。

JR东海随后设计制造了批量生产先行的300系TDT203/TTR7001型转向架,RTRI对转向架进行了实验台试验和线路试验,在性能、维护保养方面都得到证实,可以作为批量生产新干线300系无摇枕转向架。

注* : 最高运营速度220 km/h,运行约3×105 km。

2.1.4 300系DT203转向架

JR东海开发的新干线300系动车组最高运营速度270 km/h,1992年投入运营,300系服役满20年后于2012年3月正式退役。

300系新干线装用DT203和TR7001动、拖车转向架(也被称为TDT203/TTR7001和WTDT203/WTR7001,分别隶属JR东海和JR西,结构相同)。DT203转向架与上一代产品相比发生了质的变化:降低转向架自重特别是簧下质量,采用无摇枕二系悬挂,采用叠层橡胶定位结构,采用抗蛇行减振器和小型化的交流牵引电动机等。

构架侧梁采用8 mm厚SM490YA压型钢板焊接,横梁采用9 mm厚的STKM18B管材,横梁穿过两侧梁形成构架主体,取消端梁,这种构架成为日后新干线转向架的标准型式。

从新干线300系开始,转向架采用空心车轴,主要是为了施行车轴超声波探伤,同时也起到了降低簧下质量的作用。车轴的安全系数以有运营业绩的新干线0系在210 km/h运行条件下的安全系数为基准。采用带挡边的双列圆柱轴承,可取消原先承担轴向载荷的球轴承,从而缩短了车轴的长度,车轴轴颈横向中心距和车轴总长分别由原先的2 100 mm和2 620 mm减为2 000 mm和2 362 mm,轴箱体材料由原先的铸钢材料变为更轻的锻造铝合金,车轮直径也由ϕ910 mm减小为ϕ860 mm,从此成为之后新干线转向架轮对的标准型式。

轮对轴箱采用圆锥叠层橡胶定位,垂向载荷主要由轴箱弹簧承担,叠层橡胶主要起纵向、横向定位作用,每轴箱3个方向的悬挂刚度分别为18 420 kN/m(纵向)、9 410 kN/m(横向)和1 180 kN/m(垂向)。

转向架取消摇枕,车体枕梁直接支撑在空气弹簧上,枕梁中心的牵引销与构架通过牵引拉杆连接。为保证必须的纵向阻尼,采用无磨耗、不受环境影响且性能稳定的抗蛇行减振器,同时充分利用新干线宽车体结构优势,将空气弹簧横向跨距扩大至2 460 mm,无需抗侧滚扭杆装置,极大地简化了二系悬挂结构。

动车转向架采用交流牵引电机,功率提升的同时(300 kW)体积和质量均有所降低,维护更为便利。齿轮箱材料由铸钢变为铸造铝合金,质量261 kg,较100系转向架齿轮箱降低45%。通过线路运行试验,确认了齿轮箱铝材在道碴打击条件下的结构强度,传动比为2.69。

通过大幅度减重和结构优化,DT203转向架的质量降为6 600 kg,簧下质量减至3 500 kg,与第一代100系新干线动车组相比,转向架的减重幅度最为显著(图6)。

300系拖车用TR7001转向架除保留整体式轮装制动盘外,另设两轴装制动盘,轴装盘采用涡流制动,每套涡流制动装置质量为245 kg,较100系降低13%。300系转向架见图7。

2.2 新干线400系动车组转向架

JR东为实现东北新干线与窄轨既有铁路的直通,将福冈—山形之间88 km既有线窄轨改为标准轨距,故被称为小新干线。受线路基础所限,最高运行速度为140 km/h,同时对车辆的总体技术参数如车辆长度、车体宽度、车辆定距以及转向架轴距均提出了限制。

新干线400系在研制一系列试验车之前,JR东先后试制了DT9027、DT9028、DT9029和DT9030四种试验型转向架,用以日后替代既有的200系。

DT9027转向架可细分为DT9027A、DT9027B和DT9027C三种,转向架的设计目标相同:既能在新干线上高速运行时具有良好的稳定性,又能在既有线小半径曲线上有良好的通过性能和平稳性。

既有线最小曲线半径250 m,3种转向架轴距均为2 250 mm,一系悬挂系统采用相同的圆锥叠层橡胶定位方式,其中DT9027A转向架装有滚子式车体倾摆机构。

1990年在新干线400系批量生产之前,JR东又为1列6辆全动车编组的试验车试制了3种转向架,即DT9028、DT9029和DT9030转向架,分别装在1号车和3号车、2号车和4号车及5号车和6号车上。试验自1990年开始,1991年初与200系连挂在东北新干线进行试验, 1月23日创造了336 km/h的日本记录,同年9月19日又在相同区段内刷新了345km/h 的新记录,线路试验一直持续到1992年运营之前。3种转向架见图8。

3种转向架均为无摇枕结构,轴距同为2 250mm,一系悬挂分别采用了圆锥叠层橡胶+螺旋弹簧、圆锥叠层橡胶和单侧双拉板(也称SES式或SU式),通过试验最终从中筛选出了以DT9030为基础的转向架作为400系批量生产转向架原型,被命名为DT204和TR7006转向架(其中DT204转向架因住友金属和川崎重工两家生产也有A、B之分)。

这种双拉板式的轴箱定位结构,在JR东后续开发的各种新干线转向架中一直被沿用至今。400系车体宽度缩减为2 950mm,转向架空气弹簧横向跨距减小至2 000mm,DT204转向架仍安装直流电机,齿轮箱传动比为2.7,转向架自重为7.3t,定员载荷轴重13t(图9)。