Die Erfindung betrifft tragende Elemente einer tragenden Struktur nach den Ansprüchen 1 bis 8, sowie die dazugehörigen Verbindungselemente nach den Ansprüchen 9 bis 21 . Die Erfindung betrifft außerdem Vorrichtungen und Verfahren nach den Ansprüchen 22 bis 38 zur Herstellung der tragenden Elemente.

Die vorliegende Erfindung bezieht sich auf tragende Elemente und Verbindungselemente, d. h. Bauteile stationärer sowie bewegter lasttragender, mechanischer Strukturen, insbe- sondere Großstrukturen, die in Leichtbauweise zu realisieren sind. Unter Großstrukturen sind tragende Konstruktionen bzw. Tragwerke mit Abmessungen von wenigen Metern bis zu mehreren hundert Metern zu verstehen, wie zum Beispiel Brücken, Türme von Windenergieanlagen, Masten etc. Im Folgenden wird als Synonym für tragende Strukturen der Begriff Tragwerke verwendet, da Tragwerke das größte Anwendungspotenzial darstellen. Zumindest Teile diese Erfindung sind auch auf andere tragende Strukturen, wie beispielsweise auf Fahrgestelle von Schienenfahrzeugen, Fahrgestellrahmen von LKW, Flugzeugtragflächen etc. übertragbar. Derartige Anwendungsmöglichkeiten sollen durch diese Begrifflichkeit nicht ausgeschlossen sein.

Zur Herstellung von tragenden Strukturen bzw. Tragwerken sind tragende Elemente mit entsprechend großen Querschnitten und Blechdicken bzw. Wandstärken erforderlich. Im Stahlbereich werden hierfür so genannte Grobbleche im Blechdickenbereich von 3mm bis über 100mm verwendet. Der Einsatz von Aluminium ist aufgrund der hohen Materialkosten auf Sonderanwendungen beschränkt, bei denen es auf ein sehr geringes Gewicht ankommt, wie zum Beispiel Anwendungen im Flugzeugbau. Die bei Aluminium üblicher- weise eingesetzten Wandstärken sind deutlich geringer und liegen im Bereich weniger Millimeter.

Tragende mechanische Strukturen haben in der Technik die Aufgabe, Lasten, insbesondere Einzellasten aus Zug- und / oder Druckkräften, Flächenlasten, sowie Biege- und / oder Torsionsmomente aufzunehmen. Lasten können gleichförmig oder veränderlich, d. h. statisch oder dynamisch sein. Der Konstrukteur hat eine tragende Struktur so auszulegen, dass die einwirkenden Lasten während der vorgegebenen Lebensdauer ohne Bruch ertragen werden. In dieser Erfindung geht es primär um die Erhöhung der Ermüdungsbruchfestigkeit dynamisch beanspruchter Strukturen. Zu diesem Zweck sind die tragenden Elemente in besonderer Weise gestaltet, gefertigt und miteinander verbunden. Tragende Elemente im Sinne dieser Erfindung sind Stabelemente, Balkenelemente, Rohrelemente, sowie Schalenelemente. Stabelemente können Zug- oder Druckkräfte aufnehmen. Dies unterscheidet Stabelemente von Seilen, die nur Zugkräfte aufnehmen können. Unter einem Balken versteht man in der Mechanik ein Konstruktionselement, dessen Querabmessung im Vergleich zu seiner Längsabmessung klein ist und das nicht nur in Richtung seiner Achse, sondern auch quer dazu belastet ist und folglich nicht nur Zug- und Druckkräfte, sondern auch Biegemomente aufnimmt. Vergleichbare Eigenschaften haben Rohrelemente. Eine Schale im mechanischen Sinne ist ein flächiges Tragelement, das einfach oder doppelt (räumlich) gekrümmt ist und das Belastungen sowohl senkrecht als auch in seiner Ebene aufnehmen kann. Tragende Strukturen bzw. Tragwerke setzen sich aus mindestens einem dieser Grundelemente zusammen. Sinngemäß erstreckt sich diese Erfindung somit auf Stabtragwerke (so genannte Fachwerke), Balkentragwerke, Schalentragwerke bzw. Mischformen, bei denen unterschiedliche tragende Elemente miteinander kombiniert sind.

Da die vorliegende Erfindung breitbandige Anwendungen ermöglicht und an dieser Stelle nicht auf alle denkbaren Lastfälle und Tragwerksausführungen im Einzelnen eingegangen werden kann, erfolgen die Erläuterungen, im Hinblick auf die beanspruchten erfindungsgemäßen Merkmale, anhand von Beispielen, mit denen sich die Problematik am besten erklären lässt. Typische Beispiele sind insbesondere lange, schlanke Tragwerke unter hoher Axialdruck-, Biege- und Ermüdungsbeanspruchung, wie Masten, Türme, Pylone, Rigs von Ölplattformen etc. Durch die lange und schlanke Form handelt es sich um schwingfreudige und sofern es sich um Schalentragwerke handelt, beulgefährdete Strukturen. Entsprechend hoch sind die Anforderungen an Beulsteifigkeit und Ermüdungsfestigkeit der eingesetzten Tragelemente. Die erfindungsgemäßen Merkmale sollen aber nicht auf diese Beispiele beschränkt, sondern sinngemäß auf weitere Tragwerksformen und Lastfälle übertragbar sein. Für den Fachmann ist es ohne weiteres möglich, die Grundprinzipien dieser Erfindung bei anderen Tragwerken und Lastfällen anzuwenden. Die tragenden Strukturen sind daher selbst nicht Gegenstand dieser Erfindung, sondern dienen lediglich Erläuterungszwecken.

Unter Ermüdung versteht man in der Werkstofftechnik ein Materialversagen unter veränderlicher bzw. schwingender Belastung. Unter dem Einfluss von Zugspannungen bilden sich Risse, die mit fortschreitendem Wachstum schließlich zum Bruch führen und die Bauteillebensdauer begrenzen. Tragende Strukturen sind daher so zu bemessen, dass während ihrer Lebensdauer kein Ermüdungsversagen auftritt. Die Spannungen, die ein Bauteil dauerhaft unter schwingender Belastung erträgt, sind bei allen Werkstoffen grundsätzlich niedriger als die Spannungen, die unter statischer Beanspruchung ertragen werden. Der Zusammenhang geht aus werkstoffspezifischen Wöhlerkurven hervor. Stahlwerkstoffe mit kubisch raumzentriertem Gitter zeigen oberhalb einer Grenzschwingspielzahl von 10 ^Λ 6 (1 Million) Lastzyklen eine ausgeprägte Dauerfestigkeit. Aluminium mit kubisch flächenzentriertem Gitter hat kein ausgeprägtes Dauerfestigkeitsverhalten. Dauerfestigkeit wird daher oberhalb einer anwendungsabhängigen Grenzschwingspielzahl von 10 ^Λ 7 bzw. 10 ^Λ 8 Lastzyklen angenommen, bei der die Wöhlerkurve nur noch langsam abfällt. Magnesiumlegierungen zeigen ein Ermüdungsverhalten, welches in der Mitte zwischen dem der Stähle und dem der meisten Aluminiumlegierungen liegt, d. h. der Abfall der Wöhlerkurve von Magnesiumlegierungen ist so gering, dass man von einer ausgesprochenen Dauerfestigkeit sprechen kann. Magnesiumlegierungen haben allerdings, aufgrund ihrer sehr hohen Kosten, im Tragwerksbau kaum Bedeutung, so dass auf diese Werkstoffgruppe im Folgenden nicht explizit eingegangen wird. Die Prinzipien dieser Erfindung sind jedoch auch auf diese Werkstoffgruppe übertragbar.

Welche Spannungen Bauteile dauerhaft ertragen können hängt allerdings nicht nur vom Werkstoff, sondern auch vom Herstellverfahren, von der Konstruktion und von der Belas- tungsart (Mittelspannung im Zug- oder Druckbereich) ab. Durch Kerbwirkung kann die tatsächlich ertragbare Spannung unter Ermüdungsbelastung deutlich niedriger sein als die Wöhlerkurve für den Grundwerkstoff vorgibt. In diesem Zusammenhang spielt insbesondere die Verbindungstechnik eine maßgebende Rolle, da beispielsweise Schraublöcher und Schweißverbindungen stets eine Kerbwirkung verursachen. Bei Schweißverbindun- gen kommt hinzu, dass sich beim Erstarren der Schmelze Zugeigenspannungen bilden. Zusätzlich kommt es zu Gefügeänderungen und Duktilitätseinbußen, die in Verbindung mit den Eigenspannungen zu einer Herabsetzung der dynamischen Festigkeit führen.

Darüber hinaus kann die Dauerfestigkeit metallischer Werkstoffe unter Einfluss von Korrosion gänzlich verloren gehen. Hierbei handelt es sich um die so genannte Schwingungs- risskorrosion, die schwer zu entdecken und daher besonders gefährlich ist.

Der vorliegenden Erfindung liegt das Problem zugrunde, dass bei stark ermüdungsbean- spruchten Tragwerken das statische Festigkeitspotenzial, insbesondere von hoch- und höchstfesten Werkstoffen, abhängig von Herstellverfahren, Konstruktion und Beanspruchungsart (Zug, Druck, Korrosion etc.), in vielen Fällen nicht optimal genutzt werden kann. Bei starker Ermüdungsbeanspuchung (hohe Schwingspielzahl in Verbindung mit hohen dynamischen Lasten) wird die im Vergleich zur statischen Festigkeit deutlich niedrigere Ermüdungsfestigkeit bemessungsbestimmend. Die Ermüdungsfestigkeit hoch- und höchstfester Werkstoffe erhöht sich jedoch nicht proportional zur Streckgrenze. Der überproportionale Gewinn an statischer Festigkeit kann deshalb bei starker Ermüdungsbelas- tung nicht ausgenutzt werden. Der vorliegenden Erfindung liegt außerdem das Problem zugrunde, dass lange, schlanke axialdruck- bzw. biegebeanspruchte Schalentragwerke beulempfindlich sind. Die verwendeten Blechschalen müssen lokal durch so genannte Beulsteifen verstärkt werden. Dies geschieht in der Regel durch Schweißen und verschlechtert die Kerbklasse bzw. führt zu entsprechend höheren Kosten und Bauteilgewichten. Um die Kerbklasse nicht zu beeinträchtigen und die Kosten niedrig zu halten, sind neue Herstellverfahren erforderlich.

Darüber hinaus ist eine flexible Anpassung tragender Elemente an die einwirkenden Belastungen wünschenswert. Die Belastung kann sich in Längsrichtung des tragenden Elements ändern, beispielsweise wenn mehrere unterschiedliche Einzellasten und / oder Biegemomente einwirken. Ein einfaches Beispiel ist der einseitig eingespannte Kragbalken. Eine Kraft am freien Ende erzeugt über den Hebelarm eine Biegemomentbelastung, die zur Einspannstelle hin stetig zunimmt. Kragbalken mit konstantem Querschnitt haben in diesem Zusammenhang den Nachteil, dass das Material an Stellen mit geringerer Biegemomentbelastung statisch nicht optimal genutzt wird. Zur Gewichtsreduzierung kann es daher zweckmäßig sein, den Querschnitt in Längsrichtung der tragenden Elemente an die jeweils einwirkenden Lasten anzupassen. In Balken- und Rahmentragwerken wird daher häufig eine Annäherung des Querschnitts an den Beanspruchungsverlauf vorgenommen. Durch Querschnittsanpassung bzw. Vouten tragender Elemente kann für den größten Trägerbereich ein statisch angepasster, kleinerer Profilquerschnitt verwendet und dadurch Material eingespart werden.

Innerhalb eines Tragwerks aus zusammengesetzten tragenden Elementen ist die Anpassung relativ leicht möglich, da die Abmessungen der Einzelelemente verändert werden können. Beispielsweise können Elemente mit größeren oder kleineren Abmessungen zusammengesetzt werden. Die Realisierung veränderlicher Abmessungen innerhalb eines tragenden Elements ist jedoch schwieriger. Ein typisches Beispiel für ein tragendes Element mit variablem Querschnitt ist ein doppel-T-förmiger Tragbalken mit nicht parallelen Flanschen. Derartige Breitflanschträger mit nicht parallelen Flanschen sind derzeit nur durch Zusammenschweißen einzelner Bleche herstellbar. Die Verbindungsstellen führen jedoch zu einer Herabstufung der Kerbklasse und geringeren Ermüdungsfestigkeiten ge- genüber standardisierten Breitflanschträgern. Standardisierte Breitflanschträger werden nahtlos durch Warmwalzen gefertigt. Dies ermöglicht die derzeit beste Kerbklasse 160. Mit den verfügbaren Verfahren gemäß dem Stand der Technik lassen sich jedoch nur parallele Flansche erzeugen. Das nahtlose Warmwalzen nicht parallelflanschiger Breitflanschträger ist aktuell nicht möglich. Um derartige Tragbalken mit hoher Kerbklasse und Ermüdungsfestigkeit herzustellen, sind spezielle Warmwalzverfahren und Vorrichtungen erforderlich. Um die hohe Ermüdungsfestigkeit der Tragelemente durch Schweißen beim Zusammenbau des Tragwerks nicht wieder zunichte zu machen, werden darüber hinaus alternative Verbindungselemente hoher Kerbklasse benötigt.

Die Ermüdungsfestigkeit tragender Elemente, sowie daraus gefertigter tragender Strukturen, steht somit im Vordergrund der nachfolgenden Ausführungen. Aufgabe dieser Erfin- dung ist es, leichtere, steifere und ermüdungsfestere Tragelemente mit veränderlichen Querschnitten, sowie ermüdungsfeste Verbindungselemente für den Bau großer dynamisch belasteter Tragwerke bereitzustellen. Diese Aufgabe wird erfindungsgemäß durch die in Anspruch 1 angegebenen Merkmale gelöst. Vorteilhafte Ausgestaltungen der tragenden Elemente, sowie der Verbindungselemente sind Gegenstand der Unteransprüche 2 bis 21 .

Aufgabe dieser Erfindung ist es außerdem, Vorrichtungen und Verfahren zur Herstellung der tragenden Elemente zu benennen. Der diesbezügliche Stand der Technik, sowie die zu lösenden Aufgabenstellungen zur Herstellung der tragenden Elemente werden aus Gründen der Übersichtlichkeit in den Figuren 14 bis 21 beschrieben. Die erfindungsge- mäßen Lösungen hinsichtlich der Verfahren ergeben sich aus den in Anspruch 22 angegebenen Merkmalen. Die erfindungsgemäßen Lösungen hinsichtlich der Vorrichtungen ergeben sich aus den in Anspruch 33 angegebenen Merkmalen. Vorteilhafte Ausgestaltungen sind Gegenstand der Unteransprüche 23 bis 32 bzw. 34 bis 38.

Leichte und steife Konstruktionen lassen sich durch den Einsatz metallischer Leichtbau- Werkstoffe mit geringer spezifischer Dichte und hoher Festigkeit in Verbindung mit einer optimalen Massenverteilung erreichen. Bevorzugte Leichtbauwerkstoffe in dieser Erfindung sind, entsprechend der Verbreitung und dem Stand der Technik im Tragwerksbau, vor allem hoch- und höchstfeste Baustähle S460 bis S1300 mit Streckgrenzen von 460MPa bis 1300MPa und höher.

Normalfeste Stahlgüten mit Streckgrenzen unter 460MPa, beispielsweise die klassischen Baustähle S235 und S355, sind ebenfalls Gegenstand dieser Erfindung, da die erfindungsgemäßen Merkmale auch bei diesen Stählen vorteilhaft genutzt werden können.

Bei Sonderanwendungen aus Aluminium sind vor allem hochfeste Legierungen mit Festigkeiten bis ca. 700MPa und höher von Interesse. Hierbei handelt es sich um die um- formbaren, aushärtbaren Aluminiumknetlegierungen der Gruppe 7000, wie zum Beispiel die Aluminium-Zink-Legierung 7068. Prinzipiell lassen sich zumindest einzelne Merkmale dieser Erfindung vom Fachmann auch auf Magnesiumlegierungen, sowie Verbundwerkstoffe aus Blech und Kunststoff bzw. Blech und Metallschaum übertragen. Aufgrund der Komplexität ist es jedoch nicht möglich, auf die zum Teil sehr speziellen Besonderheiten dieser Werkstoffe im Rahmen dieser Erfindung einzugehen. Die Beanspruchung einzelner Merkmale auch für diese Werkstoffe ist aber grundsätzlich beabsichtigt. Um die hohe sta- tische Festigkeit dieser Werkstoffe zum Vorteil des Leichtbaus bei dynamischer Belastung nutzen zu können, muss die Ermüdungsfestigkeit auf ein höheres Niveau angehoben werden. Auf diesen wesentlichen Aspekt der Erfindung wird an späterer Stelle noch detailliert eingegangen.

Eine optimale Massenverteilung als Voraussetzung für besonders leichte, steife Tragwerke ergibt sich, nach dem Satz von Steiner, durch entsprechende Gestaltung der Querschnittsgeometrie. Der Querschnitt wird vom Tragwerksplaner so gewählt, dass sich mit möglichst wenig Materialeinsatz ein möglichst hohes Flächenträgheits- bzw. Widerstandsmoment ergibt. Bei besonders schwingfreudigen Bauwerken gilt es bei der Quer- schnittsdimensionierung zudem, genügend Sicherheitsabstand zu den kritischen Resonanzfrequenzen von mindestens 5% einzuhalten. Bei speziellen Anwendungen, können zudem strömungstechnische bzw. aerodynamische Anforderungen hinzukommen, wie zum Beispiel bei Flugzeugtragflächen und Rotorblättern von Windenergieanlagen.

Die globale Beulsteifigkeit von Tragwerken, auch als Knickstabilität bezeichnet, wird durch Dimensionierung der tragenden Querschnitte beherrscht. Die Aufgabe des Tragwerkplaners besteht dabei darin, den besten Kompromiss bezüglich der Querschnittsaußenabmessungen (Höhe und Breite bzw. Durchmesser) und Wandstärke zu finden. Die Aufgabe kann beispielsweise sein, Durchmesser und Wandstärke einer tragenden Stahlröhre in Schalenbauweise zu optimieren. Kleine Querschnittsaußenabmessungen in Verbindung mit großen Wandstärken sind bei der Formgebung, insbesondere bei einer Biegeumformung problematisch, da hohe Umformkräfte notwendig sind. Querschnittsvergrößerungen erlauben geringere Wandstärken und bei gleicher Steifigkeit geringere Bauteilgewichte, können aber beim Überschreiten bestimmter Abmessungen den Transport der Bauteile erschweren. Mit abnehmender Wandstärke kommt bei dünnen, langen Schalentragwer- ken unter hohem Axialdruck ein weiteres Problem hinzu, da es lokal zur Überschreitung der zulässigen Beulspannung kommen kann. Diese Bereiche müssen vom Konstrukteur versteift werden. Diese Problematik besteht insbesondere bei hoch- und höchstfesten Werkstoffen, wenn die erhöhte Werkstofffestigkeit zur Wandstärkenreduzierung genutzt wird. Ohne kostengünstiges Versteifungsverfahren ist die Wirtschaftlichkeit des Einsatzes dieser Werkstoffe in Frage gestellt.

Erfindungsgemäß wird vorgeschlagen, Bleche mit integrierten Versteifungen, insbesondere mit integrierten Rippen, einzusetzen. Alternativ können Versteifungssicken zum Einsatz kommen. Sicken sind einfacher, zum Beispiel durch Abkanten herstellbar, sind jedoch nicht so universell einsetzbar wie Rippen. Rippen werden häufig zur Versteifung von Gussbauteilen verwendet. Die Rippen lassen sich als Kavität in die Gussform einformen und damit beim Gießen nahtlos in das Bauteil integrieren. Rippen sind bei Blechschalen nur in geschweißter Form Stand der Technik. Geschweißte Rippen sind jedoch mit einer ungünstigen Kerbklasse verbunden. Zur Erreichung der derzeit bestmöglichen Kerbklasse 160 werden im Rahmen dieser Erfindung Verfahren und Vorrichtungen zur Herstellung der Rippen im Walzwerk vorgeschlagen. Die Herstellung erfolgt im Rahmen einer Warmumformung oberhalb der Rekristallisationstemperatur auf speziellen Profilwalzstra- ßen.

Vorrichtungen und Verfahren dieser Profilwalzstraßen sind so konzipiert, dass darauf nicht nur die bekannten Trägerprofile (T-Träger, Doppel-T-Träger, U-Profile etc.) mit konstantem Querschnitt hergestellt werden können, sondern auch die erfindungsgemäßen tragenden Elemente mit integrierten Rippen, nachfolgend auch Schalentragelemente oder Bleche mit integrierten Rippen genannt. Die Rippen sind in Längsrichtung, d.h. in Walzrichtung der Bleche angeordnet und können konstanten oder veränderlichen Abstand zueinander haben. Bleche mit zwei parallelen oder keilförmig zueinander verlaufenden Rippen stellen dabei die bevorzugte Ausführungsform dar. Diese Ausführungsform lässt sich kostengünstig herstellen.

Abhängig von den Steifigkeitsanforderungen der jeweiligen Anwendung kann es jedoch erforderlich sein, Bleche mit mehr als zwei Rippen einzusetzen. Ausführungen mit mehr als zwei Rippen sind daher ebenfalls Gegenstand dieser Erfindung. Die erfindungsgemäßen Vorrichtungen und Verfahren und die Anordnung der Vorrichtungen im Walzwerk sind so konzipiert, dass die Herstellung von tragenden Elementen mit mehr als zwei Rippen möglich ist.

Die erfindungsgemäßen Vorrichtungen und Verfahren der Profilwalzstraßen sind außerdem so konzipiert, dass darauf nicht nur Profile mit konstanten Querschnitten, sondern auch mit belastungsangepassten, veränderlichen Querschnitten hergestellt werden können. Die erfindungsgemäßen Konzepte bilden die Grundlage für ein voll flexibles Walz- werk zur Fertigung kundenindividueller Lösungen. Alle auf den Profilwalzstraßen hergestellten Tragwerkskomponenten sind durch ihre hohen statischen und dynamischen Werkstofffestigkeiten gekennzeichnet. Hierzu werden die Profile oberhalb der Rekristallisationstemperatur gewalzt und am Ende der Profilwalzstraße vergütet bzw. nachbehandelt.

Die Ermüdungsfestigkeit von Tragwerken ist, wie bereits weiter oben angeführt, nicht nur vom Herstellverfahren, sondern auch von der Belastungsart abhängig. Weitere Einflüsse auf die Tragwerkermüdung haben die Verbindungstechnik, der verwendete Werkstoff, sowie Korrosionserscheinungen. Belastungsarten werden, abhängig vom Grenzspan- nungsverhältnis R, folgendermaßen unterschieden: Druckschwellbeanspruchung (1 < R < ZXD; R = -DO), Wechselbeanspruchung (- oo < R < -1 ; R = -1 ; -1 < R < 0) und Zugschwellbeanspruchung (R = 0; 0 < R < 1 ). Das Grenzspannungsverhältnis R setzt sich dabei aus dem Verhältnis der Unter- zur Oberspannung eines Schwingspiels zusammen. Die Belastung kann alternativ über die Mittelspannung beschrieben werden. Die Mittelspannung entspricht einer statischen Vorspannung, die das Schwingspiel um einen festen positiven bzw. negativen Spannungsbetrag verschiebt.

Es ist bekannt, dass metallische Werkstoffe unter Druckschwellbeanspruchung deutlich höhere Spannungen ertragen können als in den Bereichen der Wechsel- oder Zugschwellbelastung. Im Bereich der Druckschwellbeanspruchung werden Rissinitiierung bzw. Risswachstum verzögert oder komplett unterdrückt. Dieser Effekt ist werkstoffabhängig und bei Aluminium stärker ausgeprägt als bei Stahl. Bei ungeschweißten Stahl- bauteilen, die ausschließlich auf Druck belastet sind, ergibt sich nach den Richtlinien für Schiffbau und Offshore Windenergieanlagen des Germanischen Lloyd eine um den Faktor 1 ,6 höhere Ermüdungsfestigkeit. Bei geschweißten Stahlbauteilen hängt die Größenordnung von der Höhe der Eigenspannungen und von der zeitlichen Abfolge der Lasteinwirkung ab. Bei veränderlichen Lastzyklen beträgt der Faktor noch 1 ,3. Bei Belastung mit konstanter Lastwechselhöhe unter Druckschwellbeanspruchung werden keine Eigenspannungen in den Schweißnähten abgebaut. Das geschweißte Bauteil erhält in diesen Fall keinen Festigkeitsbonus.

Nach dem Stand der Technik ist es möglich, Eigenspannungen in den Schweißnähten durch Nachbehandlung mit hochfrequenten Hämmerverfahren abzubauen und damit die Kerbklasse zu erhöhen. Die geringeren Eigenspannungen lassen wiederum erwarten, dass die zuvor genannten Korrekturfaktoren für geschweißte Bauteile im Druckschwellbereich tendenziell erhöht werden können. Die Verfahren sind jedoch aktuell noch nicht zertifiziert. Daher wird im Folgenden schwerpunktmäßig auf die Steigerung der Ermüdungsfestigkeit nicht geschweißter Bauteile eingegangen, insbesondere wie eine sich günstig auswirkende Druckschwellbelastung gezielt herbeigeführt werden kann. Erfahrene Fachleute können diese Aspekte auf geschweißte, nachbehandelte Bauteile übertragen, sobald die Handhabung nachbehandelter Schweißnähte in den Regelwerken explizit berücksichtigt ist.

Ob bzw. welche Bereiche von tragenden Strukturen Druckschwellbeanspruchungen unter- liegen, ist konstruktions- und lastfallabhängig. Durch spezielle konstruktive Ausführungen können reine Druckbelastungen der tragenden Elemente erreicht werden, beispielsweise bei Konstruktionen nach dem Prinzip eines Bogens. Diese konstruktive Möglichkeit ist jedoch auf wenige Anwendungen, wie beispielsweise Brücken beschränkt. Eine andere breitbandiger einsetzbare Möglichkeit ist der gezielte Einsatz von Vorspannkräften, um Druckbelastungen in Tragwerken herbeizuführen. Vorgespannte Konstruktionen sind bei Bauwerken aus Beton Stand der Technik. Da Beton nur geringe Zugspannungen aber sehr hohe Druckspannungen erträgt, müssen Betonteile, die auf Zug belastet sind, ggf. vorgespannt werden. Auch bei Tragwerken aus Stahl wird in einzelnen Fällen, wie beispielsweise bei Brücken, abgespannten Masten und Hallenkonstruktionen auf das Prinzip vorgespannter Bauweisen zurückgegriffen. Durch die Abspannung mit Seilen oder Zugstäben wird eine Stabilisierung der tragenden Elemente erreicht. Durch die Stabilisierung werden die tragenden Elemente statisch entlastet. Durch derartige Stabilisierungsverbände können schlankere Querschnitte eingesetzt und Material eingespart werden.

Die vorliegende Erfindung für tragende Elemente aus Stahl und anderen metallischen Werkstoffen grenzt sich von diesen Vorspannkonzepten ab. Nicht die statische Entlastung steht im Vordergrund, sondern die Erschließung von Festigkeitspotenzialen im Bereich der Ermüdung. Die hohe statische Streckgrenze metallischer Werkstoffe kann in Tragwerken, in denen die vergleichsweise geringe Ermüdungsfestigkeit bemessungsbestimmend ist, häufig nicht genutzt werden. Um die Streckgrenze ausnutzen zu können, muss die Ermüdungsfestigkeit erhöht werden.

Erfindungsgemäß soll die Vorspannung zur Erhöhung der Ermüdungsfestigkeit insbesondere von Stahl- und Aluminiumtragwerken genutzt werden. Die Vorspannung dient nach Anspruch 1 hauptsächlich zur gezielten Verlagerung der Belastung in den für die Ermü- dungsfestigkeit besonders vorteilhaften Druckschwellbereich. Dies hat zur Folge, dass sich die Belastung des Tragwerks zunächst nicht reduziert, sondern sich durch die Vorspannung sogar noch erhöht. Besonders vorteilhaft wirkt sich in diesem Zusammenhang die Verwendung hoch- bzw. höchstfester Werkstoffgüten aus. Hoch- bzw. höchstfeste Stähle ertragen sehr hohe statische Lasten, aber nur vergleichsweise geringe Ermü- dungslasten. Das gleiche gilt für Aluminium. Die erhöhte statische Festigkeit bzw. Streckgrenze dieser Werkstoffe wird erfindungsgemäß dazu genutzt, die Zusatzbelastung in Folge der Vorspannung aufzunehmen, bei gleichzeitiger Anhebung der Ermüdungsfestigkeit in Folge induzierter Druckspannungen.

Die Druckspannungen in Folge der Vorspannung erhöhen die Gefahr des Schalenbeu- lens, vor allem wenn die erhöhte Werkstofffestigkeit gleichzeitig zur Wandstärkenreduzierung genutzt wird. Die zusätzliche Beulbeanspruchung wird erfindungsgemäß durch Verwendung besonders beulsteifer Querschnitte kompensiert. Die hohe Beulsteifigkeit ergibt sich vor allem durch die Verwendung spezieller Versteifungselemente, wie Sicken bzw. eingewalzte Rippen.

Darüber hinaus dient die Vorspannung erfindungsgemäß auch zur Herstellung besonders ermüdungsarmer Verbindungen zwischen den tragenden Elementen. Dies ermöglicht Tragwerke mit hoher Kerbklasse und Ermüdungsfestigkeit. Die Vorspannung vermindert zudem die Anrissgefahr des Werkstoffs. Das Risiko der Spannungsrisskorrosion in dynamisch belasteten Tragwerken wird vermieden bzw. stark reduziert. Dadurch wird die Dauerhaftigkeit von Tragwerken selbst unter Einwirkung von Korrosion insgesamt verbessert. Um die werkstofflichen Potenziale im Druckschwellbereich nutzen zu können, muss das Grenzspannungsverhältnis in den tragenden Elementen unter allen zu erwartenden Betriebsbelastungen, also auch unter Extremlasten, immer 1 < R < oo bzw. R = - oo betragen. Die Ermittlung der hierzu erforderlichen Vorspannkraft wird vom Fachmann beherrscht und erfolgt anhand von FEM-Berechnungen. Es muss lediglich nachgewiesen werden, dass in allen tragenden Elementen in allen Betriebszuständen nie Zugspannungen auftreten können.

Im Folgenden wird davon ausgegangen, dass die tragenden Elemente in Richtung ihrer Längsachse bzw. in einem bestimmten Winkel dazu (maximal 45° zur Längsachse) vorgespannt werden. Eine Abspannung in Richtung der Längsachse der tragenden Elemente (Winkel 0°) erfolgt, wenn die gesamte Vorspannkraft zur Reduzierung der Ermüdungsbelastung eingesetzt werden soll. Unter maximal 45° wird abgespannt, wenn zusätzlich eine seitliche Stabilisierung erwünscht ist und genügend Platz zur Unterbringung der Spannelemente zur Verfügung steht. Steht die seitliche Stabilisierung und nicht die Erhöhung der Ermüdungsfestigkeit im Vordergrund, kann auch unter einem Winkel von mehr als 45° abgespannt werden. Die seitliche Stabilisierung vermindert die Schwingungsamplituden und Verformungen der Struktur und trägt somit ebenfalls zur Reduzierung der Ermüdungsbelastung bei.

Damit sich die Effekte der reduzierten Ermüdungsbelastung und der erhöhten Ermüdungsfestigkeit im Druckschwellbereich ergänzen, sind allerdings höhere Vorspannkräfte notwendig. Hintergrund ist, dass sich die Vorspannung nach dem Krafteckprinzip in eine horizontale Komponente mit seitlicher Stabilisierungswirkung und in die vertikale Komponente zur Vorspannung der tragenden Elemente in den Druckschwellbereich aufteilt. Um die Belastung der tragenden Elemente in den Druckschwellbereich zu verlagern, sind höhere Gesamtvorspannkräfte notwendig als dies bei reinen Stabilisierungsverbänden der Fall ist. Wesentlicher Aspekt dieser Erfindung ist die Grundidee, die tragenden Elemente in Richtung und Höhe so vorzuspannen, dass sich die Belastung in den Druckschwellbereich verlagert. Diese kann ggf. mit einer seitlichen Stabilisierung verknüpft werden. Hierzu wird ein Abspannwinkel >0° zur Längsachse der tragenden Elemente gewählt. Der optimale Abspannwinkel kann vom Konstrukteur entsprechend der benötigten Kraftanteile bestimmt werden. Der Anteil der Vorspannkraft, der als Druckvorspannung auf die tragenden Elemente übertragen werden soll, muss möglichst gleichmäßig und genau senkrecht auf die Querschnittsflächen der tragenden Elemente wirken. Dies wird erfindungsgemäß durch spezielle Elemente zur Übertragung der Vorspannkraft erreicht, die an den Enden der tragen- den Elemente aufgesteckt sind. Die entsprechenden Erläuterungen hierzu erfolgen an späterer Stelle anhand der Figuren für die Verbindungselemente.

Zu den Verbindungselementen gehören im Rahmen dieser Erfindung Spannelemente zur Erzeugung der Vorspannkraft, entsprechende Befestigungs- und Einstellelemente, Elemente zur Übertragung der Vorspannkraft und Steckverbindungen. Sämtliche Verbin- dungselemente sind durch höchst mögliche Kerbklassen und Ermüdungsfestigkeiten gekennzeichnet. Nähere Erläuterungen hierzu erfolgen an späterer Stelle anhand von Figuren. Prinzipiell kann die Vorspannung auch mit anderen Verbindungs- bzw. Spannelementen, entsprechend dem Stand der Technik, erfolgen, mit entsprechenden Abstrichen bezüglich der statischen Festigkeit und der Ermüdungsfestigkeit. Für das Tragwerk bedeutet dies eine entsprechend ungünstigere Gewichtsbilanz und höhere Kosten.

Neben der bisher erläuterten Möglichkeit zur Steigerung der Ermüdungsfestigkeit über eine Verlagerung der Mittelspannung (Vorspannung in den Druckschwellbereich) gibt es weitere Potenziale die Ermüdungsfestigkeit zu steigern. Die Ermüdungsfestigkeit hoch- und höchstfester Stähle erhöht sich mit der Streckgrenze. Allerdings erhöht sich die Er- müdungsfestigkeit gegenüber normalfesten Stählen nicht proportional zur Streckgrenze, sondern ist entsprechend geringer. In einer Veröffentlichung des International Institute of Welding„Influence of parent metal strength on the fatigue strength of parent material with machined and themally cut edges" ist die Steigerung der Ermüdungsfestigkeit anhand der Kurvenverläufe für verschiedene Streckgrenzen von 240 bis 900MPa beschrieben. Die Kurvenverläufe gelten allerdings nur für nicht geschweißte Stähle. In den Regelwerken für Schiffbau und Offshore- Windenergieanlagen des Germanischen Lloyd ist die Ermittlung der Korrekturwerte für den Material- bzw. Streckgrenzeneinfluss bei Stählen beschrieben. Nach der Beziehung f _m = 1 + (f _yk - 235): 1200 ergibt sich bei einem S460 (f _yk = 460MPa) eine um den Faktor f _m = 1 ,19 höhere Ermüdungsfestigkeit als bei einem S235 (f _y k = 235MPa). Der Stahl S460 hat somit gegenüber einem S235 eine ca. 20% höhere Ermüdungsfestigkeit bei fast doppelt so hoher Streckgrenze. Da bei Schiffbau- und Offshore Anwendungen derzeit nur Stähle mit einer Streckgrenze bis 460MPa eingesetzt werden, ist die o. g. Beziehung zur Ermittlung des Faktors f _m bislang auf solche Stähle begrenzt. Aufgrund der zuvor genannten Kurvenverläufe des NW (International Institute of Welding) ergeben sich für Stähle mit Streckgrenzen über 460MPa noch höhere Ermüdungsfestigkeiten. In dieser Erfindung wird davon ausgegangen, dass die Regelwerke bei entsprechender Bedarfsentwicklung erweitert werden, bzw. eine Zulassung im Einzelfall erteilt wird. Wichtig ist in diesem Zusammenhang, dass die Eigenspannungsempfindlichkeit mit zunehmender Werkstofffestigkeit zunimmt. Die Ermüdungsfestigkeit geschweißter hoch- bzw. höchstfester Stähle unterscheidet sich kaum von der Ermüdungsfestigkeit normalfester Stähle. In den zitierten Regelwerken wird daher angenommen, dass die Ermüdungs- festigkeit geschweißter Bauteile unabhängig von der Streckgrenze ist. Der Korrekturwert f _m beträgt in diesem Fall f _m = 1 .0.

Im Zuge dieser Erfindung wird das Ziel verfolgt, das maximale werkstoffliche Potenzial hoch- bzw. höchstfester Werkstoffe bei Anwendungen in ermüdungsbelasteten Tragwerken in regelwerkkonformer Weise zu erschließen. Nach den gültigen Regelwerken ergibt sich das maximale Werkstoff Potenzial, wenn Bauteile nicht geschweißt werden. Nicht geschweißte, vorgespannte Konstruktionen stehen daher bei dieser Erfindung im Vordergrund. Da durch hochfrequente Hämmerverfahren oder durch Einsatz neuer Schweißverfahren, wie beispielsweise Rührreibschweißen, eine Verbesserung der Ermüdungsfestigkeit möglich ist, sind auch vorgespannte Schweißkonstruktionen Bestandteil dieser Erfin- dung. Die Nachbehandlung von Schweißnähten mit hochfrequenten Hämmerverfahren ist jedoch noch nicht zugelassen. Im Hinblick auf eine Zulassung soll diese Erfindung nicht auf den derzeit gültigen Stand der Regelwerke beschränkt sein.

Nachfolgend wird entsprechend dem Stand der Regelwerke davon ausgegangen, dass nur bei nicht geschweißten Konstruktionen eine maximale Ermüdungsfestigkeit erreicht werden kann. Eine optimale regelwerkkonforme Nutzung der werkstofflichen Potenziale bei Stählen ergibt sich unter Nutzung des maximal möglichen Korrekturwertes von 1 ,6 für reine Druckschwellbelastung, sowie unter Nutzung des Korrekturwertes für das Material mit höherer Festigkeit von derzeit maximal 1 ,19 und der derzeit bestmöglichen Kerbklasse 160 für warmgewalzte, nahtlose tragende Elemente mit mechanisch bearbeiteten Kanten. Letzteres wird durch die Herstellung mit den erfindungsgemäßen Vorrichtungen und Verfahren der Profilwalzstraßen gewährleistet. Um die hohe Kerbklasse 160 nicht durch konstruktive Merkmale bzw. Bearbeitungsschritte wieder zunichte zu machen, wird erfindungsgemäß vorgeschlagen, auf Löcher, Schweißnähte, sowie thermisch bearbeitete Kanten zu verzichten.

Die bevorzugte Ausführungsform der tragenden Elemente besteht daher aus vorgespannten, warmgewalzten Schalentragelementen mit integrierten Rippen, Balkenträgern bzw. Profilen, die über Steck- und / oder Klemmverbindungen untereinander form- und kraftschlüssig verbunden sind. Sofern auf Schrauben oder Nieten nicht verzichtet werden kann und damit nicht die Wandstärke des gesamten Bauteils infolge der Kerbklassenver- schlechterung erhöht werden muss, werden die Lochumgebungen lokal verstärkt. Die lokale Erhöhung der Wandstärke richtet sich nach der Kerbklasse des jeweiligen Kerbdetails und wird so gewählt, dass sich in allen Bauteilbereichen die gleiche werkstoffliche Ausnutzung ergibt. Im Bereich von Löchern muss hierzu die Wandstärke lokal erhöht werden. Wichtig ist, dass die Erhöhung der Wandstärke nicht über das Aufschweißen von Blechen erfolgt, sondern, wie vorgeschlagen durch Anpassung des Walzspaltes realisiert wird.

Weitere Ausführungsformen der tragenden Elemente bestehen aus vorgespannten, warmgewalzten Schalentragelementen (Blechen) mit integrierten Rippen, Balkenträgern bzw. Profilen, die über kombinierte Fügeverbindungen untereinander form- und kraftschlüssig verbunden sind. Durch die Kombination der erfindungsgemäßen Steck- und / oder Klemmverbindungen mit einer strukturellen (>10MPa) oder semistrukturellen Verkle- bung (<10MPa) wird vor allem eine höhere Verbindungssteifigkeit erzielt. Darüber hinaus wird die Verbindungsstelle gegen Korrosion abgedichtet.

Vorteil dieser Erfindung ist die Nutzung der werkstofflichen Potenziale hoch- und höchstfester Stähle, sowie hochfester Aluminiumlegierungen im Druckschwellbereich.

Selbst normalfeste Werkstoffgüten sind insgesamt besser nutzbar.

Mit den tragenden Elementen und Verbindungselementen dieser Erfindung können vorgespannte, beulsteife Tragwerke mit höherer Ermüdungsfestigkeit und geringeren Wandstärken realisiert werden. Es können kostengünstigere Tragwerke mit größerer Nutzlast bei geringstmöglichem Ressourcen- und Energieverbrauch während des gesamten Produktlebenszyklus realisiert werden. Mögliche Anwendungen ergeben sich in nahezu allen Bereichen des Tragwerkbaus, wie beispielsweise Hallen- oder Dachkonstruktionen, Türme, Masten, Brückenbauwerke, Pylone, Stahlgerippe von Hochhäusern etc. Darüber hinaus sind Sonderanwendungen im Anlagenbau (Großbagger im Tagebau, Schwerlastkräne etc.), in der Offshore Industrie (Rigs von Ölbohrplattformen, Jacket-Gründungen), sowie im Flugzeugbau (vorgespannter Tragflügel) und in anderen Bereichen der Technik, wie beispielsweise im Schienenfahrzeug- und / oder Schiffbau, denkbar.

Ausführungsbeispiele der Erfindung werden im Folgenden anhand von Figuren näher erläutert.

Dabei zeigt

Fig. 1 schematisch die Kombination der erfindungsgemäßen Merkmale zur Steigerung der Ermüdungsfestigkeit tragender Elemente einer tragenden Struktur, sowie die dazugehörigen Verbindungselemente in einem Teilausschnitt.

Fig. 1 .1 schematisch das Ausführungsbeispiel einer ermüdungsfest vorgespannten tragenden Struktur 1 aus den erfindungsgemäßen tragenden Elementen 2.1 bis 2.n und Verbindungselementen in einer Seitenansicht. Fig. 1 .2 schematisch eine modifizierte tragende Struktur 1 ^' zu Fig. 1 .1 in Fachwerkausführung in einer Seitenansicht.

Fig. 2 schematisch den Einfluss des Abspannwinkels α auf die Axialdruckbeanspruchung der tragenden Elemente 2.1 bis 2.n anhand eines Kraftecks für die X-Z-Ebene. Fig. 3 schematisch die erfindungsgemäße Vorspannung der tragenden Elemente der Struktur 1 in den Druckschwellbereich in einem Spannungs-Zeit-Diagramm.

Fig. 4 schematisch den Schnitt A-A durch ein Ausführungsbeispiel der tragenden Struktur 1 nach Fig. 1 .1 bestehend aus tragenden Elementen am Beispiel von U- förmigen, konisch verlaufenden Schalentragelementen mit verdickten Längsflan- sehen.

Fig. 4.1 schematisch die U-förmigen Schalentragelemente aus Fig. 4 in perspektivischer Darstellung.

Fig. 5 schematisch den Schnitt A-A durch ein Ausführungsbeispiel der tragenden Struktur 1 nach Fig. 1 .1 bestehend aus tragenden Elementen am Beispiel von Schalen- tragelementen mit konisch verlaufenden Rippen.

Fig. 5.1 schematisch die Schalentragelemente mit konisch verlaufenden Rippen im gebogenen Zustand aus Fig. 5 in perspektivischer Darstellung.

Fig. 5.2 schematisch die Schalentragelemente mit konisch verlaufenden Rippen aus Fig.

5.1 im ebenen Zustand in perspektivischer Darstellung.

Fig. 5.3 schematisch die Schalentragelemente mit konisch verlaufenden Rippen aus Fig.

5.2 mit einem Öffnungsausschnitt in perspektivischer Darstellung.

Fig. 5.4 schematisch alternative Schalentragelemente mit parallel verlaufenden Rippen im gebogenen Zustand in perspektivischer Darstellung.

Fig. 5.5 schematisch die Schalentragelemente mit parallel verlaufenden Rippen aus Fig. 5.4 im ebenen Zustand in perspektivischer Darstellung.

Fig. 5.6 schematisch die Schalentragelemente mit Rippen mit modifizierten Längskanten.

Fig. 5.7 schematisch die Schalentragelemente mit mehr als zwei Rippen.

Fig. 6 schematisch die tragenden Elemente am Beispiel von Balkentragelementen mit variablem Querschnitt in perspektivischer Darstellung.

Fig. 6.1 schematisch eine Ausführungsvariante der Balkentragelemente aus Fig. 6 in einer Seitenansicht.

Fig. 6.2 schematisch eine weitere Ausführungsvariante der Balkentragelemente aus Fig. 6 in einer Seitenansicht. Fig. 7 schematisch die Steckverbindungselemente zum Verbinden der tragenden Elemente nach Fig. 1 .1 in axialer Richtung.

Fig. 7.1 schematisch ein weiteres Detail zu den Steckverbindungselementen nach Fig. 7 in einer geschnittenen Draufsicht.

Fig. 7.2 schematisch die modifizierten Steckverbindungselemente S1 ^' bis

Sx ^' zum Verbinden der tragenden Elemente nach Fig. 1 .2.

Fig. 8 schematisch den Schnitt der vergrößerten Darstellung einer Steckverbindungen SV1 zum Verbinden der tragenden Elemente nach Fig. 5 in Umfangsrichtung.

Fig. 8.1 schematisch den Schnitt der modifizierten Steckverbindung SV1 zum Verbinden der tragenden Elemente nach Fig. 5 in Umfangsrichtung.

Fig. 8.2 schematisch den Schnitt einer weiteren Modifikation der Steckverbindung SV1 zum

Verbinden der tragenden Elemente nach Fig. 5 in Umfangsrichtung.

Fig. 9 schematisch das Ausführungsbeispiel eines Zugstabelements 3.1.1 zum Vorspannen der tragenden Elemente nach den Figuren 1 .1 und 1 .2.

Fig. 9.1 schematisch einen Schnitt durch ein modifiziertes Ausführungsbeispiel eines Zugstabelements 3.1.1 mit verschleißgeschützten Befestigungsaugen zum Vorspannen der tragenden Elemente.

Fig. 10 schematisch die Elemente zur Einstellung der Zugstablänge zum Vorspannen der tragenden Elemente.

Fig. 10.1 schematisch modifizierte Elemente zur Einstellung der Zugstablänge zum Vorspannen der tragenden Elemente mit Hilfe einer Vorspannvorrichtung in einem seitlichen Schnitt.

Fig. 1 1 schematisch die Laschen L1 bis Lx zur Verbindung mehrerer Zugstäbe 3.1.1 bis

3.m.n bzw. 4.1.1 bis 4.m.n zum Vorspannen der tragenden Elemente im Schnitt.

Fig. 12 schematisch die Elemente B1 bis Bx zur beweglichen Befestigung eines Zugstabelements 3.1.1 an der tragenden Struktur bzw. am Fundament zum Vorspannen der tragenden Elemente.

Fig. 12.1 schematisch die Elemente zur beweglichen Befestigung eines Zugstabelements nach Fig. 12 in einer geschnittenen Seitenansicht.

Fig. 13 schematisch die Übertragung der Vorspannkraft auf die tragenden Elemente am Beispiel der tragenden Struktur nach Fig. 1 .1 mit speziellen Elementen. .1 schematisch den speichenförmigen Aufbau der speziellen Elemente zur Uber- tragung der Vorspannkraft auf die tragenden Elemente nach Fig. 13 in einer geschnittenen Draufsicht.

.2 schematisch eine modifizierte Ausführung der Elemente zur Übertragung der Vorspannkraft auf die tragenden Elemente für Abspannwinkel > 0°.

schematisch die Anforderungen und das grundlegende Verfahrensprinzip zur Herstellung der tragenden Elemente am Beispiel der Schalentragelemente mit parallelen oder konisch verlaufenden Rippen, sowie der U-förmigen Schalentragelemente mit konstantem oder veränderlichem Querschnitt nach den Figuren 4 und 5..1 schematisch den groben Verfahrensablauf zur Herstellung der tragenden Elemente am Beispiel der Schalentragelemente mit parallelen oder konisch verlaufenden Rippen, sowie der U-förmigen Schalentragelemente mit konstantem oder veränderlichem Querschnitt.

.2 schematisch eine Verfahrenskombination aus konventionellem Walzprozess mit den erfindungsgemäßen Biege- und Vergütungsverfahren zur Herstellung der tragenden Elemente.

.3 schematisch den Verfahrensprozess zur Herstellung der tragenden Elemente mit veränderlichem Querschnitt bzw. nicht parallelen Rippen bestehend aus modifiziertem Stranggießverfahren, modifizierten Walzverfahren, sowie den erfindungsgemäßen Biege- und Vergütungsverfahren.

schematisch die bevorzugte Flanschgeometrie des modifizierten Breitflanschträgers zur Herstellung der tragenden Elemente am Beispiel der Schalentragelemente mit integrierten Rippen in einem Schnitt.

.1 schematisch die Arbeitsweise der Vorgerüste der Vorstraße beim Auswalzen von keilförmigen Brammen als Ausgangsmaterial für die Herstellung tragender Elemente mit nicht parallelen Rippen bzw. veränderlichen Querschnitten.

.1 .1 schematisch das Verfahren zur Herstellung keilförmiger Brammen durch Längsprofilwalzen rechteckförmiger Strangguss Brammen als Ausgangsmaterial für die Herstellung der tragenden Elemente mit nicht parallelen Rippen bzw. veränderlichen Querschnitten.

.1 .2 schematisch ein modifiziertes Verfahren zur Herstellung keilförmiger Brammen durch Längsprofilwalzen rechteckförmiger Strangguss Brammen als Ausgangsmaterial für die Herstellung der tragenden Elemente mit nicht parallelen Rippen bzw. veränderlichen Querschnitten in der Seitenansicht. Fig. 15.1 .3 schematisch eine weitere Modifikation des Verfahrens zur Herstellung keilförmiger Brammen durch Längsprofilwalzen rechteckförmiger Strangguss Brammen als Ausgangsmaterial für die Herstellung der tragenden Elemente mit nicht parallelen Rippen bzw. veränderlichen Querschnitten in der Draufsicht.

Fig. 15.2 schematisch die Walzenanordnung und Kinematik der REF-Gerüstgruppe zum Walzen des modifizierten Breitflanschträgers nach Fig. 15 als Vorprodukt für die Herstellung der tragenden Elemente in der Vorderansicht des Roughing Gerüsts.

Fig. 15.3 schematisch die Walzenanordnung und Kinematik der REF-Gerüstgruppe zum Walzen des modifizierten Breitflanschträgers als Vorprodukt für die Schalentra- gelemente mit parallelen oder nicht parallelen Rippen, sowie zum Walzen von Breitflanschträgern mit veränderlichem Querschnitt in der Draufsicht.

Fig. 15.3.1 schematisch eine alternative Walzenanordnung und Kinematik der REF- Gerüstgruppe zum Walzen des modifizierten Breitflanschträgers als Vorprodukt für die Schalentragelemente mit parallelen oder nicht parallelen Rippen, sowie zum Walzen von Breitflanschträgern mit veränderlichem Querschnitt in der Draufsicht.

Fig. 15.3.2 schematisch eine weitere Walzenanordnung und Kinematik der REF- Gerüstgruppe zum Walzen des modifizierten Breitflanschträgers als Vorprodukt für die Schalentragelemente mit parallelen oder nicht parallelen Rippen, sowie zum Walzen von Breitflanschträgern mit veränderlichem Querschnitt in der Draufsicht.

Fig. 15.4 schematisch das Verfahren zum Biegen des modifizierten Breitflanschträgers zu den tragenden Elementen am Beispiel von Schalentragelementen mit integrierten Rippen in einem Schnitt.

Fig. 15.5 schematisch eine Verfahrensvariante zum Biegen des modifizierten Breitflanschträgers zu den tragenden Elementen am Beispiel von Schalentragelementen mit integrierten Rippen.

Fig. 15.6 schematisch den Verfahrensablauf zur Herstellung der tragenden Elemente am Beispiel der Schalentragelemente mit mehr als zwei Rippen.

Fig. 15.7 schematisch das Verfahren zur Herstellung tragender Elemente mit einheitlicher Wandstärke im Bereich der zusätzlichen Rippen anhand einer vergrößerten Darstellung der Einzelheit EZ aus Fig. 15.6.

Fig. 16 schematisch das Verfahren zur Herstellung der tragenden Elemente am Beispiel von U-Profilen mit konstantem oder veränderlichem Querschnitt in der Vorderansicht. Fig. 17 schematisch ein Walzwerk mit den entsprechenden Vorrichtungen zur Herstellung der tragenden Elemente dieser Erfindung.

Fig. 18 schematisch den prinzipiellen Vorrichtungs-Aufbau der erfindungsgemäßen Stranggießkokille zur Herstellung von keilförmigen Brammen als Ausgangsmaterial für die tragenden Elemente mit veränderlichen Rippenabständen bzw. Querschnitten in perspektivischer Darstellung.

Fig. 19 schematisch den Vorrichtungs-Aufbau der modifizierten Universalgerüste der REF- Gerüst-gruppe zur Herstellung der tragenden Elemente.

Fig. 19.1 zeigt schematisch einen alternativen Vorrichtungs-Aufbau der modifizierten Universalgerüste der REF-Gerüstgruppe zur Herstellung der tragenden Elemente.

Fig. 20 schematisch die erfindungsgemäße Durchlaufquette für das Vergüten der tragenden Elemente dieser Erfindung.

Fig. 21 schematisch die Richtscheibenanordnung und Achsenkinematik der erfindungsgemäßen Warmrichtmaschine zum Richten der tragenden Elemente mit nicht parallelen Flanschen in einer Draufsicht.

Fig. 1 zeigt schematisch die Kombination der erfindungsgemäßen Merkmale zur Steigerung der Ermüdungsfestigkeit tragender Elemente einer tragenden Struktur, sowie die dazugehörigen Verbindungselemente in einem Teilausschnitt. Gegenstand der Darstel- lung ist eine beliebige tragende Struktur 1. Die tragenden Elemente, hier mit 2.1 bzw. 2.2 bezeichnet, bestehen aus höchstfestem Stahl oder hochfestem Aluminium, entsprechend der vorhergehenden Erläuterungen und sind hohen Ermüdungsbelastungen ausgesetzt.

Die tragenden Elemente 2.1 bzw. 2.2 bestehen alternativ aus normalfestem Stahl oder normalfestem Aluminium, da die Erfindung ggf. auch bei diesen Materialien vorteilhaft nutzbar ist.

Der Querschnitt ist entsprechend der Darstellung mit Rippen Rp profiliert, kann aber auch andere beliebig profilierte Querschnitte, entsprechend dieser Erfindung bzw. entsprechend dem Stand der Technik aufweisen. Auch bei Sonderformen wie beispielsweise bei Tragflügelquerschnitten ist das nachfolgende Grundprinzip zur Steigerung der Ermü- dungsfestigkeit nutzbar. Die tragenden Elemente sind vorzugsweise untereinander nicht durch Schweißen verbunden und enthalten auch sonst keinerlei Schweißnähte. Bauteilkanten sind vorzugsweise mechanisch bearbeitet. Der Verzicht auf thermische Schweißbzw. Schneidverfahren hat den Vorteil, dass das Gefüge dem theoretisch idealen Ausgangszustand ab Herstellerwerk entspricht. Dies ermöglicht die Einstufung in hohe Kerb- klassen und wirkt sich günstig auf die Ermüdungsfestigkeit aus. Anstelle von Schweißver- bindungen kommen formschlüssige mit Zapfen ZA ausgestattete Steckverbindungen, hier mit S1 bezeichnet, zum Einsatz, die mit Zugelementen 3.1 bis 3.m vorgespannt sind. Im Sinne dieser Erfindung sind tragende Strukturen, entsprechend der Erfordernisse, partiell oder komplett, d. h. einseitig, beidseitig oder allseitig, auf der gesamten Länge oder in Teilabschnitten vorgespannt. Gegenstand der Ansprüche sind dabei die tragenden Elemente in den vorgespannten Bereichen. Die Kombination aus formschlüssiger Steckverbindung und Vorspannung ermöglicht eine tragfähige Verbindung, sofern die Vorspannkraft Fvzges größer ist als die entgegengesetzt wirkenden Betriebs- bzw. Extremlasten. Die hierzu notwendige Vorspannkraft kann vom Tragwerkplaner durch entsprechende Berechnungen ermittelt werden. Das unter Zugspannung stehende Zugelement 3.1 überspannt den Bereich der Steckverbindung S1 und ist außerhalb dieses Teilausschnittes mit der tragenden Struktur 1 bzw. mit dem Tragwerkfundament fest verbunden. Die Zugspannung erzeugt in der tragenden Struktur eine entgegenwirkende Druckspannung, die einerseits das Steckverbindungselement S1 und andererseits die tragenden Elemente 2.1 und 2.2 vorspannt. Die statische Druckspannung infolge der vorgespannten Konstruktion bewirkt eine Verlagerung der wechselnden Belastung in den Druckschwellbereich, wodurch sich weitere Potenziale hinsichtlich der Ermüdungsfestigkeit ergeben. Natürlich können auch in tragenden Strukturen, die nicht explizit vorgespannt sind, höhere Ermüdungsfestigkeiten genutzt werden, sofern die Belastung ohnehin im Druckschwellbereich liegt. Dies ist zum Beispiel in Schiffsrümpfen der Fall. Diese Erfindung zielt jedoch darauf ab, eine Druckschwellbeanspruchung durch Vorspannung gewollt herbeizuführen, um dadurch den Werkstoff im Sinne der Ermüdungsfestigkeit auch bei anderen Anwendungen besser nutzbar zu machen. Entsprechende Einzelheiten gehen aus Fig. 3 hervor.

Die Vorspannung der tragenden Elemente stellt eine zusätzliche statische Belastung zur Betriebslast dar. Sofern durch die zusätzliche Belastung insgesamt die Streckgrenze überschritten wird, kommt erfindungsgemäß ein Werkstoff mit höherer Streckgrenze zum Einsatz. Dadurch wird eine Vergrößerung der Wandstärke w2 vermieden. Die Streckgrenze wird durch die Vorspannung jedoch nicht zwangsläufig überschritten. Ob die Steckgrenze überschritten wird, ist lastfallabhängig. Die Erfindung betrifft vor allem Lastfälle, bei denen die Ermüdungsfestigkeit bemessungsbestimmend ist. Bei diesen Lastfällen lässt sich die statische Steckgrenze selbst normalfester Werkstoffe häufig nicht nutzen. Ausgangspunkt sind daher zunächst die verbreitet eingesetzten normalfesten Werkstoffgüten. Erfindungsgemäß wird der ungenutzte Teil der Streckgrenze für die Vorspannung genutzt. Ein Werkstoff mit höherer Streckgrenze kommt zum Einsatz, wenn der ungenutzte Teil der Streckgrenze für die Vorspannung nicht ausreicht. Dadurch ergeben sich Potenziale sowohl bei normal- als auch bei höchstfesten Materialien. Um zu vermeiden, dass es lokal zu einer Überschreitung der zulässigen Beulspannung kommt, sind die tragenden Elemente in geeigneter Weise versteift. Entsprechend dem Stand der Technik gibt es mehrere Möglichkeiten zur Ausbildung steifer tragender Elemente. Eine Möglichkeit besteht in der Verwendung profilierter Querschnitte in offener oder geschlossener Form. Am Markt wird eine Vielzahl standardisierter Baustahlprofile und Strangpressprofile angeboten. Die Bauteile können auch individuell zum Beispiel durch lokale Vertiefungen bzw. Sicken, Wölbstrukturen oder Sandwichverbundbauweisen ausgesteift sein. Eine weitere Möglichkeit besteht in der Verwendung von Verstärkungsrippen, die bei Gussteilen häufig zum Einsatz kommen. Im Stahlbau sind Rippen bzw. so genannte Stringer oder Beulsteifen in der Regel geschweißt. Das Schweißen von Beulsteifen verschlechtert Kerbklasse und Ermüdungsfestigkeit der tragenden Elemente und bedeutet einen hohen Zusatzaufwand in der Fertigung. Erfindungsgemäß wird vorgeschlagen, tragende Elemente mit integrierten warmgewalzten Rippen, hier dargestellt durch die Rippe Rp, zu verwenden. Dies ermöglicht eine optimale Kerbklasse und Ermü- dungsfestigkeit der tragenden Struktur 1 . Die Rippen sind in Hauptbelastungsrichtung angeordnet und haben einen konstanten oder veränderlichen Abstand zueinander. Vorrichtungen und Verfahren zur Herstellung warmgewalzter höchstfester Schalentragele- mente mit integrierten parallel oder konisch zueinander verlaufenden Rippen sind aus dem Stand der Technik nicht bekannt. Die Bereitstellung entsprechender Vorrichtungen und Verfahren gehört daher mit zu den Aufgaben dieser Erfindung, da diese im Hinblick auf die Ermüdungsfestigkeit von zentraler Bedeutung sind. Die unter den Figuren 14 bis 21 vorgeschlagenen Vorrichtungen und Verfahren sind dazu in der Lage, verschiedene Ausführungsformen der tragenden Elemente, entsprechend der Figuren 4.1 bis 6.2, sowie Standardprofile herzustellen.

Fig. 1 .1 zeigt schematisch das Ausführungsbeispiel einer ermüdungsfest vorgespannten tragenden Struktur 1 aus den erfindungsgemäßen tragenden Elementen 2.1 bis 2.n und Verbindungselementen in einer Seitenansicht. Als Beispiel wurden abgespannte Masten gewählt. Abgespannte Masten sind aus dem Stand der Technik bekannt und eignen sich aufgrund ihrer langen und schlanken Form sehr gut, um die markanten Merkmale dieser Erfindung zu erläutern. Tragende Strukturen mit ähnlichen Merkmalen sind beispielsweise Pylone von Brücken, Türme von Windenergieanlagen, Kräne, Rigs von Ölplattformen etc. Die Erfindung soll aber nicht auf abgespannte Masten beschränkt sein, da es sich lediglich um ein Beispiel handelt. Aus Gründen der Tragwerksvielfalt ist es ohnehin nicht möglich die Erfindungsmerkmale direkt auf die tragende Struktur selbst zu beziehen. Die An- sprüche und Erläuterungen beziehen sich daher in erster Linie auf die tragenden Elemente 2.1 bis 2.n und die Verbindungselemente zum Bau entsprechender Tragwerkstrukturen. Es wird davon ausgegangen, dass in einem vorgespannten Tragwerk, ähnlich der Fig. 1 , alle tragenden Elemente gleiche bzw. ähnliche Merkmale, entsprechend der Ansprüche 1 bis 21 (Vorspannung, Versteifungskonzept, Steckverbindungen etc.) aufweisen bzw. aufweisen können. Durch Hinzufügen oder Weglassen einzelner Merkmale kann das jeweilige tragende Element an die Anforderungen innerhalb des Tragwerks angepasst werden. In Tragwerksbereichen, die ohnehin ausschließlich einer Druckschwellbeanspruchung unterliegen, können die Merkmale hinsichtlich des Versteifungskonzepts auch ohne zusätzliche Spannelemente genutzt werden. Jedes Merkmal soll einzeln oder in Kombination mit den übrigen Merkmalen nutzbar sein.

Prinzipiell beschreiben die Ansprüche dieser Erfindung in ihrer Gesamtheit ein baukas- tenähnliches System zur regelwerkkonformen Erschließung der werkstofflichen Potenziale in ermüdungsbelasteten Tragwerken.

Das System besteht aus tragenden Stahl- bzw. Aluminiumelementen höchster Festigkeit in Leichtbauweise mit konstantem oder veränderlichem, insbesondere profiliertem Querschnitt. Durch den profilierten Querschnitt wird die erforderliche Beulsteifigkeit bei ge- ringstmöglicher Wandstärke erreicht. Der Verzicht auf Schweißnähte, sowohl für die Versteifungselemente des Profils, als auch für die Verbindungen der tragenden Elemente untereinander, erhöht die Ermüdungsfestigkeit. Anstelle geschweißter Verbindungen werden bevorzugt vorgespannte Steckverbindungen eingesetzt. Die Vorspannung mit Zugelementen trägt nicht nur zu einer hohen Verbindungsfestigkeit der Steckverbindungen bei, sondern erhöht zudem die Ermüdungsfestigkeit der tragenden Elemente selbst, in dem deren Belastung in den Druckschwellbereich verschoben wird. Das System beinhaltet daher neben den tragenden Elementen geeignete Steckverbindungselemente, Zugelemente, Elemente zur Übertragung der Vorspannkraft, sowie geeignete Befestigungen für die Zugelemente. Das System besteht darüber hinaus aus Vorrichtungen und Verfahren zur Herstellung der erfindungsgemäßen Ausführungsformen der tragenden Elemente. Steckverbindungselemente, Zugelemente, Elemente zur Übertragung der Vorspannkraft, sowie die Befestigungen der Zugelemente sind im Titel der Erfindung allgemein unter dem Begriff Verbindungselemente zusammengefasst. Die Problematik des Vorspannens langer, schlanker Strukturen wird am besten anhand von Schalentragelementen deutlich, da diese besonders empfindlich auf Beulbeanspruchung reagieren und entsprechend verstärkt werden müssen. Der abgespannte Mast besteht daher im dargestellten Beispiel aus dünnen Schalenelementen und kann einen zylindrischen, polygonförmigen, quadratischen oder rechteckigen Querschnitt aufweisen. Die Schalenelemente bestehen bevorzugt aus hoch- bzw. höchstfesten Stählen mit Streckgrenzen von 460MPa bis 1300MPa. Auf den Mast wirken äußere Belastungen, wie zum Beispiel Windlasten mit den Komponenten Fx und Fy, sowie Korrosion K. Darüber hinaus können weitere Kräfte und Momente auf die Struktur einwirken, wie beispielsweise die Kraftkomponente Fz, das Eigengewicht G, so- wie das Biegemoment MM. Die Kraftkomponente Fx verursacht nach dem Hebelgesetz ein Moment MA um den Auflagerpunkt A des Mastes. Die Kraftkomponente Fy verursacht ebenfalls ein Moment am Auflagerpunkt A. Aus Gründen der Übersichtlichkeit erfolgen die weiteren Erläuterungen beispielhaft anhand der Kraftkomponente Fx. Um der Kraftkom- ponente F _x bzw. dem Moment MA entgegenzuwirken und die tragenden Elemente 2.1 bis 2.n zu entlasten, ist der Mast mit Zugelementen abgespannt. Die Abspannung kann in einer oder in mehreren unterschiedlichen Höhen erfolgen. Im dargestellten Beispiel erfolgt die Abspannung in zwei unterschiedlichen Höhen, wobei die Zugelemente 3.1 bis 3.m bzw. 4.1 bis 4.m zum Einsatz kommen. Die Zugelemente der oberen Abspannebene 4.1 bis 4.m verlaufen unter dem Abspannwinkel α zu den Befestigungspunkten B am Fundament. Die Zugelemente der unteren Abspannebene 3.1 bis 3.m bilden den Abspannwinkel ß zur Mastmitte und verlaufen ebenfalls zu den Befestigungspunkten B am Fundament. Die Anordnung der Zugelemente rings um die tragende Struktur ermöglicht eine Stabilisierung auch bei Richtungsänderungen der einwirkenden Lasten. Über das zusätzliche tra- gende Element 2.m in Fig. 1 .1 und die Schnittlinie an dessen oberem Ende soll angedeutet werden, dass über der oberen Abspannebene mit den Zugelementen 4.1 bis 4.m weitere Abspannebenen angeordnet sein können. Als Zugelemente eignen sich Spannseile oder Zugstäbe.

Prinzipiell können als Zugelemente alle zum Vorspannen freigegebenen Erzeugnisse ent- sprechend dem Stand der Technik eingesetzt werden, insbesondere Materialien mit hoher und höchster Zugfestigkeit. Beispiele sind warmgewalzte Stähle, kalt gezogene runde Drähte oder Spanndrahtlitze aus kalt gezogenen runden Einzeldrähten. Diese Materialien werden verbreitet im Spannbetonsektor eingesetzt, lassen sich jedoch auch im Rahmen der Umsetzung der vorliegenden Erfindung nutzen. Aus Gründen der Ermüdungsfestigkeit werden glatte Ausführungen ohne Gewinde oder Gewinderippen sowie Ausführungen in Form von Spanndrahtlitzen bevorzugt. Hochfeste Kunstfasern (z.B. Spannkabel aus PBO, CFK etc.) können ebenfalls eingesetzt werden.

Erfindungsgemäß kommen bevorzugt spezielle Zugstabelemente zum Einsatz, die in Fig. 9 näher beschrieben werden.

Das im Rahmen dieser Erfindung beschriebene Prinzip des Vorspannens in Kombination mit Steckverbindungen gilt analog bei Verwendung von Spannseilen, sowie bei den oben genannten Spannstählen und Kunstfasern, so dass diese Erfindung nicht auf die Zugstabelemente nach Fig. 9 beschränkt sein soll.

Zugstäbe sind in der Regel kostengünstiger als Spannseile. Nachteilig bei marktüblichen Zugstabelementen sind die geringere maximale Zugkraft und Ermüdungsfestigkeit, sowie die begrenzte Stablänge. Um Spannweiten über 16m zu überbrücken, sind mehrere Zugstäbe 3.1.1 bis 3.m.n bzw. 4.1.1 bis 4.m.n miteinander zu verbinden. Erfindungsgemäß werden hierfür spezielle Laschen L1 bis Lx nach Fig. 1 1 eingesetzt. Die geringe Ermüdungsfestigkeit der Zugstäbe ist auf die üblicherweise verwendeten Endgewinde zurückzuführen, welche ungünstige Kerbklassen 36 ^* bzw. 50 zur Folge haben. Dies führt dazu, dass Zugstäbe entsprechend dem Stand der Technik auf Anwendungen mit überwiegend ruhender Beanspruchung beschränkt sind. Die gegenüber Seilen geringere statische Zugfestigkeit resultiert aus der Verwendung handelsüblicher Rundstäbe aus Baustählen mit einer Streckgrenze von 355MPa bis maximal 690MPa. Dies führt zu entsprechend größeren Querschnitten und Gewichten. Um Zugstäbe vorteilhaft bei schwingfreu- digen Bauwerken, bei denen es auf ein geringes Gewicht ankommt, einsetzen zu können, werden die erfindungsgemäßen gewindelosen Zugstabelemente nach Fig. 9 vorgeschlagen. Die Einstellung der Zugstablänge erfolgt über separate Elemente nach Fig. 10 bzw. 10.1 . Um Bewegungen von tragenden Strukturen in alle Richtungen zu ermöglichen, werden darüber hinaus spezielle Elemente zur beweglichen Befestigung der Zugstabelemen- te B1 bis Bx an der tragenden Struktur bzw. am Fundament nach Fig. 12 benötigt. Befestigungselemente, welche dem Stand der Technik bei vorgespannten Bauwerken entsprechen, sind nur für einen Winkelausgleich in einer Ebene vorgesehen. Quer zu dieser Ebene sind nur geringe Winkelabweichungen zulässig. Die beweglichen Elemente B1 bis Bx nach Fig. 12 ermöglichen eine freie Beweglichkeit in alle Richtungen. Die Zugstabelemen- te 3.1.1 bis 3.m.n sind im dargestellten Beispiel mit der Vorspannkraft Fvu vorgespannt. In den Zugstabelementen 4.1.1 bis 4.m.n der oberen Abspannebene liegt die Vorspannkraft Fvo an. Aufgrund der hohen Vorspannkräfte entscheidet die konstruktive Ausführung der Krafteinleitung in die tragenden Elemente über die Funktionsfähigkeit des gesamten Vorspannkonzepts. Aufgabe ist die Vorspannkraft möglichst senkrecht und möglichst oh- ne Biegemomente und Schweißnähte auf die tragenden Elemente 2.1 bis 2.n zu übertragen. Erfindungsgemäß erfolgt dies über spezielle Elemente 5.1 bzw. 5.2 nach Fig. 13. Die vertikalen Komponenten der Vorspannkräfte Fvuz bzw. Fvoz bewirken entsprechende Druckspannungen in den tragenden Elementen. Die horizontalen Kraftkomponenten Fvux, Fvox, Fvuy und Fvoy stabilisieren die tragende Struktur 1 in X bzw. Y-Richtung und wirken den äußeren Kräften Fx bzw. Fy, sowie den daraus resultierenden Momenten entgegen. Die tragenden Elemente 2.1 bis 2.n der tragenden Struktur 1 werden somit durch die horizontalen Kraftkomponenten der Vorspannkräfte stabilisiert. Dies wirkt sich positiv auf die Verformungen an der Mastspitze, die Schwingungsamplituden und Ermüdungslasten, sowie auf das Eigenschwingverhalten (Eigenfrequenz) aus. Es können tra- gende Elemente mit kleineren Querschnitten und Wandstärken eingesetzt werden. Die Größe der Kraftkomponenten der Vorspannkräfte Fvux, Fvox, Fvuy und Fvoy in vertikaler und horizontaler Richtung ist abhängig von den Abspannwinkeln α und ß. Der entsprechende Zusammenhang wird in Fig. 2 näher erläutert. Tragende Strukturen der dargestell- ten Art werden vom Tragwerksplaner üblicherweise so abgespannt, dass mit möglichst kleinen Vorspannkräften eine größtmögliche seitliche Stabilität erreicht wird. Dies erfordert große Abspannwinkel. Der Flächenbedarf für das Bauwerk ist entsprechend hoch. Obwohl die seitliche Stabilisierung des Tragwerks auch bei der erfindungsgemäßen Vor- Spannung grundsätzlich erwünscht ist, steht in erster Linie die Steigerung der Ermüdungsfestigkeit durch die Verlagerung der Belastung in den Druckschwellbereich im Vordergrund. Es wird erfindungsgemäß so vorgespannt, dass die Beanspruchungen der tragenden Elemente 2.1 bis 2.n auch unter Extremlasten (Lastspitzen, maximale Verformung) stets im Druckbereich liegen. In dieser Figur führen die Kraftkomponente Fx der Windlast bzw. das Moment MA auf der rechten Seite zu einer Entlastung der tragenden Elemente 2.1 bis 2.n, da den durch die Vorspannung erzeugten Druckspannungen entgegengewirkt wird. Auf der linken Seite sind die Verhältnisse genau umgekehrt, d. h. die Druckspannungen erhöhen sich um den gleichen Faktor. Aufgabe des Tragwerkplaners ist somit, abhängig vom gewählten Abspannwinkel α bzw. ß, die Zugstabelemente so stark vorzu- spannen, dass selbst bei maximaler Beanspruchung Fx bzw. M _A die Druckspannungen auf der Biegezugseite (Luv Seite) der tragenden Elemente niemals Null werden. Analog darf die korrespondierende Zugspannung in den Zugstabelementen auf der gegenüber liegenden Seite niemals Null werden. In diesem Fall kann bei der Dimensionierung der tragenden Elemente 2.1 bis 2.n eine um den Faktor 1 ,6 höhere Ermüdungsfestigkeit an- gesetzt werden, sofern die tragenden Elemente 2.1 bis 2.n nicht geschweißt sind. Dies erfordert den Einsatz spezieller Verbindungselemente nach den Figuren 7 und 8 bis 8.2. Hierbei handelt es sich um Steckverbindungen. Die Steckverbindungen S1 bis Sx an den Schnittstellen der tragenden Elemente in axialer Richtung nach Fig. 7 sind über die vertikalen Komponenten der Vorspannkräfte Fvuz bzw. Fvoz vorgespannt. Die Vorspannung der tragenden Struktur erfüllt in dieser Figur somit eine Doppelfunktion. Die Ermüdungsfestigkeit wird gesteigert und der sichere Zusammenhalt der Steckverbindungen S1 bis Sx wird gewährleistet. Schweiß- oder Schraubverbindungen mit ungünstigen Kerbklassen werden vermieden. Bei den Verbindungselementen nach Fig. 8 bis 8.2 handelt es sich prinzipiell auch um Steckverbindungen. Die hochfesten Schrauben dienen bei Fig. 8 und 8.1 hauptsächlich zur Gewährleistung einer vorgespannten spielfreien Verbindung. Da die Schrauben in den klammerartigen Steckverbindungen untergebracht sind und somit Löcher in den tragenden Elementen vermieden werden, wird die Kerbklasse nicht beeinträchtigt. Im erweiterten Sinne gehören zu den erfindungsgemäßen Verbindungselementen der tragenden Struktur nicht nur die Steckverbindungen nach den Figuren 7 und 8 bis 8.2, sondern auch die Zugstabelemente nach der Fig. 9, die Elemente zur Einstellung der Zugstablänge nach Fig. 10 und 10.1 , die Laschen zur Verbindung mehrerer Zugstäbe nach Fig. 1 1 , die Elemente zur beweglichen Befestigung der Zugstabelemente an der tragenden Struktur bzw. am Fundament nach Fig. 12, sowie die speziellen Elemente zur Übertragung der Vorspannkraft auf die tragende Struktur nach Fig. 13. Die gezielte Vorspannung in den Druckschwellbereich kann, abhängig von der Höhe der einwirkenden äußeren Lasten, eine zusätzliche statische Belastung der tragenden Elemente verursachen. Durch erfindungsgemäße Verwendung höchstfester Werkstoffe mit höherer Streck- grenze, können diese zusätzlichen Lasten ohne Vergrößerung der Wandstärken aufgenommen werden. Durch Anhebung der Ermüdungsfestigkeit um den Faktor 1 ,6 erhöht sich auch der nutzbare Anteil der Streckgrenze. Dies ist für Tragwerke interessant, bei denen vor allem die Ermüdung bemessungsrelevant ist und höchstfeste Werkstoffe bisher keinen Vorteil brachten.

Dies ist darüber hinaus für ermüdungsbeanspruchte Tragwerke aus normalfestem Werkstoff interessant.

Aufgrund der zusätzlichen Axialdruckbeanspruchung müssen die tragenden Elemente 2.1 bis 2.n zusätzlich versteift werden. Dies erfolgt bevorzugt über integrierte gewalzte Rippen Rp, die in Z-Richtung zur Mastspitze verlaufen. Bei konischen Masten verlaufen die Rippen zu einem gemeinsamen, hier nicht dargestellten, Schnittpunkt oberhalb der Mastspitze. Weitere Einzelheiten zu den gewalzten Rippen Rp ergeben sich aus den Beschreibungen der Figuren 5 bis 5.7. Nicht immer können optimale Abspannwinkel von 30 bis 45° realisiert werden, zum Beispiel wenn nicht genügend Platz für eine äußere Abspannung vorhanden ist, bei starker Korrosionsbelastung oder wenn die Wartung proble- matisch ist. In diesen Fällen kann es notwendig sein, die Abspannung im Inneren des Tragwerks mit entsprechend geringen Abspannwinkeln durchzuführen. Beispiele sind Türme von Offshore Windenergieanlagen oder Tragflächen von Flugzeugen. Bei Flugzeugtragflächen kommt aus aerodynamischen Gründen ohnehin nur eine innere Abspannung in Betracht.

Fig. 1 .2 zeigt schematisch eine modifizierte tragende Struktur 1 ^' zu Fig. 1 .1 in Fachwerkausführung in einer Seitenansicht. Die tragenden Elemente 2.1 ^' bis 2.n ^' bestehen aus Zug- bzw. Druckstäben 7, mindestens drei seitlichen Eckstielen 8, sowie aus Knotenverbindungen Kn. Vorgespannte Fachwerke mit Steckverbindungen können prinzipiell mit allen gängigen Stab- und Eckstielausführungen, entsprechend dem Stand der Technik realisiert werden. Üblicherweise werden Winkelprofile, Rohre bzw. Stäbe aus Rundmaterialien eingesetzt. Darüber hinaus können vorgespannte Fachwerke aus den tragenden Elementen gemäß dieser Erfindung hergestellt werden. Beispielsweise lassen sich die Schalentragelemente nach den Figuren 5 bis 5.7 zur Fertigung rohrförmiger Eckstiele zur Verwendung in Jacket-Strukturen einsetzen. Die nachfolgenden Ausführungen sollen all diese Möglichkeiten einschließen. Im Vordergrund stehen dabei die Möglichkeit der Anpassung der Steckverbindungselemente an die jeweilige Geometrie der tragenden Fachwerkelemente, sowie die Möglichkeit der Modifikation der speziellen Elemente zur Über- tragung der Vorspannkraft auf die tragende Struktur. In Fig. 7.2 werden daher die modifizierten Steckverbindungen S1 ^' bis Sx ^' , die auch zur Übertragung der Vorspannkraft dienen, beispielhaft dargestellt. Die Elemente zur Übertragung der Vorspannkraft, in der vorliegenden Figur mit 5.1 ^' bzw. 5.2 ^' bezeichnet, haben also den gleichen Aufbau wie die modifizierten Steckverbindungen Sl ^' bis Sx ^' . Die Eckstiele 8 sind zur Umsetzung des Steckprinzips und der Einleitung der Vorspannkraft in mehrere kleinere oder größere Abschnitte 8.1 bis 8.n unterteilt. An den Enden der Eckstielabschnitte 8.1 bis 8.n befinden sich jeweils Steckverbindungselemente Sl ^' bis Sx ^' , so dass die tragende Struktur 1 ^' nach dem gleichen Grundprinzip wie die tragenden Struktur 1 durch einfaches Ineinanderste- cken und Vorspannen der einzelnen Abschnitte 8.1 bis 8.n hergestellt werden kann. Die Funktion der Knotenverbindungen Kn kann, wie in Fig. 7.2 beschrieben, in die Steckverbindungselemente Sl ^' bis Sx ^' integriert sein oder separate Elemente bilden. Die Zerlegung der Eckstiele 8 in einzelne steckbare Abschnitte 8.1 bis 8.n hat den Vorteil, dass die einzelnen Fachwerkabschnitte F1 bis Fn bestehend aus Eckstielabschnitten 8.1 bis 8.n, Zug- bzw. Druckstäben 7, Steckverbindungen Sl ^' bis Sx ^' , sowie Knotenverbindungen Kn auf der Baustelle zunächst am Boden in optimaler Arbeitsposition vormontiert werden und die tragende Struktur 1 ^' dann abschnittsweise zusammengesteckt und mit Zugstabelementen nach Fig. 9 oder Spannseilen vorgespannt werden kann. Durch Parallelarbeit kann die Bauzeit verkürzt werden. Nach dem derzeitigen Stand der Regelwerke ist es hinsichtlich der Ermüdungsfestigkeit von besonderem Vorteil, dass innerhalb der einzelnen Fachwerkabschnitte F1 bis Fn keine Schweißnähte Verwendung finden. Diese Erfindung soll aber nicht ausschließlich auf Bauweisen beschränkt sein, in denen auf Schweißnähte gänzlich verzichtet wird, da vorgespannte Steckverbindungen nicht nur bezüglich der Ermüdungsfestigkeit, sondern auch zur Erleichterung der Bauarbeiten auf der Baustelle nützlich sind. Sinngemäß gilt die Erfindung daher auch für tragende Strukturen nach den Figuren 1 .1 und 1 .2, in denen Teilabschnitte geschweißt sind. Die Teilabschnitte sind jedoch vorzugsweise über Zugelemente und vorgespannte Steckverbindungen zusammengefügt, wodurch sich ebenfalls ein, wenn auch deutlich geringerer Vorteil für die Ermüdungsfestigkeit ergibt. Sobald die Zulassung hochfrequenter Hämmerverfah- ren als Schweißnahtnachbehandlung seitens der Zertifizierungsgesellschaften erfolgt ist, kann die lokale Verwendung von Schweißnähten sogar von Vorteil sein. Schweißen ist gängige Praxis im Stahlbau und ermöglicht die kostengünstige Vorfertigung von Baugruppen im Herstellerwerk. Die tragende Struktur soll erfindungsgemäß mindestens eine vorgespannte Steckverbindung enthalten. Die Erläuterungen gelten analog für so genannte Jacket-Strukturen, wobei die Zug- bzw. Druckstäbe 7 durch biegesteife Rohre ersetzt sind. Die Knotenverbindungen Kn sind in diesem Fall nicht gelenkig sondern starr. Das oben beschriebene Steckprinzip ist auch hier anwendbar. Fig. 2 zeigt schematisch den Einfluss des Abspannwinkels α auf die Axialdruckbeanspruchung der tragenden Elemente 2.1 bis 2.n anhand eines Kraftecks für die X-Z-Ebene. Der Zusammenhang gilt analog für den Abspannwinkel ß der unteren Abspannebene. Unterschied ist lediglich, dass sich die Vorspannkraftkomponenten beider Abspannebenen überlagern. Basis ist die tragende Struktur 1 nach Fig. 1 .1 . Die Vorspannkraft der oberen Abspannebene Fvo kann in einem Krafteck in die vektoriellen Komponenten Fvoz und Fvox zerlegt werden. Es gilt Fvox = Fvo ^* sin α bzw. Fvoz = Fvo ^* cos a. Bei a = 45° ist Fvox = Fvoz, d. h. die Vorspannkraft Fvo wird zu gleichen Teilen zum Vorspannen der tragenden Elemente auf Axialdruck, sowie zur seitlichen Stabilisierung der tragenden Struktur 1 genutzt. Bei Abspannwinkeln cd < α sind für eine betragsmäßig gleiche Vorspannung der tragenden Elemente Fvozl = Fvoz kleinere Vorspannkräfte Fvo1 < Fvo notwendig. Dies führt allerdings zu einer geringeren seitlichen Stabilisierung der tragenden Struktur 1 , da Fvoxl kleiner ist als Fvox. Beim hier nicht dargestellten Grenzfall mit einem Abspannwinkel von 0° gilt Fvoz = Fvo, d. h. die Vorspannung Fvo kann in voller Höhe zum Vorspannen der tagenden Elemente auf Axialdruck, zum Vorteil der Ermüdungsfestigkeit genutzt werden. Eine Vergrößerung des Abspannwinkels α2 > α ermöglicht bei gleicher Vorspannkraft Fvo2 = Fvo, hier kenntlich gemacht durch den Kreisbogen K _M um den Mittelpunkt M, eine größere seitliche Stabilisierung der tragenden Struktur durch die horizontale Vorspannkraftkomponente Fvox2 > Fvox. Allerdings reduziert sich in diesem Fall die Axialdruckkraft auf die tragende Struktur 1 auf Fvoz2 < Fvoz. Um die Einbußen bei der Axialdruckkraft zu kompensieren, was im Einzelfall bedeuten kann, dass der Druckschwellbereich verlassen wird, muss die Vorspannung Fvo2 erhöht werden. Die Ermittlung der erforderlichen Vorspannkräfte für eine ausreichende seitliche Stabilisierung einer tragenden Struktur für einen vorgegebenen Abspannwinkel ist Stand der Technik und wird vom Tragwerkplaner beherrscht. Um darüber hinaus den Ermüdungsfestigkeitsbonus der Regelwerke des Germanischen Lloyd in Höhe von 60% für reine Druckschwellbeanspruchung nach Fig. 3 nutzen zu können (f _R = 1 ,6) ist zusätzlich zu prüfen, ob die vertikale Komponente der Vorspannkraft Fvoz genügend hohe Druckspannungen in den tragenden Elementen 2.1 bis 2.n erzeugt. Selbst bei extremer Belastung müssen noch Restdruckspannungen in den tragenden Elementen vorhanden sein. Die Spannungen in den tragenden Elementen dürfen unter allen zu erwartenden Betriebsbedingungen nie in den Bereich der Wechsel- bzw. Zugschwellbeanspruchung kommen. In diesem Zusammenhang wird auf Fig. 3 verwiesen.

Fig. 3 zeigt schematisch die erfindungsgemäße Vorspannung der tragenden Elemente der Struktur 1 in den Druckschwellbereich in einem Spannungs-Zeit-Diagramm. Bei schwingender Belastung ändert sich die anliegende Spannung σ in den tragenden Elementen 2.1 bis 2.n über der Zeit t. Die Änderung der Spannung kann, wie dargestellt, sinusförmig oder auch regellos verlaufen. Ein Schwingspiel Ssp ist gekennzeichnet durch die Spannungsamplitude a _a und die Mittelspannung a _m . In Abhängigkeit von der Mittelspannung am und der Spannungsamplitude a _a ergeben sich für die tragenden Elemente 2.1 bis 2.n drei mögliche Belastungsbereiche. Im Druckschwellbereich I gilt I a _m I > o _a oder I a _m I = σ ₈ . Für das Grenzspannungsverhältnis gilt entsprechend 1 < R < DÜ oder R = - ou. Die Mittelspannung a _m entspricht hierbei der statischen Vorspannung der tragenden Elemente. Im Wechselbereich II gilt I CTm I < a _a oder I a _m I = 0 oder a _m < a _a . Für das Grenzspannungsverhältnis gilt - oc < R < -1 , R = - 1 oder -1 < R < 0. Im Zugschwellbereich III gilt a _m = o _a oder a _m > o _a . Für das Grenzspannungsverhältnis gilt R = 0 oder 0 < R < 1 . Im Druckschwellbereich I kann nach der Richtlinie des Germanischen Lloyd für Türme von Offshore Windenergieanlagen und Schiffbau bei nicht geschweißten Stahlkonstruktionen, ein um den Faktor 1 ,6 höheres Limit bezüglich der Ermüdungsfestigkeit genutzt werden. Bei Aluminiumlegierungen ergeben sich ebenfalls höhere Ermüdungsfestigkeiten. Um diesen Bonus für reine Druck- Schwellbeanspruchung nutzen zu können, sind die tragenden Elemente 2.1 bis 2.n mindestens so weit auf Axialdruck vorzuspannen, dass I a _m I = o _a bzw. R = - ^' Q ist. Die Spannungsamplitude a _a darf maximal Null betragen bzw. das Schwingspiel Ssp darf die Nulllinie im Diagramm der Fig. 3 nicht überschreiten. Ggf. ist ein entsprechender Sicherheitsabstand unterhalb der Nulllinie einzuplanen. Bereits bei I a _m I < o _a bzw. - ou < R < - 1 reicht die Vorspannung nicht aus, da die Spannungsamplitude die Nulllinie in Fig. 3 überragt. Die Vorspannkraft Fvo bzw. Fvu muss vom Tragwerkplaner erhöht werden, um den Ermüdungsfestigkeitsbonus nutzen zu können. Die Erhöhung der Vorspannkraft ist allein schon deswegen notwendig, da sonst ein sicherer Zusammenhalt der Steckverbindungselemente S1 bis Sx nicht gewährleistet ist. Es käme sonst zumindest auf der Biege- zugseite der tragenden Struktur, in Fig. 1 .1 ist dies die rechte Seite, zum Auseinanderklaffen der Steckverbindungselemente. Nur im Druckschwellbereich I liegt eine sicher vorgespannte Steckverbindung vor. Die Vorspannung der tragenden Elemente erfüllt somit eine Doppelfunktion. Vorgespannte Steckverbindungen ermöglichen den Verzicht auf Schweißverbindungen. Der Verzicht auf Schweißverbindungen ist nach dem gegenwärti- gen Stand der Regelwerke Voraussetzung für die maximale Nutzung der werkstofflichen Potenziale im Druckschwellbereich.

Fig. 4 zeigt schematisch den Schnitt A-A durch ein Ausführungsbeispiel der tragenden Struktur 1 nach Fig. 1 .1 bestehend aus tragenden Elementen am Beispiel von U-förmigen, konisch verlaufenden Schalentragelementen mit verdickten Längsflanschen. Die tragen- den Elemente 2.1 bis 2.n sind in diesem Beispiel zu einem polygonförmigen Tragwerk mit radial nach innen gerichteten Längsflanschen Lf zusammengesetzt. Die Längsflansche Lf sind um den Abkantwinkel γ zum Mittelpunkt des Tragwerks hin abgewinkelt. In einer hier nicht dargestellten Ausführungsvariante sind die Längsflansche radial nach außen gerichtet, zum Vorteil für das Widerstandsmoment der tragenden Struktur. Welche Variante im Einzelfall bevorzugt wird, hängt von verschiedenen Faktoren, beispielsweise von der Zugänglichkeit bei der Montage ab. Im dargestellten Beispiel besteht die Polygonform in Umfangsrichtung aus acht tragenden Elementen. Jedes tragende Element 2.1 bis 2.n ist genau in der Mitte durch eine zusätzliche Abkantung Ab zwischen den Längsflanschen Lf entsprechend dem Winkel δ abgewinkelt (vergleiche Fig. 4.1 ). Das Polygon hat in diesem Beispiel sechzehn Ecken. Es können aber auch Polygonformen mit mehr oder weniger Ecken dargestellt werden, indem die Anzahl der Abkantungen pro Element variiert wird. Je mehr tragende Elemente 2.1 bis 2.n bei einem bestimmten Mastdurchmesser D zum Einsatz kommen, desto höher ist die Anzahl der Längsflansche Lf. Vorteil vieler Längsflansche Lf ist die bessere Versteifung der tragenden Struktur 1. Die Längsflansche bewirken eine Versteifung der tragenden Elemente 2.1 bis 2.n gegenüber Axialdruck in Z- Richtung, sowie gegenüber Biegung um die X- bzw. Y-Achse. Die Gefahr des Schalen- beulens in Folge der vertikalen Komponenten der Vorspannkräfte Fvoz und Fvuz wird bei ausreichender Anzahl Längsflansche Lf gänzlich vermieden. Die Anzahl der Längsflansche Lf kann vom erfahrenen Tragwerkplaner durch Beulsteifigkeitsuntersuchungen ermittelt werden. Nachteil vieler Längsflansche ist der hohe Aufwand für die Verbindungstechnik. Erfindungsgemäß erfolgt das Fügen der Längsflansche U-Förmiger Schalentra- gelemente nicht durch Schweißen, sondern über Bolzen Bz. Als Bolzen können hochfeste Schrauben, Setzringbolzen oder ähnliches verwendet werden. Der Verzicht auf Schweißen ist nach dem derzeit gültigen Stand der Regelwerke notwendig, um das Potenzial vorgespannter, hochfester Stähle nutzen zu können. Sollte die Regelwerke im Hinblick auf die Nutzung der werkstofflichen Potenziale bei geschweißten Verbindungen erweitert werden, sollen die übrigen Merkmale dieser Erfindung auch für entsprechend geschweißte Konstruktionen anwendbar sein. Die zur Herstellung der Bolzenverbindungen benötigten Löcher in den Längsflanschen Lf verursachen eine Kerbwirkung, so dass das maximal mögliche Werkstoffpotenzial nur zum Teil genutzt werden kann. Bei Setzringbolzen, entsprechend dem Stand der Technik, ergibt sich eine Kerbklasse von 90. Gegenüber dem gewalzten Blech bzw. Profil mit einer Kerbklasse von 160 bedeutet dies nahezu eine Halbierung der Ermüdungsfestigkeit. Damit nicht das gesamte tragende Element 2.1 bis 2.n mit erhöhter Wandstärke ausgeführt werden muss, wird erfindungsgemäß die Verwendung von tragenden Elementen vorgeschlagen, bei denen nur die Längsflansche verdickt sind. U-förmige tragende Elemente mit verdickten Längsflanschen sind durch Abkanten von Grobblechen mit einheitlicher Blechdicke nicht herstellbar. Die Verwendung von Tay- lored Blanks, welche aus einzelnen Blechen unterschiedlicher Dicke zusammengesetzt sind, ist aufgrund der Schweißnähte nicht zielführend. Das Profilwalzen parallelflanschiger U-Stähle mit verdickten Längsflanschen konstanter Höhe ist Stand der Technik. Derartige Profile sind genormt und werden aus normalfesten Baustählen hergestellt. Mit den derzeit nach dem Stand der Technik verfügbaren Profilwalzstraßen, können prinzipiell auch U- Stähle über die genormte Breite von maximal 400mm hinaus hergestellt werden. Die aktuelle Grenze der Profilbreite hängt von der Anlagengeometrie ab und liegt bei ca. 1 m. Bei breiteren Anlagen wären prinzipiell auch größere Profilbreiten herstellbar. Das Abwinkein der Längsflansche Lf entsprechend dem Winkel γ, sowie die zusätzliche Abkantung Ab mit dem Winkel δ kann erfindungsgemäß in den Walzprozess integriert werden oder nachträglich auf Abkantpressen erfolgen. Zur Herstellung U-förmiger konisch verlaufender Schalentragelemente werden spezielle Vorrichtungen und Verfahren nach den Figuren 14 bis 21 benötigt. Das Ausführungsbeispiel eines tragenden Elements 2.1 mit verdickten Längsflanschen mit konischem Verlauf ist in Fig. 4.1 dargestellt. Hierbei variiert nicht nur die Breite des tragenden Elementes, sondern optional auch die Höhe der Längsflansche. Der Querschnitt des tragenden Elements 2.1 ändert sich in Richtung der Längsachse.

Anstelle von polygonförmigen Tragwerksquerschnitten lassen sich mit den tragenden Elementen 2.1 bis 2.n auch quadratische und rechteckige Querschnittsformen herstellen. Der Querschnitt kann sich dabei entlang des Tragwerks verjüngen oder konstant sein. Die Geometrie der Abkantungen wird entsprechend angepasst. Vorteil ist auch hier, dass durch die verdickten Längsflansche nicht das gesamte Bauteil mit der großen Wandstärke w1 realisiert werden muss. Zwischen den Längsflanschen ist die Wandstärke auf w2 re- duziert. Es kann Stahl eingespart werden.

Fig. 4.1 zeigt schematisch die U-förmigen Schalentragelemente aus Fig. 4 in perspektivischer Darstellung. Blickrichtung ist von unten zur Mastspitze, d. h. in Z-Richtung. Die Breite des tragenden Elements 2.1 variiert aufgrund der konischen Form von der maximalen Breite b1 bis zur minimalen Breite b2. Zusätzlich verändert sich auch die Höhe der Längs- flansche von der maximalen Höhe h1 bis zur minimalen Höhe h2.

Die Höhe der Längsflansche kann alternativ konstant sein (h1 = h2).

Die Längsflansche sind mit dem Winkel γ abgewinkelt. In der Mitte zwischen den beiden Längsflanschen Lf ist das tragende Element 2.1 in Längsrichtung zusätzlich mit einer Abkantung Ab versehen. Durch mehrfache Abwinklung bzw. Abkantung der Elemente las- sen sich Polygonformen nach Fig. 4 mit höherer Eckenanzahl realisieren. Je höher die Eckenanzahl, desto mehr nähert sich die Polygonform der theoretisch idealen Kreisform von Schalentragwerken an. Gleichzeitig nimmt aber auch der Biegeaufwand zu. Tragende Elemente mit rechtwinkligen Längsflanschen ohne diese Abkantung Ab können zur Herstellung quadratischer oder rechteckiger Schalentragwerke, wie zum Beispiel Brückenpy- lone, sowie vorteilhaft auch bei Balken- bzw. Rahmentragwerken eingesetzt werden. Durch Variation der Höhe h1 bzw. h2, sowie der Breite b1 bzw. b2 kann der Querschnitt optimal an die einwirkenden Lasten angepasst werden. Beispiel für eine Anwendung sind Kragarme mit veränderlichem Querschnitt, bei denen das Biegemoment in Längsrichtung variiert. Durch die Variation des Trägerquerschnitts ergeben sich Gewichtsvorteile und Kosteneinsparungen. Ein weiteres Merkmal des U-förmigen Schalentragelements ist die variable Wanddicke. Die Längsflansche Lf haben eine Wandstärke w1 , die dicker ist als die übrige Wandstärke der Schale w2 des tragenden Elements 2.1 . Die Wandstärke w1 muss in dem Verhältnis verdickt werden, in dem sich die Kerbklasse durch die Bolzenverbindungen und Löcher verschlechtert. Sind die Bolzenverbindungen beispielsweise in die Kerbklasse 90 eingestuft und das tragenden Element 2.1 hat ohne Bolzenverbindungen die Kerblasse 160, muss die Wandstärke w1 mindestens 1 ,8-mal so dick sein wie die Wandstärke w2. Die lokal höheren Spannungen infolge der Kerbwirkung der Löcher werden durch die Erhöhung der Wandstärke kompensiert. Ohne lokale Verstärkung des Bauteils im Bereich der Löcher müsste das gesamte Bauteil mit erhöhter Wandstärke gefertigt werden. Durch die lokale Verstärkung der Längsflansche können Gewicht und Kosten eingespart werden. Um tragende Elemente nach Fig. 4.1 herstellen zu können, sind Vorrichtungen und Verfahren nach den Figuren 14 bis 21 erforderlich. Verfahrensbedingt wird sich in der Profilmitte aufgrund der Verwendung separater Walzen für die linke und rechte Profilseite ein keilförmiger Streifen mit größerer Wandstärke w3 ergeben. Dieser lässt sich jedoch in Verbindung mit einem zusätzlichen Walzenpaar in Profilmitte vermeiden, wenn dieser Streifen nicht erwünscht ist bzw. nicht benötigt wird. Im Einzelfall kann ein verdickter Streifen zur Versteifung der Schale jedoch sinnvoll sein, zum Beispiel zur Versteifung von Öffnungen wie unter Fig. 5.3 beschrieben. Nähere Erläuterungen erfolgen im Rahmen der Verfahrensbeschreibungen. Ggf. kann es aus biegetechnischen Gründen sinnvoll sein, die Abkantung Ab in der Profilmitte durch zwei Abkantungen links und rechts des keilförmig verdickten Streifens zu ersetzen.

Fig. 5 zeigt schematisch den Schnitt A-A durch ein Ausführungsbeispiel der tragenden Struktur 1 nach Fig. 1 .1 bestehend aus tragenden Elementen am Beispiel von Schalen- tragelementen mit konisch verlaufenden Rippen. Vorteil dieser Ausführung gegenüber Fig. 4 ist die bessere Versteifungswirkung der tragenden Struktur 1 . Bei gleichem Durch- messer D und gleicher Anzahl tragender Elemente 2.1 bis 2.n können doppelt so viele Versteifungselemente realisiert werden. Die Versteifungselemente werden in diesem Fall nicht über die Längsflansche Lf gebildet, sondern über radial angeordnete Rippen Rp, die mit den erfindungsgemäßen Vorrichtungen und Verfahren nach den Ansprüchen 15 bis 24 in die schalenförmigen Tragelemente eingewalzt sind. Jedes tragende Element 2.1 bis 2.n enthält in einer besonders vorteilhaft herzustellenden Ausführung genau zwei Rippen. Diese Ausführung ist in Figur 5 im Schnitt dargestellt. In einer weiteren, besonders steifen Ausführung enthält jedes tragende Element mehr als zwei Rippen. Diese Ausführung geht aus Figur 5.7 hervor.

Die Rippen Rp sind entweder radial nach innen zum Mittelpunkt oder radial nach außen gerichtet. Die Rippen Rp befinden sich zwischen den verdickten Längskanten Lk.

Vergleicht man dies mit Fig. 4, in der jeweils zwei unmittelbar aneinander grenzende Längsflansche Lf zu einem rippenähnlichen Versteifungselement zusammengefügt sind, sind die höhere Rippenanzahl und die bessere Versteifungswirkung offensichtlich. Zur Darstellung der Polygonform besitzt jedes tragende Element 2.1 bis 2.n zwischen den beiden Rippen mindestens eine Abkantung Ab. Zur Verbindung der tragenden Elemente 2.1 bis 2.n untereinander kommen Steckverbindungen SV1 bis SVn zum Einsatz, die nach Fig. 8 bis 8.2 aufgebaut sind. Die Ausführung der Steckverbindungen SV1 bis SVn hat unter anderem den Vorteil, dass in den tragenden Elementen 2.1 bis 2.n keine Befestigungslöcher benötigt werden. Die Kerbwirkung durch Löcher entfällt, so dass die tragen- den Elemente nach Fig. 5.1 bis 5.7 in die derzeit bestmögliche Kerbklasse 160 eingestuft werden können. Bei den verdickten Längskanten Lk handelt es sich um gewalzte Verbindungsmerkmale, die mit den Vorrichtungen und Verfahren nach den Ansprüchen 15 bis 24 hergestellt werden.

Fig. 5.1 zeigt schematisch die Schalentragelemente mit konisch verlaufenden Rippen im gebogenen Zustand aus Fig. 5 in perspektivischer Darstellung. Die nachfolgenden Erläuterungen erfolgen am Beispiel des tragenden Elements 2.1 der tragenden Struktur 1 nach Fig. 5. Blickrichtung ist von unten zur Mastspitze. Zur Herstellung der dargestellten Geometrie sind die erfindungsgemäßen Walzverfahren und Vorrichtungen nach den Ansprüchen 15 bis 24 erforderlich. Zur Aussteifung der tragenden Struktur nach Fig. 1 .1 sind tragende Elemente mit Rippen Rp, die in Z-Richtung zu einem gedachten Schnittpunkt oberhalb der Mastspitze verlaufen, besonders vorteilhaft. Da die Herstellung von Rippen nur in Walzrichtung der tragenden Elemente 2.1 möglich ist, sind die tragenden Elemente mit ihrer Längsachse zur Mastspitze, also in Z-Richtung ausgerichtet. Längsachse der tragenden Elemente, Längsachse der Rippen, Z-Richtung der tragenden Struktur und Walzrichtung sind somit in Übereinstimmung gebracht. Das tragende Element 2.1 verjüngt sich in Längsrichtung, d. h. die Breite nimmt von der maximalen Breite b1 zur minimalen Breite b2 kontinuierlich ab. Auch der Rippenabstand variiert entsprechend, d. h. der Rippenabstand reduziert sich von der maximalen Breite b3 zur minimalen Breite b4. Die Höhe der Rippen hr1 bzw. hr2 kann ebenfalls in Längsrichtung variieren. Um eine möglichst homogene Aussteifung der tragenden Struktur 1 nach Fig. 5 zu erreichen, müssen die Rippen entlang des Umfangs gleichmäßig verteilt sein. Um dies zu erreichen, muss der Rippenabstand b3 genau halb so groß sein, wie die maximale Breite b1 des tragenden Elements 2.1 . Analog muss der Rippenabstand b4 genau halb so groß sein, wie die minimale Breite b2 des tragenden Elementes 2.1 . Für die anderen tragenden Elemente 2.n der tragenden Struktur 1 nach Fig. 5 gilt entsprechendes. Bedarfsweise können auch andere Rippenabstände realisiert werden. Ferner müssen beide Rippen der tragenden Ele- mente 2.n jeweils symmetrisch zu den Längskanten Lk bzw. spiegelsymmetrisch zur gedachten Mittellinie des tragenden Elementes angeordnet sein. Entsprechend Fig. 5 sind die Rippen Rp jeweils radial nach innen zum Mittelpunkt der tragenden Struktur 1 gerichtet. In einer hier nicht dargestellten Ausführungsvariante können die Rippen Rp auch jeweils radial nach außen vom Mittelpunkt weg gerichtet sein. Die Rippe Rp bildet die Win- kelhalbierende zwischen den angrenzenden Schenkeln der Schale, d. h. es gilt Abkantwinkel γ1 gleich Abkantwinkel γ2. Das Bauteil 2.1 wird, entsprechend der benötigten Eckenanzahl des Polygons, abgekantet. Entsprechend der konischen bzw. polygonförmi- gen Tragwerksform nach Fig. 5 ist pro tragendem Element 2.1 mindestens eine Abkantung Ab mit dem Abkantwinkel δ entlang der Mittellinie vorgesehen. Zusätzlich sind weite- re Abkantungen im Bereich der Rippen Rp möglich, indem die Winkel γ1 und γ2 entsprechend angepasst werden. Dies ermöglicht Polygonformen mit höherer Eckenanzahl und eine Annäherung an die ideale Kreisform von Rohrschalen. Bei nur einer Abkantung Ab in Bauteilmitte gilt γ1 gleich γ2 gleich 90°. Bei Tragwerken mit anderen Querschnittsformen, zum Beispiel rechteckige oder quadratische Bauwerke, sind die tragenden Elemente 2.1 entsprechend der benötigten Geometrie und Anordnung der Rippen mit anderen Winkeln als hier dargestellt abgekantet bzw. gebogen. Die Abkantung ist in den Walzprozess integriert oder erfolgt auf Abkantpressen im Rahmen nachgeschalteter Prozesse. Auch rundgebogene Schalentragelemente sind prinzipiell herstellbar. Nähere Details zum Biegepro- zess gehen aus Fig. 15.4 und 15.5 hervor. Der Bereich der Abkantung Ab in der Mitte des tragenden Elements 2.1 ist verdickt, d. h. die Wandstärke w3 ist größer als die angrenzende Wandstärke w2 der Schale. Da der Rippenabstand bei tragenden Strukturen mit konischem Verlauf zwischen b3 und b4 variiert, wird der Bereich zwischen den beiden Rippen mit zwei getrennten Walzenpaaren gewalzt. Im Bereich der Mittellinie des tragenden Elements 2.1 bleibt daher ein verdickter Streifen mit konischem Verlauf stehen. Die- ser Streifen steift das tragende Element 2.1 im Bereich der Abkantung Ab zusätzlich aus und kann ein- oder beidseitig verdickt ausgeführt und am Übergang zur Wandstärke w2 der Schale mit Radien abgerundet sein. Eine mögliche Anwendung ergibt sich aus Fig. 5.3. Die Breite des Streifens variiert zwischen b5 und b6 und richtet sich unter anderem nach der verwendeten Walzenbreite. Ggf. kann es aus biegetechnischen Gründen sinn- voll sein, die Abkantung Ab in der Profilmitte durch zwei Abkantungen links und rechts des keilförmig verdickten Streifens zu ersetzen. Sofern dieser keilförmige verdickte Streifen nicht erwünscht ist, kann dieser durch Verwendung eines zusätzlichen Vorgerüstes, bestehend aus Ober- und Unterwalze vermieden werden. Nähere Erläuterungen erfolgen im Rahmen der Verfahrensbeschreibung in den Figuren 15.2 bis 15.3.2. Die verdickten Längskanten Lk an den Rändern des tragenden Elements 2.1 sind walztechnisch hergestellt. Die Geometrie wird in Fig. 8 beschrieben. Die Verdickung befindet sich, im Gegensatz zu den Rippen, auf der Außenseite der tragenden Struktur 1. Anders als hier darge- stellt, sind auch beidseitig verdickte Längskanten möglich, vergleiche Fig. 8.1 . Ebenfalls möglich ist die Anordnung der verdickten Längskanten auf der Innenseite. Die Wandstärke der Rippen Rp kann, wie in dieser Figur dargestellt, von der Rippenspitze w4 zur Wandstärke w5 an der Wurzel stetig zunehmen. In einer hier nicht dargestellten Ausführung ist die Wandstärke w4 an der Rippenspitze genauso groß wie an der Wurzel bzw. am Rippengrund w5. Die Rippenspitze ist vorzugsweise abgerundet. Der Rippengrund ist ebenfalls abgerundet und zwar beidseitig in Form einer Hohlkehle. Dies führt zu einer geringeren Kerbwirkung und demzufolge zu einer höheren Ermüdungsfestigkeit. Die entsprechenden Radien r1 und r2 sind in Fig. 7.1 ersichtlich. Die Wandstärke der Schale links und rechts der Rippen ist gleich und beträgt w2.

Fig. 5.2 zeigt schematisch die Schalentragelemente mit konisch verlaufenden Rippen aus Fig. 5.1 im ebenen Zustand in perspektivischer Darstellung. Unterschiede zu Fig. 5.1 sind der fehlende verdickte Streifen und die ebene Ausführung des tragenden Elements 2.1 , d. h. die Abkantwinkel γ1 und γ2 sind rechte Winkel und der Abkantwinkel δ beträgt 180°. Dieser Sonderfall hat für das Walzwerk den Vorteil eines geringeren Lager- und Trans- portvolumens, sowie einer geringeren Varianz, da das tragende Element nicht nach individueller Kundenspezifikation gefertigt werden muss. Das Biegen entsprechend der Kontur nach Figur 5.1 erfolgt in diesem Fall beim Endabnehmer bzw. Verarbeiter. Nachteile sind der zusätzliche Prozessschritt, sowie die beim Biegen eingebrachten Spannungen, da beim Verarbeiter im Regelfall kalt gebogen wird. Die Biegespannungen bleiben bei einer Kaltumformung im tragenden Element 2.1 erhalten und reduzieren die Belastbarkeit. Ebene Schalentragelemente mit zwei konisch verlaufenden Rippen werden mit den gleichen erfindungsgemäßen Verfahren und Vorrichtungen hergestellt wie die tragenden Elemente nach Fig. 5.1 . Lediglich die Abkantwinkel γ1 , γ2 und δ sind beim Walzen unterschiedlich gewählt.

Fig. 5.3 zeigt schematisch die Schalentragelemente mit konisch verlaufenden Rippen aus Fig. 5.2 mit einem Öffnungsausschnitt in perspektivischer Darstellung. Der Öffnungsausschnitt kann beispielsweise eine Türöffnung, der Ausschnitt eines Schotts oder der Durchbruch für die Verlegung eines Rohres sein. Der Öffnungsausschnitt mit einer Breite b7, die stets kleiner sein muss als der Abstand der beiden Rippen Rp, bewirkt eine Schwächung des tragenden Elements 2.1 . Diese Schwächung muss durch Verstärkungsmaßnahmen kompensiert werden. Bogenförmige Öffnungsausschnitte werden in Folge der Vorspannung des tragenden Elements 2.1 bevorzugt. Bogenformen haben den Vorteil, dass der Bogen unter Belastung vor allem durch Druckkräfte beansprucht. Sind Bogenform und Bogenquerschnitt so gewählt, dass die Stützlinien der auftretenden Lasten innerhalb des Kernquerschnitts verlaufen, so treten ausschließlich Druckspannungen und keine Zugspannungen auf. Zugspannungen würden die Vorteile bzgl. der Ermüdungsfestigkeit im Druckschwellbereich zunichtemachen. Die nachfolgenden Erläuterungen gelten sinngemäß für beliebig abgekantete, sowie ebene Formkonturen, als auch für Schalentragelemente mit parallel verlaufenden Rippen.

Erfindungsgemäß besteht die Öffnungsverstärkung des tragenden Elements aus einer Kombination aus integrierten Rippen mit einer lokalen Wandstärkenverdickung. Die Verdi- ckung beschränkt sich dabei auf den Bereich um die Öffnung.

Als Öffnungsverstärkung ist eine lokale Verdickung der Wandstärke besonders geeignet, da diese mit den erfindungsgemäßen Vorrichtungen und Verfahren besonders einfach herzustellen ist. Die Breite b5 bzw. b6 der verdickten Wandstärke w3 aus Fig. 5.1 wird vom Konstrukteur so verbreitert, dass der verdickte Streifen über die seitlichen Ränder der Öffnung hinausragt. Das Maß dieser Verbreiterung gegenüber der Öffnungsbreite b7 bzw. dem Öffnungsdurchmesser richtet sich danach, wie das tragende Element 2.1 durch die Öffnung geschwächt ist und kann belastungsabhängig zum Beispiel durch FEM- Berechnungen ermittelt werden.

Die Verdickung kann einseitig innen oder außen, sowie erforderlichenfalls beidseitig aus- gebildet sein. Bei den U-förmigen Schalentragelementen nach Fig. 4.1 können Öffnungen in gleicher Weise versteift werden.

Fig. 5.4 zeigt schematisch alternative Schalentragelemente mit parallel verlaufenden Rippen im gebogenen Zustand in perspektivischer Darstellung. Der Rippenabstand ist in Z-Richtung konstant, d. h. die Rippenabstände b3 und b4 sind gleich. Die Höhe der Rippen kann zwischen einer minimalen Höhe hr2 und einer maximalen Höhe hr1 variieren oder konstant sein. Zu den Gestaltungsmerkmalen der Rippen Rp (Anordnung auf der Innen- oder Außenseite, konstante oder veränderliche Wandstärke, Abrundung von Rippenspitze und Rippenwurzel), sowie der Längskanten Lk wird auf die Erläuterung in Fig. 5.1 verwiesen. Die Abkantwinkel γ1 , γ2 bzw. δ richten sich wiederum nach der Quer- schnittsform des Tragwerks (rund, polygonförmig, rechteckig, quadratisch). Der Bereich der Schale in der Mitte zwischen den beiden Rippen Rp kann verdickt oder, wie hier dargestellt, ohne Verdickung ausgeführt sein. Bei fehlender Verdickung der Wandstärke w3 lassen sich stetige Rundungen leichter biegen. Zugleich vereinfacht sich der Vorrichtungsaufbau für die Herstellung der Rippen, da in Folge der Parallelität der beiden Rippen Rp nur ein Walzenpaar in der Breite des konstanten Rippenabstandes b3 gleich b4 benötigt wird. Bei Verwendung eines Walzenpaares mit zylindrischen Walzen ohne entspre- chende Formkontur wird sich eine konstante Wandstärke w2 gleich w3 ausbilden. Wenn zur Verstärkung des tragenden Elements 2.1 eine lokale Verdickung mit der Wandstärke w3 benötigt wird, erfolgt das Walzen der Rippen Rp mit zwei entsprechend schmaleren Walzenpaaren oder durch Verwendung eines Walzenpaares mir profilierter Walzenober- fläche. Der hier nicht dargestellte verdickte Streifen im Bereich der Abkantung Ab wird in jedem Fall eine konstante Breite b5 gleich b6 haben, da sich der Abstand der beiden Walzenpaare bei parallelen Rippenverläufen nicht ändert.

Fig. 5.5 zeigt schematisch die Schalentragelemente mit parallel verlaufenden Rippen aus Fig. 5.4 im ebenen Zustand in perspektivischer Darstellung. Unterschied zu Fig. 5.4 ist die ebene Ausführung des tragenden Elements 2.1 , d. h. die Abkantwinkel γ1 und γ2 sind rechte Winkel und der Abkantwinkel δ beträgt 180°.

Fig. 5.6 zeigt schematisch die Schalentragelemente mit Rippen mit modifizierten Längskanten. Die rechte Seite des tragenden Elements 2.1 kann, in Z-Richtung gesehen, analog ausgebildet sein wie die linke Seite und umgekehrt. In den zuvor beschriebenen Figu- ren 5 bis 5.5 dienen die keilförmig verdickten Längskanten Lk zur Aufnahme der Steckverbindungen SV1 bis SVn nach den Figur 8 bis 8.2. Zur Verbindung der tragenden Elemente 2.1 bis 2.n mit Hilfe herkömmlicher Schweiß-, Niet- bzw. Schraubverbindungen wird der verdickte Bereich bei rein statischer oder vorwiegend statischer Belastung nicht benötigt. Dieser Fall ist in Fig. 5.6 auf der linken Seite des tragenden Elements 2.1 darge- stellt. Die Wandstärke beidseitig der linken Rippe Rp ist daher gleich und beträgt w2. An der linken Außenkante Ak kann beispielsweise eine in Längsrichtung verlaufende Schweißnaht zur Verbindung des tragenden Elements 2.1 mit einem weiteren, hier nicht dargestellten tragenden Element angebracht sein. Auf der rechten Seite des tragenden Elements 2.1 sind modifizierte Längskanten Lk für herkömmliche Fügeverbindungen dar- gestellt, wenn die Ermüdungsfestigkeit bemessungsbestimmend ist. Durch die Kerbwirkung der Befestigungslöcher Lb bzw. der hier nicht dargestellten Schweißnaht wird die Ermüdungsfestigkeit des tragenden Elements herabgesetzt. Um diesen Festigkeitsverlust zu kompensieren, wird analog zu Fig. 4.1 eine Verdickung der Loch- bzw. Schweißnahtumgebung vorgeschlagen. Die Verdickung mit der Wandstärke w3 > w2 befindet sich dabei bevorzugt auf der Innenseite mit den Rippen Rp. Sofern keine Ebenheit der Außenseite gefordert ist, kann die Verdickung alternativ auf der Außenseite oder auf beiden Seiten des tragenden Elements 2.1 liegen. Die Verdickung kann den kompletten Bereich außerhalb der Rippen oder, wie dargestellt, Teilbereiche nahe der Außenkante Ak umfassen. Durch eine kerbtechnisch günstige flache Schräge wird ein kontinuierlicher Übergang zur Wandstärke w2 geschaffen. Sofern die Verdickung für Schweißverbindungen entlang der Außenkante Ak genutzt wird, können die Befestigungslöcher Lb entfallen. Die Außen- kante Ak kann abhängig von der Wandstärke w3 eine hier nicht dargestellte Schweißnahtvorbereitung, z.B. für eine V- oder X-Naht enthalten.

Fig. 5.7 zeigt schematisch die Schalentragelemente mit mehr als zwei Rippen. Mit den erfindungsgemäßen Vorrichtungen und Verfahren können Bleche mit beliebig vielen Rip- pen Rp hergestellt werden. Die Anzahl der Rippen richtet sich nach den Steifigkeitsanfor- derungen der jeweiligen Anwendung und wird vom Konstrukteur unter Berücksichtigung der höheren Kosten festgelegt. Aus fertigungstechnischen Gründen werden tragende Elemente mit geradzahliger Rippenanzahl bevorzugt.

Fig. 6 zeigt schematisch die tragenden Elemente am Beispiel von Balkentragelementen mit variablem Querschnitt in perspektivischer Darstellung. Häufig ist die Belastung in Längsrichtung der tragenden Elemente nicht konstant. In dieser Figur ist ein solcher Fall anhand eines Balkentragwerks dargestellt. Aus Gründen der Übersichtlichkeit sind die Elemente zum Verbinden und Vorspannen nicht dargestellt, um die wesentlichen Aspekte bezüglich der Querschnittsgestaltung deutlicher zu machen. Anhand dieser Figur soll dar- gestellt werden, wie der Querschnitt des tragenden Elements 2.n an die variierende Belastung in Längsrichtung angepasst wird. Außerdem wird der fertigungstechnische Zusammenhang zu den tragenden Elementen nach den Figuren 5.2 und 5.5 aufgezeigt. Das Balkentragwerk besteht hier vereinfacht aus einem Tragbalken, der bei E fest eingespannt und am freien Ende mit der Kraft F belastet ist. Die Kraft F bewirkt ein Biegemoment Mb, welches zur Einspannung E hin stetig zunimmt und bei E den Maximalwert Mfc erreicht. Entsprechend des zunehmenden Biegemoments wird die Höhe des balkenförmigen Tragelements 2.n von der minimalen Höhe H2 zur maximalen Höhe H1 angepasst.

Die Anpassung erfolgt erfindungsgemäß durch Vouten während des Walzprozesses bei der Herstellung des Tragbalkens. Dafür kommen die gleichen Vorrichtungen und Verfah- ren zum Einsatz, mit denen auch die tragenden Elemente in Form von Schalentragele- menten mit integrierten, nahtlos gewalzten Rippen hergestellt werden.

Die Breite Br ist aus Gründen der Einfachheit vorzugsweise konstant. Eine variable Breite Br ist prinzipiell ebenfalls denkbar, jedoch aufwändiger in der Herstellung und nach dem Satz von Steiner weniger effektiv im Hinblick auf die Anpassung an die Belastung. Im dar- gestellten Beispiel handelt es sich um einen doppel-T-förmigen Träger, auch Breitflanschträger genannt. Der obere Flansch verläuft parallel zur X-Y-Ebene, der untere Flansch ist zur X-Y-Ebene geneigt. Auch nicht dargestellte Ausführungen mit beidseitig symmetrisch zueinander geneigten Flanschen sind möglich. Bei Vergleich des dargestellten Breitflanschträgers mit dem Schalentragelement 2.1 nach Fig. 5.2 wird die Artverwandschaft, die aus den ähnlichen Herstellverfahren und Vorrichtungen entsprechend der Ansprüche 15 bis 24 resultiert, deutlich. Im Prinzip ergibt sich das Schalentragelement nach Fig. 5.2 durch Umbiegen jeweils einer Flanschhälfte pro Balkenseite. Der Zusammenhang ist in Fig. 5.2 auf einer Seite des tragenden Elements gestrichelt dargestellt. Geometrieunterschiede im Detail, die aus dem Biegeprozess resultieren, werden im Rahmen der Verfahrenserläuterungen nach den Figuren 14 bis 15.4 beschrieben. Der verfahrensbedingte Streifen mit der erhöhten Wandstärke w3 ergibt sich aus den veränderlichen Höhen H1 bzw. H2, die einen Walzprozess mit zwei Walzenpaaren erforderlich machen. Die Verdickung der Wandstärke w3 ermöglicht beispielsweise die Unterbringung von Befestigungslöchern, ohne dass Nachteile bezüglich der Kerbklasse entstehen (vergleiche Erläuterung in Fig. 4.1 ). Die keilförmige Verdickung lässt sich durch walztechnische Maßnahmen, die unter den Figuren 15.2 und 15.3 beschrieben werden, vermeiden oder sogar durch eine Vertiefung mit reduzierter Wandstärke w3 ^' ersetzen. Nach dem Satz von Steiner sind Trägerformen von Vorteil, bei denen sich möglichst viel Masse in den Randbereichen befindet. Der mittlere Stegbereich trägt also weniger zum Flächenträgheitsmoment bei als die Umgebung der Flansche. Durch eine Vertiefung in der Mitte des Steges kann bei an- nähernd gleichem Trägheitsmoment Gewicht gespart werden. Alternativ kann durch Verlagerung der Masse aus der Profilmitte in die Flansche eine Erhöhung des Trägheitsmoments bei gleichem Gewicht erreicht werden.

Eine weitere Möglichkeit Gewicht zu sparen ist das Vouten der Flansche. Die Flanschdicke wird dazu beim Walzen des Trägers kontinuierlich von auf tf2 reduziert. Die Anpas- sung der Flanschdicke kann bei einem oder bei beiden Flanschen erfolgen und wird über kontinuierliche Walzspaltanpassung erreicht. Die Walzspaltanpassung wird im Rahmen der Figuren zu den erfindungsgemäßen Vorrichtungen und Verfahren beschrieben.

Die Flansche können jeweils an beiden Längsenden mit hier nicht dargestellten verdickten Längskanten Lk nach den Figuren 8 bzw. 8.1 ausgestattet sein und zu Befestigungszwe- cken dienen. Breitflanschträger mit veränderlichem Querschnitt werden bislang durch An- einanderschweißen entsprechender Grobbleche hergestellt. Eine walztechnische Herstellung ist nicht bekannt. Durch Entfall des Schweißens erhöhen sich Kerbklasse und Ermüdungsfestigkeit. Wie oben bereits erläutert kann ein modifizierter gewalzter Breitflanschträger mit veränderlichem Querschnitt in Schalentragelemente mit konisch verlaufenden Rippen überführt werden und vice versa. Dieser Zusammenhang führt zu der Schlussfolgerung, dass auf Profilwalzstraßen für handelsübliche Breitflanschträger prinzipiell auch Schalentragelemente mit parallel verlaufenden Rippen nach Fig. 5.5 herstellbar sind. Nähere Einzelheiten werden anhand der Beschreibungen zu den Vorrichtungen und Verfahren in den Figuren 14 bis 21 erläutert.

Fig. 6.1 zeigt schematisch eine Ausführungsvariante der Balkentragelemente aus Fig. 6 in einer Seitenansicht. Zwei Kragbalken sind spiegelsymmetrisch zu einem Tragbalken zusammengesetzt, bei dem die Höhe an den freien Enden H1 und in der Mitte H2 beträgt. Die Höhe H2 ist wie dargestellt kleiner als H1 . In einer nicht dargestellten Ausführungsvariante ist H2 größer als H1. Die bevorzugte Ausführung ist lastfallabhängig. Die Herstellung kann grundsätzlich durch Aneinanderschweißen zweier gewalzter Kragbalken nach Fig. 6 erfolgen. Aus Gründen der höheren Ermüdungsfestigkeit wird jedoch eine Ausfüh- rung ohne Schweißnaht bevorzugt. Die erfindungsgemäßen Warmwalzverfahren nach den Figuren 14 bis 21 bieten die nötige Flexibilität, um die dargestellte Ausführungsform an einem Stück zu fertigen.

Tragende Elemente entsprechend der Darstellung können vorteilhaft zum Beispiel im Hallenbau eingesetzt werden.

Fig. 6.2 zeigt schematisch eine weitere Ausführungsvariante der Balkentragelemente aus Fig. 6 in einer Seitenansicht. In der Mitte des tragenden Elements 2.n verlaufen die Flansche dieses speziellen Breitflanschträgers auf einer Länge Ig1 größer oder gleich Null im Abstand H1 parallel zueinander. Zu den freien Enden nimmt der Abstand der Flansche bzw. die Höhe des Trägers auf H2 ab. Eine nahtlose Herstellung ist ebenfalls mit den er- findungsgemäßen Vorrichtungen und Verfahren nach den Figuren 14 bis 21 möglich. Dieser spezielle Breitflanschträger kann zum Beispiel für Fahrwerkrahmen von Schienenfahrzeugen verwendet werden.

Fig. 7 zeigt schematisch die Steckverbindungselemente zum Verbinden der tragenden Elemente nach Fig. 1 .1 in axialer Richtung. Die nachstehenden Erläuterungen erfolgen anhand der vergrößerten Einzelheit Z1 aus Fig. 1 .1 in einer geschnittenen Darstellung. Die Einzelheit Z1 bezieht sich in diesem Beispiel auf die Schnittstelle zwischen den tragenden Elementen 2.1 und 2.2. Alle axialen Schnittstellen der tragenden Struktur, auch die Schnittstelle zum Fundament beim Auflagerpunkt A, sind nach dem gleichen Prinzip aufgebaut. Entsprechend der Figuren 4 und 5 ist die polygonförmige tragende Struktur der Fig. 1 .1 in Umfangsrichtung aus mehreren tragenden Elementen zusammengesetzt. Für tragende Strukturen mit rechteckigen oder quadratischen Querschnitten gilt entsprechendes. Unabhängig von der Anzahl der tragenden Elemente in Umfangsrichtung kommt pro Verbindungsschnittstelle genau ein Steckverbindungselement S1 bis Sx zum Einsatz, das sich über den kompletten Umfang erstreckt und ringförmig aufgebaut ist. Bei anderen Querschnittsformen der tragenden Struktur wird die Form der Steckverbindungselemente entsprechend angepasst. Das hier dargestellte Steckverbindungselement S1 hat einen Außendurchmesser da und einen Innendurchmesser di. Der Außendurchmesser da ist geringfügig größer als der Durchmesser D der tragenden Struktur. Da sich bei tragenden Strukturen mit konischer Form der Durchmesser D mit zunehmender Höhe verringert, verringern sich auch entsprechend die Durchmesser da und di der Steckverbindungselemente. Der Überstand ü richtet sich nach den Toleranzen und Verformungen, sowie nach den Wandstärken w2 bzw. w3 der tragenden Elemente. Da die Wandstärken der tragen- den Elemente wegen der größeren Belastung zum Fundament hin in der Regel anwachsen, richtet sich der Überstand ü insbesondere nach der größeren Wandstärke im Bereich der jeweiligen Steckverbindungsschnittstelle. Der Überstand ü wird vom Konstrukteur so groß gewählt, dass unter allen möglichen Toleranz- und Verformungsbedingungen ein vollständiger Kontakt der angrenzenden stirnseitigen Bauteilkanten der tragenden Elemente 2.1 bzw. 2.2 mit dem Steckverbindungselement S1 gewährleistet ist. Eine nur partielle Überlappung würde die Übertragung der Vorspannkraft Fvz _ges bzw. der Betriebskräfte beeinträchtigen. Die Folge wäre eine lokale Spannungsüberhöhung mit der Gefahr des Bauteilversagens. Prinzipbedingt besteht das Steckverbindungselement S1 bevorzugt aus dem gleichen Werkstoff wie die angrenzenden tragenden Elemente 2.1 und 2.2. Sind die tragenden Elemente 2.1 bzw. 2.2 aus unterschiedlichen Werkstoffen gefertigt, wird für das Steckverbindungselement S1 der Werkstoff mit der jeweils höheren Festigkeit bevorzugt. Wie man in dieser Figur bzw. unter Zuhilfenahme der Fig. 1 erkennt ist das Steckverbindungselement S1 zwischen den angrenzenden Bauteilkanten der vorgespannten tragen- den Elemente 2.1 und 2.2 fest eingespannt. Um seitliche Verschiebungen bzw. Relativbewegungen der tragenden Elemente 2.1 und 2.2 zueinander in der X-Y-Ebene zu verhindern sind an den ringförmigen Steckverbindungselementen S1 Begrenzungsbleche BL befestigt. In der dargestellten Ausführung befinden sich diese auf der Innenseite. Im Einzelfall kann auch eine Anordnung auf der Außenseite oder auf beiden Seiten zweckmäßig sein. Die Begrenzungsbleche BL sind oberhalb und unterhalb des ringförmigen Steckverbindungselements S1 parallel und unmittelbar angrenzend an das jeweilige tragende Element angebracht. Die Befestigung kann durch Schweißnähte SN erfolgen. In einer besonders bevorzugten Ausführungsvariante ist die Funktion der Begrenzungsbleche BL unmittelbar in das ringförmige Steckverbindungselement als zapfenförmiger Vorsprung integriert, zum Vorteil der Kerbklasse. Der Aufbau entspricht der Steckverbindung in Fig. 1 . Die Schweißnähte SN entfallen.

Die Begrenzungsbleche sind nicht dazu bestimmt Biegemomente zu übertragen. Der Lastabtrag von Biegemomenten erfolgt über die erfindungsgemäße Vorspannung, d. h. auf der Biegezugseite über die Zugelemente und auf der Biegedruckseite über die tra- genden Elemente. Seitlich wirkende Schubkräfte und Torsionsmomente in der X-Y-Ebene werden zumindest teilweise über Reibung an den Stirnflächen der vorgespannten Elemente abgebaut. Die Begrenzungsbleche BL dienen als zusätzliche Sicherung in seitlicher Richtung. Die Möglichkeit einer zusätzlichen Verdrehsicherung ergibt sich aus Fig. 7.1 . Zweck der Begrenzungsbleche bzw. der Zapfen ZA aus Fig. 1 ist in erster Linie die Erleichterung der Montage, indem die Bauteile optimal zueinander zentriert und seitlich fixiert werden. Die Zentrierung gewährleistet einen optimalen Kraftfluss zwischen den Schalen in vertikaler Richtung. Die Höhe der Begrenzungsbleche h3 richtet sich unter anderem nach den Einsatzbedingungen. Bei konischen Tragwerksformen und zu erwartenden ungünstigen Montagebedingungen, zum Beispiel bei starkem Seitenwind, wird die Höhe h3 entsprechend größer gewählt. Bei zylindrischen Tragwerken bzw. Tragwerken mit konstantem Querschnitt wird auf der Außenseite der Begrenzungsbleche ggf. zusätz- lieh die hier gestrichelt dargestellt Einführschräge angebracht um die Montage zu erleichtern. Die Rippen Rp der tragenden Elemente liegen zum Vorteil der Kraftübertragung vollflächig auf dem ringförmigen Steckverbindungselement S1 auf. Entsprechende Details gehen aus Fig. 7.1 hervor.

Bei korrosiven Umgebungseinflüssen werden die Schnittstellen zwischen dem Steckver- bindungselement S1 und den tragenden Elementen 2.1 und 2.2 zusätzlich mit einer Abdichtung AD versehen. Die Abdichtung kann beispielsweise aus einem elastischen Klebbzw. Dichtstoff oder beliebigen anderen Dichtmaterialien bestehen.

Fig. 7.1 zeigt schematisch ein weiteres Detail zu den Steckverbindungselementen nach Fig. 7 in einer geschnittenen Draufsicht. Wie man deutlich erkennt sind die Rippen Rp zwischen den Begrenzungsblechen BL angeordnet. Die Begrenzungsbleche BL haben zueinander den Abstand a. Der Mindestabstand a ergibt sich aus der Wandstärke der Rippen am Rippengrund w5, sowie aus dem doppelten Radius r2 am Rippengrund. In der Regel wird jedoch ein deutlich größerer Abstand zur Zentrierung ausreichen. Sofern eine Verdrehsicherung des tragenden Elements 2.2 benötigt wird bietet es sich an, zusätzliche Zentrierhilfen ZH an den Steckverbindungselementen anzubringen. Diese werden im Steckverbindungselement S1 integriert oder angeschweißt. Ein geringes Montagespiel bzw. entsprechende Einführschrägen für die Rippen Rp erleichtern dabei die Montage. Durch die hohe Flächenpressung infolge der Vorspannkraft Fvz _ges an den Stirnflächen der tragenden Elemente 2.1 und 2.2 nach Fig. 7 und der damit verbundenen Reibung, ist die Verdrehsicherung in der Regel auch ohne diesen Formschluss gegeben.

Fig. 7.2 zeigt schematisch die modifizierten Steckverbindungselemente S1 ^' bis Sx ^' zum Verbinden der tragenden Elemente nach Fig. 1 .2. Die Darstellung beinhaltet zwei mögliche Ausführungsformen. Rechts der Mittellinie des Eckstiels 8 ist die Hälfte eines modifizierten Steckverbindungselements S1 ^' mit innen liegendem Zapfen ZA abgebildet. Links der Mittellinie wird die Hälfte einer möglichen Variante mit außen liegender Hülse HÜ gezeigt. Die Erläuterungen erfolgen anhand der vergrößerten Einzelheit Z1 ^' aus Fig. 1 .2 in einer geschnittenen Darstellung. Die Einzelheit Z1 ^' bezieht sich in diesem Beispiel auf die Schnittstelle zwischen den tragenden Elementen 2.1 ^' und 2.2 ^' . Zwischen den tragenden Elementen 2.1 ^' und 2.2 ^' befindet sich ein Steckverbindungselement S1 ^' . Alle axialen Schnittstellen der tragenden Struktur, auch die Schnittstelle zum Fundament beim Auflagerpunkt A ^' , sind nach dem gleichen Prinzip aufgebaut. Die tragenden Elemente 2.1 ^' bis 2.n ^' , sowie die Steckverbindungselemente S1 ^' bis Sx ^' bilden die Eckstiele 8 der Fach- werkstruktur aus Fig. 1 .2 und bestehen aus Rundrohren, Vierkant- oder Rechteckprofilen. Auch bei Winkel-, T-, und Doppel-T-Profilen, sowie Sonderprofilen ist das Steckprinzip anwendbar, indem die Geometrie der Steckverbindungselemente entsprechend ange- passt wird. Die nachstehenden Erläuterungen erfolgen anhand von Rundrohren. Beson- deres Merkmal der dargestellten Steckverbindung S1 ^' sind die integrierten äugen- oder muffenförmigen Knotenverbindungen Kn. Es können ein oder mehrere gleich oder ungleich ausgeführte Knotenverbindungen Kn in die Steckverbindung integriert sein. Auch Ausführungen ohne Knotenverbindung Kn sind möglich. Die Knotenverbindungen Kn dienen zur Befestigung der Fachwerkverstrebungen, bestehend aus Zug- und / oder Druckstäben 7, sowie den hier nicht dargestellten Zugelementen 3.1 bis 3.m bzw. 4.1 bis 4.m zur Vorspannung der tragenden Struktur nach Fig. 1 .2. Die Knotenverbindungen Kn können gelenkig mit Augen, wie in der Abbildung auf der rechten Seite dargestellt oder starr mittels steckbarer Muffen, wie in der Abbildung auf der linken Seite dargestellt, ausgeführt sein. Bei klassischen Stabfachwerken kommt die gelenkige Augbolzenverbindung zum Einsatz. Um Biegebelastungen am Bolzen Bz zu vermeiden, wird eine Zweipunktlagerung mittels gabelförmiger Augen bevorzugt. Die Muffen sind für Jacketstrukturen vorgesehen. Durch Verlagerung der Befestigungspunkte für die Zugelemente und Verstrebungen in die Steckverbindungen S1 ^' bis Sx ^' bleiben die Eckstiele 8 frei von Kerbwirkung, zum Vorteil der Ermüdungsfestigkeit des Tragwerks. Um zu erreichen, dass auch die Verstrebungen 7 von Jacketstrukturen kerbfrei sind, werden erfindungsgemäß geklebte Muffenverbindungen mit Klebstoff KL vorgeschlagen. Alternativ sind auch Schweißnähte SN möglich, mit entsprechenden Nachteilen hinsichtlich der Ermüdungsfestigkeit. Die Funktion der Begrenzungsbleche BL aus Fig. 7 ist in das Steckverbindungselement S1 ^' als Zapfen ZA nahtlos integriert. Zur Erleichterung der Montage sind die hier nicht näher bezeichneten Einführschrägen notwendig. In der auf der linken Seite dargestellten Ausführungsvariante befindet sich die Funktion der Begrenzungsbleche auf der Außenseite des Steckverbindungselements S1 ^' . Die tragenden Elemente 2.1 ^' und 2.2 ^' dieser modifizierten Ausführung sind im Bereich der Schnittstelle von einem hülsenförmigen Steckverbindungselement HÜ umschlossen. Der Überstand ü ^' befindet sich auf der Innenseite. Diese gespiegelte Anordnung bietet mehr Platz zur Integration der Knotenverbindungen Kn.

Die Hülse HÜ kann analog Fig. 7 mit einer zusätzlichen Abdichtung AD gegen Spaltkorrosion geschützt sein. Der Spalt zwischen der Hülse HÜ und den tragenden Elementen 2.1 ' und 2.2' kann alternativ oder zusätzlich einen strukturellen oder semistrukturellen Kleb- Stoffen KL enthalten. Durch die Verklebung entsteht eine besonders steife und dichte Verbindung. Der Spalt zwischen dem Zapfen ZA und den Eckstielabschnitten 8 und 8.1 kann ebenfalls zusätzlich verklebt und mit einer Abdichtung entsprechend der Anordnung aus Fig. 7 versehen sein.

Die hohe Funktionsintegration der Steckverbindungen wird besonders kostengünstig durch Herstellung im Stahlgussverfahren realisiert. Bei Aluminium erfolgt die Herstellung im Druckgussverfahren. Das Prinzip der vorgespannten Steckverbindung S1 ^' entspricht weitgehend dem der Fig. 7. Der Durchmesser da ^' ist um den Überstand ü ^' größer als der Durchmesser de des Eckstiels 8. Der Überstand ü ^' richtet sich nach den Toleranzen und der maximalen Wandstärke der tragenden Elemente 2.1 ^' und 2.2 ^' . Durch die Unterteilung der Eckstiele 8 in zusammengesteckte Abschnitte aus tragenden Elementen 2.1 ^' und 2.2 ^' ist eine einfache Möglichkeit der Wandstärkenanpassung in Längsrichtung gegeben. Hierdurch sind Materialeinsparungen möglich. Bei durchgehenden Eckstielen ist dies nicht möglich. Das Grundprinzip der erläuterten Steckverbindungen ist auf die gesamte Tragwerkstruktur oder einzelne Abschnitte anwendbar. Außerdem können klassisch aufgebaute Fachwerk- und Jacketstrukturabschnitte, zum Beispiel mit angeschweißten Verstrebun- gen, über die beschriebenen Steckverbindungen montiert und vorgespannt werden.

Fig. 8 zeigt schematisch den Schnitt der vergrößerten Darstellung der Steckverbindung SV1 zum Verbinden der tragenden Elemente nach Fig. 5 in Umfangsrichtung. Die Erläuterung der Steckverbindungen wird nachfolgend am Beispiel der zu verbindenden tragenden Elemente 2.1 und 2.n beschrieben. Steckverbindungen für Spundwandprofile sind aus der Patentschrift DE10339957B3 bekannt. Die Erfindung betrifft ein durch Warmwalzen hergestelltes Spundwandprofil aus Stahl in Doppel-T-Form mit zwei mittig über einen Steg verbundenen Flanschabschnitten mit sich daran anschließenden keulenförmig ausgebildeten Anschlussendabschnitten. Die keulenförmig ausgebildeten Anschlussendabschnitte dienen zur Aufnahme von Verbindungsschlössern. Die Verbindungsschlösser nehmen nur in der Ebene senkrecht zur Längsrichtung Kräfte auf. Kräfte in Längsrichtung werden durch die Rammung in den Erd- bzw. Meeresboden abgefangen. Die Belastungen sind üblicherweise statisch. Zur sicheren Verbindung dynamisch belasteter Tragwerk- selemente in alle Raumrichtungen, sind die Steckverbindungen aus der Patentschrift DE10339957B3 nicht geeignet. Aufgabe dieser Erfindung ist die Bereitstellung einer ver- besserten Ausführung, die translatorisch und rotatorisch um alle drei Koordinatenachsen X, Y und Z belastbar ist und auch bei dynamisch beanspruchten Tragwerken eingesetzt werden kann. Die Steckverbindung SV1 besteht aus einem T-förmigen äußeren Formelement FEA und einem gleich langen T-förmigen inneren Formelement FEI. Die Länge der Formelemente kann sich über die volle Länge der tragenden Elemente 2.1 bzw. 2.n erstrecken. Es können aber auch mehrere kürzere Formelemente verwendet werden, die in Summe der Länge der zu verbindenden tragenden Elemente entsprechen. Kürzere Formelemente können leichter gehandhabt werden. Die Länge richtet sich nach den je- weiligen Montageanforderungen. Äußeres Formelement FEA und inneres Formelement FEI sind mit Schrauben SR verbunden. Um einen sicheren Verbund in alle Richtungen zu erreichen, wird die Schraubverbindung vorgespannt. Bei den Schrauben SR werden höchstfeste Schrauben, bevorzugt mit der Festigkeitsklasse 12.9 verwendet. Die Schrau- ben SR sind über Durchgangsbohrungen durch das innere Formelementen FEI hindurchgeführt und im äußeren Formelement FEA mittels Innengewinden befestigt. Abhängig von der Zugänglichkeit kann dies auch anders herum erfolgen. Äußeres und inneres Formelement umschließen die angrenzenden verdickten Längskanten Lk der tragenden Elemente 2.1 und 2.n. Die Unterbringung der Schrauben in separaten Elementen hat den Vorteil, dass die tragenden Elemente 2.1 und 2.n selbst nicht durch die Kerbwirkung der Schraublöcher geschwächt werden, zum Vorteil der Ermüdungsfestigkeit. Das Gewinde im äußeren Formelement FEA enthält eine Schraubensicherung SRS. Die Schraubensicherung SRS besteht beispielsweise aus einem Kunststoff oder einem speziellen Klebstoff, der in den Bereich der Gewindegänge eingetragen wird und gleichzeitig das Boh- rungsende zur äußeren Umgebung hin verschließt. Auf diese Weise wird Korrosion vermieden. Die Anzahl der Schrauben SR richtet sich nach der erforderlichen Klemmkraft aus der Tragwerkberechnung. Da einwirkende Kräfte in Y-Richtung hauptsächlich über den Formschluss übertragen werden, kann die Schraubenanzahl gegenüber einer Direkt- verschraubung der tragenden Elemente reduziert werden. Die Abmessungen der Form- elemente FEA und FEI, sowie der Längskanten Lk richten sich ebenfalls nach der Trag- werksberechnung. Da es sich in Z-Richtung um eine reibschlüssige Verbindung handelt, müssen Vorspannkraft der Schrauben SR und Reibungsfläche so aufeinander abgestimmt sein, dass es unter den einwirkenden Betriebslasten nicht zu Relativbewegungen der aneinander grenzenden Elemente in Längsrichtung kommt. Die gleichzeitige Vor- Spannung der tragenden Struktur in Z-Richtung mit Zugelementen nach Fig. 1 .1 stabilisiert die Steckverbindung SV1 zusätzlich, was sich günstig auf die erforderliche Vorspannkraft und Abmessungen der Formelemente auswirkt. Es wird weniger Reibungsfläche für eine sichere Verbindung benötigt. Im äußeren Formelement FEA sind spiegelsymmetrisch zur Schraube SR keilförmige Vertiefungen KV mit dem Öffnungswinkel Phi φ der Breite b8 und der Tiefe c1 eingebracht. Im inneren Formelement FEI sind in diesem Ausführungsbeispiel keine keilförmigen Vertiefungen vorgesehen. Eine alternative Ausführung, bei der sowohl das äußere als auch das innere Formelement keilförmige Vertiefungen enthalten, ist in Fig. 8.1 beschrieben. Die tragenden Elemente 2.1 und 2.n haben an den Längsseiten keilförmig verdickte Längskanten Lk. Die Kontur dieser verdickten Längskanten Lk schmiegt sich an die Geometrie der keilförmigen Vertiefungen KV in der äußeren Hälfte des Formelements FEA an, d. h. die Positivform der jeweiligen Längskante Lk liegt mit der Keilfläche KF an der keilförmigen Vertiefung KV formschlüssig an. Zwischen dem äußeren Formelement FEA und dem inneren Formelement FEI befindet sich im nicht vorgespannten Zustand der Schrauben SR ein Spalt SP, d. h. die T-förmigen Elemente sind in Summe kürzer als die Wandstärke w2 und die Vertiefung c1 zusammen. Dies ermöglicht eine Vorspannung der Steckverbindung SV1 über die Schrauben SR. Der Spalt SP wird unter Berücksichtigung der Bauteiltoleranzen so gewählt, dass der Spalt SP auch im vorgespannten Zustand nie vollständig geschlossen ist. Nur so ist sichergestellt, dass die Formelemente FEA und FEI die erforderliche Klemmkraft FK im Bereich der verdickten Längskanten Lk der tragenden Elemente 2.1 bzw. 2.n aufbauen. Der Öffnungswinkel Phi φ wird so gewählt, dass die Steckverbindung sowohl in X als auch in Y- Richtung ausreichend vorgespannt und spielfrei ist. Bei einem Öffnungswinkel Phi φ von 45° wird die Verbindung in X und Y-Richtung in etwa gleich vorgespannt. Größere Öffnungswinkel als 45° haben jedoch den Vorteil einer größeren Kontaktfläche und Reib- schlüssigkeit, so dass in Bezug auf die Z-Achse größere Kräfte und Biegemomente übertragen werden können. Der optimale Öffnungswinkel φ richtet sich nach dem jeweiligen Lastfall und wird in der Regel mindestens 45° aber stets weniger als 90° betragen. Das äußere und innere Formelement FEA und FEI lassen sich im Walzverfahren und somit besonders kostengünstig herstellen. Vorzugsweise haben inneres und äußeres Formelement die gleiche Festigkeit wie die zu verbindenden hoch bzw. höchstfesten tragenden Elemente. Die Fertigung erfolgt daher bevorzugt mit ähnlichen Vorrichtungen und Verfahren. Durch eine spanende Nachbearbeitung lässt sich die Passgenauigkeit erhöhen. Eine raue Oberfläche mit hohem Reibungsbeiwert μ wird in diesem Fall bevorzugt, da diese zur Verbesserung der Verbindungsfestigkeit beiträgt. Sofern auf die mechanische Bearbeitung verzichtet wird kann die Rauigkeit durch eine Strahlbehandlung herbeigeführt werden. Alternativ kann der Reibschluss durch eine Riffelung der Kontaktflächen verbessert werden. Dies kann durch Prägewalzen mit strukturierten Walzenoberflächen erreicht wer- den. Die tragenden Elemente 2.1 und 2.n sind durch das äußere Formelement FEA spangenartig verklammert, so dass eine kombinierte form- und reibschlüssige Verbindung vorliegt. Die Anlagefläche des äußeren Formelementes FEA ist zu den tragenden Elementen hin mit einer Abdichtung AD gegen eindringende Feuchtigkeit und Korrosion geschützt. Für die Abdichtung AD werden vorteilhafterweise das gleiche Material und Appli- kationsverfahren wie für die Schraubensicherung SRS verwendet, so dass Schraubensicherung und Abdichtung in einem Prozessschritt appliziert werden können. In einer besonders vorteilhaften Ausführung wird die Steckverbindung SV1 bereits im Herstellerwerk mit Schrauben SR vormontiert. Dies ermöglicht eine automatisierte Schraubenvormontage und trägt zur Montageerleichterung und Kostenreduzierung bei. Die vormontierte Steckverbindung SV1 wird auf der Baustelle in besonders einfacher Weise auf die Längskanten Lk der tragenden Elemente aufgesteckt. Die Schrauben SR müssen lediglich nachgezogen bzw. vorgespannt werden. Fig. 8.1 zeigt schematisch den Schnitt der modifizierten Steckverbindung SV1 zum Verbinden der tragenden Elemente nach Fig. 5 in Umfangsrichtung. Unterschied zur Fig. 8 ist der spiegelsymmetrische Aufbau der äußeren und inneren Formelemente, d. h. die Geometrie der Formelemente FEA und FEI ist, abgesehen vom Gewinde, welches nur im äu- ßeren Formelement FEA vorhanden ist, identisch. Die tragenden Elemente 2.1 und 2.n sind sowohl auf der Außen- als auch auf der Innenseite spangenartig über die Formelemente FEA und FEI verklammert. Die Gleichteilverwendung trägt zur Kostenreduzierung bei. Die tragenden Elemente 2.1 und 2.n haben sowohl auf der Außen- als auch auf der Innenseite keilförmig verdickte Längskanten Lk.

Fig. 8.2 zeigt schematisch den Schnitt einer weiteren Modifikation der Steckverbindung SV1 zum Verbinden der tragenden Elemente nach Fig. 5. Die Steckverbindung SV1 besteht in diesem Fall aus einem einteiligen lotrecht angeordneten Doppel-T-förmigen Formelement FE mit keilförmigen Vertiefungen KV, welches die tragenden Elemente 2.1 und 2.n im Bereich der keilförmig verdickten Längskanten Lk umschließt. In Fig. 8.2 ist die keilförmige Verdickung der Längskante Lk einseitig angebracht. In einer hier nicht dargestellten Variante ist die keilförmige Verdickung beidseitig angebracht. Die Kontur des Formelements ist im Bereich der Umschließung jeweils an die Kontur der Längskanten Lk angepasst. Das beschriebene Prinzip gilt sinngemäß auch für andere, hier nicht dargestellte Formkonturen der verdickten Längskanten Lk. Zwischen Formelement FE und den keilförmig verdickten Längskanten Lk der tragenden Elemente 2.1 und 2.n befindet sich jeweils ein Spalt SP. Der Spalt gewährleistet eine einfache und klemmfreie Vormontage der Steckverbindung SV1 und wird nach erfolgter Vormontage mit einem strukturellen oder semistrukturellen Klebstoff KL verklebt. Das Spaltmaß ist abhängig von Klebstoffsystem und Bauteiltoleranzen und beträgt wenige Zehntel Millimeter bis max. 2 mm. Der Klebstoff KL wird dem jeweiligen Spalt mit Hilfe einer hier nicht dargestellten Dosieranlage über die Zuführbohrung ZB am unteren Ende des Formelements FE in flüssiger Form zugeführt. Die Zuführbohrung kann sich abhängig von der Zugänglichkeit alternativ auf der gegenüberliegenden Seite des Formelements FE befinden. Beim Füllvorgang steigt der Klebstoff im jeweiligen Spalt SP langsam entgegen der Schwerkraft nach oben. Abdichtungen AD am Formelement FE verhindern dabei ein seitliches Austreten des Klebstoffs. Der Spalt ist in Z-Richtung zusätzlich nach unten abgedichtet. Wenn der Klebstoff KL das obere Ende des Formelements FE erreicht, wird die Klebstoffzufuhr abgeschaltet und der Klebstoff härtet im Spalt aus. Dabei entsteht eine kombinierte Fügeverbindung mit Form- und Kraftschluss. Formschluss besteht in X- und Y-Richtung, Kraft- schluss in Z-Richtung. Da die tragenden Elemente 2.1 und 2.n erfindungsgemäß in Z- Richtung vorgespannt und damit vorfixiert sind, ist die Belastung der Verklebung gering. Die Schubkräfte verteilen sich in Längsrichtung der Klebefläche. Vorteil dieser Ausfüh- rungsvariante ist die besonders einfache und schnelle Montage. Es werden keine Schrauben benötigt. Die Verklebung härtet durch die Vorfixierung der vorgespannten Steckverbindung prozesssicher aus.

Fig. 9 zeigt schematisch das Ausführungsbeispiel eines Zugstabelements 3.1.1 zum Vor- spannen der tragenden Elemente nach den Figuren 1 .1 und 1 .2.

Anforderungen an die Zugelemente zum Vorspannen der tragenden Elemente dynamisch hoch beanspruchter Tragwerke sind eine hohe Zug- und Ermüdungsfestigkeit bei möglichst geringem Gewicht und niedrigen Herstellkosten, sowie die uneingeschränkte Beweglichkeit in Richtung der auftretenden Tragwerkschwingungen. Zugelemente in Form von Spannseilen haben eine sehr hohe Zug- und Ermüdungsfestigkeit. Nachteilig sind die extrem hohen Kosten. Zugstabelemente, entsprechend dem Stand der Technik, bestehend in der Regel aus runden Stabstählen mit Endgewinde, an denen Gabelköpfe für die Verankerung befestigt sind, haben geringere Zug- und Ermüdungsfestigkeiten.

Die geringe Ermüdungsfestigkeit ist durch die Endgewinde mit entsprechend geringen Kerbklassen von 36 ^* bzw. 50 bedingt. Die begrenzte Zugfestigkeit resultiert aus der Verwendung von Rundstäben, die derzeit nur aus normalfesten Baustählen bzw. Stahlgüten bis maximal S690 verfügbar sind. Den geringeren Kosten stehen entsprechend größere Querschnitte und Gewichte gegenüber. Erfindungsgemäße Aufgabe ist die Bereitstellung von Zugstabelementen mit höherer Zug- und Ermüdungsfestigkeit.

Aus dem Kranbau sind Zugstabelemente aus höchstfesten Güten S960 und höher bekannt. Diese werden allerdings nicht in der erfindungsgemäßen Weise, sondern wie allgemein im Tragwerkbau üblich zum Lastabtrag bzw. als Stabilisierungsverband eingesetzt.

Die Vorspannung ist demzufolge gering und wird über Spannschlösser aufgebracht. Um tragende Elemente mit Zugstabelementen derart vorzuspannen, dass sich die Ermüdungsfestigkeit nach Anspruch 1 erhöht, sind deutlich höhere Vorspannkräfte erforderlich. Dafür sind Spannschlösser nicht geeignet. Es besteht die Gefahr, dass die Gewinde beschädigt werden. Die hohen Vorspannkräfte erfordern den Einsatz spezieller Vorspannvorrichtungen. Um die Vorspannkräfte mittels Vorspannvorrichtungen aufzubringen, sind entsprechende Aufnahmen am Zugstabelement erforderlich. Herkömmliche Augenstäbe haben in der Regel jeweils eine Befestigungsbohrung an den Enden. Um gemäß der Erfindung Vorspannvorrichtungen anzubringen, wird pro Ende jeweils eine zweite Bohrung nahe der Bohrung für den Augbolzen vorgeschlagen. Diese Zusatzbohrung hat, wie nachfolgend erläutert, eine Doppelfunktion und erfordert daher eine spezielle Geometrie.

Um Zugstabelemente aus höchstfesten Stahlgüten S960 und höher, beispielsweise auch bei neuen Anwendungen wie Türmen von Windenergieanlagen, insbesondere im Offshore Bereich bei schwingender Belastung im Sinne dieser Erfindung einsetzen zu können, ergeben sich höhere Anforderungen an die Ermüdungsfestigkeit und Wartungsfreiheit. Regelmäßige Kontrollen wie bei Kränen, zum Beispiel um Ermüdungsrisse in den Zugstäben aufzuspüren, sind erschwert bzw. extrem kostspielig.

Es sind daher besondere Vorkehrungen zu treffen, um das Ermüdungsrisiko zu reduzieren. Bei Zugstabelementen sind neben den Gewinden vor allem die Befestigungsaugen im Bereich der Gabelköpfe ermüdungsgefährdet. Der ermüdungsgefährdete Bereich der Zugstabelemente EM ist in dieser Figur dargestellt. Das Befestigungsauge mit dem Durchmesser DL erzeugt eine Kerbwirkung, die im Bereich EM zu lokalen Spannungs- spitzen und Ermüdungsrissen führt. Aus der Literatur ist bekannt, dass die Spannungsspitzen im Bereich EM durch Entlastungskerben deutlich verringert werden können. Erfindungsgemäß ist als Entlastungskerbe mindestens eine zusätzliche Bohrung, bevorzugt gleichen oder annähernd gleichen Durchmessers DL, unterhalb des Befestigungsauges vorgesehen.

Diese Entlastungsbohrung ist erfindungsgemäß die Aufnahmebohrung ABV für das Anbringen der Vorspannvorrichtungen, mit denen das Zugstabelement 3.1.1 auf die erforderliche Vorspannung gebracht wird. Das Grundprinzip der Vorspannvorrichtungen für die Zugstabelemente 3.1.1 entspricht weitgehend den Spannvorrichtungen für die Spannlitze bei Spannbeton. Der Hauptunterschied besteht in der unterschiedlichen Übertragung der Vorspannkraft auf das Zugelement. Erfindungsgemäß wird bei den Zugstabelementen 3.1.1 die Vorspannkraft über einen Bolzen auf die jeweilige Aufnahmebohrung übertragen. Damit die Aufnahmebohrung die Zusatzfunktion einer Entlastungsbohrung erfüllen kann, hat die Aufnahmebohrung ABV den gleichen Durchmesser DL wie die das Befestigungsauge BA für den Augbolzen und wird unterhalb des Befestigungsauges angebracht. Die Spannvorrichtung wird in die Entlastungsbohrung eingesetzt und stört somit nicht das Einsetzen des Befestigungsbolzens. Die Bohrungsmittelpunkte haben zueinander vorzugsweise einen Abstand in Höhe des 1 ,5 bis 2-fachen Durchmessers DL. Das Befestigungsauge hat zum gerundeten Ende des Zugstabelements 3.1.1 einen Abstand in Höhe des 2-fachen Durchmessers DL. Das Zugstabelement 3.1.1 weist im Bereich der Bohrun- gen eine Breite in Höhe des mindestens 3-fachen Bohrungsdurchmessers DL auf. Nach unten hin verjüngt sich das Zugstabelement 3.1.1 auf die Nennbreite NB des Zugstabelements.

Das Zugstabelement 3.1.1 kann quadratischen, rechteckigen oder runden Querschnitt haben. In der Abbildung ist ein rechteckiger Querschnitt dargestellt.

Die Verjüngung des Zugstabelements 3.1.1 beginnt unterhalb der Entlastungsbohrung in einem Abstand, der vorzugsweise mindestens dem 1 ,5-fachen Durchmesser DL ent- spricht. Die Verjüngung erstreckt sich über ein Vielfaches oder ein ganzzahliges Vielfaches von n*DL. Je sanfter der Übergang zur Nennbreite NB des Zugstabelements 3.1.1 , desto geringer die Kraftumlenkung und desto gleichmäßiger der Spannungsverlauf. Das gewindelose Zugstabelement 3.1.1 hat insgesamt zwei spiegelsymmetrisch zueinander angeordnete Befestigungsenden mit der zuvor beschriebenen Geometrie.

Die Gesamtlänge Igz des Zugstabelements 3.1.1 richtet sich nach der jeweiligen Tragwerkgeometrie und den Transportanforderungen. Falls die beschriebenen Zugstabelemente aus Grobblechen hergestellt werden, ist die Länge Igz durch die verfügbaren Blechlängen und die Geometrie der Schneidanlage begrenzt.

Übliche Längen liegen daher bei maximal 16m. Um Tragwerkabschnitte größer 16m vorspannen zu können, müssen ggf. mehrere Zugstabelemente miteinander verbunden werden. Zum Verbinden mehrerer Zugstabelemente der beschriebenen Art sind erfindungsgemäß Laschen L1 bis Lx nach Fig. 1 1 vorgesehen. Zum Einstellen der genauen Zugstablänge eignen sich beispielsweise die Elemente nach Fig. 10 bzw. 10.1 . Nennbreite NB und Wandstärke w6 des Zugstabelements 3.1.1 werden entsprechend den technischen Regelwerken für Zugstäbe berechnet.

Die Bohrungen BA für die Augbolzen können optional mit einem Verschleißschutz VS ausgestattet sein.

Fig. 9.1 zeigt schematisch einen Schnitt durch ein modifiziertes Ausführungsbeispiel eines Zugstabelements 3.1.1 mit verschleißgeschützten Befestigungsaugen zum Vorspannen der tragenden Elemente. Bei Tragwerken, die während ihrer Lebensdauer eine sehr hohe Anzahl von Schwingungen mit entsprechend großen Strukturverformungen ausgesetzt sind, kann es an den Befestigungsaugen der Zugstabelemente 3.1.1 zu Reibung mit entsprechenden Verschleißerscheinungen kommen. Durch ungleichmäßigen Verschleiß än- dert sich die Verteilung des Lochleibungsdrucks und es besteht die Gefahr von Ermüdungsrissen durch punktuelle Überlastung und Riefenbildung. Erfindungsgemäß wird das Befestigungsauge des Zugstabelements 3.1.1 bei stark ermüdungsbelasteten Tragwerken gegen Verschleiß geschützt. Dies kann durch Auftragen einer Schutzbeschichtung erfolgen, welche in Fig. 9 mit dem Bezugszeichen VS gekennzeichnet ist. Die Bohrungswand kann beispielsweise durch Plasmaspritzen keramischer Beschichtungen geschützt werden. Die Haltbarkeit der Beschichtungen kann jedoch vor allem an den Kanten problematisch sein.

Eine andere Möglichkeit des Verschleißschutzes besteht in der hier dargestellten Verwendung von Verschleißschutzbuchsen. Entweder besteht die gesamte Buchse aus ei- nem verschleißfesten Material oder die Innenseite der Buchse ist entsprechend beschichtet. Das direkte Einpressen einer solchen Buchse in das Befestigungsauge des Zugsta- belements 3.1.1 hätte den Nachteil, dass der in Fig. 9 dargestellt ermüdungsgefährdete Bereich EM durch zusätzliche Zugspannungen belastet wird, so dass sich die Ermüdungsgefahr weiter erhöht. Ohne entsprechende Pressung würde sich allerdings die Buchse bei Bewegungen des Zugstabelementes 3.1.1 mitdrehen. Dies würde wiederum Verschleiß am Befestigungsauge verursachen. Um das Mitdrehen der Buchse Bu1 zu verhindern, wird in die Entlastungsbohrung ebenfalls eine Buchse Bu2, allerdings ohne Verschleißschutz eingebracht. Beide Buchsen sind durch Schutzbleche Sb miteinander verbunden. Die beiden Buchsen Bu1 und Bu2 sind in den Schutzblechen Sb gegen Verdrehen gesichert. Dies kann durch Einpressen oder durch die dargestellten Schweiß- oder Lötnähte SN erfolgen. Das eigentliche Befestigungsauge wird nicht durch Presskräfte oder Schweißnahtkerben belastet, was sich günstig auf die Ermüdungsfestigkeit auswirkt. Ggf. sind die Schutzbleche zum Zugstabelement 3.1.1 mit einer Abdichtung AD gegen eindringende Feuchtigkeit versiegelt. Bei entsprechendem Verschleiß wird nur die Buchse Bu1 ausgewechselt, da der Zugstab selbst nicht beschädigt ist. Dies wirkt sich vorteilhaft auf die Wartungskosten aus. Da die Buchse Bu1 ein separates Bauteil darstellt, ergeben sich mehr Möglichkeiten bei der Auswahl geeigneter Werkstoffe für den Verschleißschutz. Die Buchse Bu1 lässt sich leichter beschichten als das Befestigungsauge im Zugstabelement 3.1.1 .

Fig. 10 zeigt schematisch die Elemente zur Einstellung der Zugstablänge zum Vorspan- nen der tragenden Elemente.

Bei den Zugstabelementen 3.1.1 aus Fig. 9 handelt es sich um gewindelose Zugstäbe mit fest vorgegebener Länge Igz.

Um die Zugstabelemente 3.1.1 an die tatsächlichen Gegebenheiten im Sinne einer Feinabstimmung besser anpassen zu können, sind zusätzlich die dargestellten Elemente zur Einstellung der Zugstablänge 9 vorgesehen.

Die Notwendigkeit einstellbarer Zugstablängen kann sich beispielsweise durch Ferti- gungs- und Montagetoleranzen der tragenden Elemente der tragenden Struktur ergeben.

Im dargestellten Ausführungsbeispiel bestehen die Elemente zur Einstellung der Zugstablänge 9 aus zwei Haltern H, die über Einstellschrauben SE mit Muttern Mu verbunden sind. Die dargestellte Geometrie der Halter H ist als Beispiel zu verstehen, um das Grundprinzip und die Vorteile gegenüber den üblichen Zugstäben mit Endgewinde zu erläutern. Gewinde verursachen grundsätzlich eine Kerbwirkung, die sich nachteilig auf die Ermüdungsfestigkeit auswirkt. Zugstabelemente mit Endgewinde sind in die Kerbklasse 36 ^* oder 50 eingeordnet. Diese Kerbklassen gelten für das gesamte Zugstabelement. Bei starker Ermüdungsbeanspruchung ergeben sich somit sehr große Stabquerschnitte, bezogen auf das gesamte Zugstabelement. Die erfindungsgemäßen Zugstabelemente 3.1.1 enthalten zum Vorteil der Ermüdungsfestigkeit selbst kein Endgewinde. Die Einstellmöglichkeit der Zugstablänge erfolgt über die separaten Elemente 9, entsprechend der Abbildung. Gegenüber den Zugstabelementen 3.1.1 mit einer Gesamtlänge Igz von jeweils maximal 16m, hat das Element 9 zur Einstel- lung der Zugstablänge vergleichsweise geringe Abmessungen. Die ungünstige Kerbklasse 36 ^* oder 50 wirkt sich somit nur auf ein eng umgrenztes Element mit vergleichsweise geringer Masse aus. Durch die Verlagerung der Endgewinde von den Zugstäben in separate Einstellelemente 9 kann daher insgesamt deutlich Gewicht gespart werden.

Die beiden Halter H der dargestellten Einstellelemente 9 sind gabelförmig aufgebaut und bevorzugt aus höchstfesten Werkstoffen gefertigt.

Die beiden dargestellten Zugstabelemente 3.1.1 und 3.1.2 sind über Augbolzen ABz in den beiden Schenkeln der U-förmigen Halter H gelenkig gelagert.

Der Abstand zwischen den Augbolzen ABz der beiden Zugstabelemente 3.1.1 und 3.1.2 wird über die Gewinde der Einstellschrauben SE variiert, in dem die Muttern Mu justiert werden. Wie allgemein üblich erfolgt die genaue Einstellung der Zugstablänge im nicht vorgespannten Zustand, damit die Gewinde nicht beschädigt werden. Die Einstellschrauben SE sind über Durchgangsbohrungen durch beide Halter H hindurchgeführt. Der Verstellweg VW ergibt sich aus der Länge der verwendeten Einstellschrauben. Erforderlichenfalls werden die Muttern Mu nach erfolgter Justierung über nicht dargestellte Kon- termuttern, Klebstoffe KL oder andere Schraubensicherungen, gesichert. Die Elemente zur Einstellung der Zugstablänge 9 enthalten mindestens eine Einstellschraube. Wird nur eine Einstellschraube verwendet, so wird diese genau mittig zur Längsachse der Zugstabelemente 3.1.1 bzw. 3.1.2 angeordnet. Bei zwei oder mehr Einstellschrauben erfolgt die Anordnung symmetrisch zur Mittellinie. Anstelle von Einstellschrauben mit Muttern können zur Einstellung der Zugstablänge auch andere Mechanismen verwendet werden. Entscheidend ist, dass die Einstellgewinde nicht im Zugstab selbst, sondern in separaten Einstellbauteilen untergebracht sind. Einstellmechanismen vergleichbarer Funktionalität sind beispielsweise Gewindestangen mit Muttern, Gewindestangen mit halterseitigem Innengewinde, Exzenterbolzen etc. Die zuvor beschriebenen Elemente zur Einstellung der Zugstabelemente 9 ermöglichen die Längeneistellung an der Schnittstelle zweier Zugstabelemente 3.1.1 und 3.1.2. Fallweise kann es aus Gründen der besseren Zugänglichkeit vorteilhafter sein, die Längeneinstellung der Zugstabelemente an den Schnittstellen zu den Befestigungspunkten am Fundament B bzw. zu den speziellen Elementen zu Übertragung der Vorspannkraft auf die tragende Struktur 5.1 bis 5.2 bzw. 5.1 ^' bis 5.2 ^' vorzunehmen. Das Grundprinzip lässt sich problemlos auch von nicht versierten Fachleuten übertragen, so dass auf eine gesonderte Darstellung an dieser Stelle verzichtet wird. Fig. 10.1 zeigt schematisch modifizierte Elemente zur Einstellung der Zugstablänge zum Vorspannen der tragenden Elemente mit Hilfe einer Vorspannvorrichtung in einem seitlichen Schnitt. Die modifizierten Elemente zur Einstellung der Zugstablänge 9' bestehen aus zwei modifizierten Haltern H', die analog zu Fig. 10 über mindestens eine Einstell- schraube SE mit Mutter Mu verbunden sind. Die Halter H' sind gabelförmig ausgebildet und enthalten jeweils eine zusätzliche Bohrung ABV1 bzw. ABV2 gleichen Durchmessers DL wie die Befestigungsaugen, in denen die Zugstabelemente 3.1.1 und 3.1.2 gelenkig über Augbolzen ABz gelagert sind. Die zusätzlichen Bohrungen ABV1 bzw. ABV2 dienen als Aufnahmebohrungen für die Bolzen BzV1 und BzV2 der gestrichelt dargestellten Vor- spannvorrichtung VSV. Die Vorspannvorrichtung wird temporär zur Vorspannung und Einstellung der Zugstablänge eingesetzt und nach Gebrauch wieder abgenommen. Würde man die Vorspannung direkt über die Einstellschrauben SE vornehmen, käme es wegen der erfindungsgemäß sehr hohen Vorspannkräfte zwangsläufig zu einer Gewindebeschädigung. Die Vorspannung erfolgt daher nicht über die Einstellschrauben SE, sondern durch Abstandsänderung der Bolzen BzV1 und BzV2. Der Bolzenabstand BzVA wird dazu mit Hilfe einer nicht dargestellten Mechanik, Hydraulik o.ä. der Vorspannvorrichtung VSV so weit verringert, bis die erforderliche Vorspannung der Zugstabelemente 3.1.1 und 3.1.2 erreicht ist. Sobald die erforderliche Vorspannkraft erreicht ist, wird der Bolzenabstand BzVA mit der Vorspannvorrichtung fixiert. Da die Einstellschrauben SE durch die beiden Halter H' über Durchgangsbohrungen DB hindurchgeführt sind, lassen sich die Einstellschrauben in dieser Stellung last- und beschädigungsfrei justieren. Die Einstellschrauben werden mit der Vorspannkraft erst belastet, wenn die die Bolzen BzV1 und BzV2 entlastet werden. Dazu wird die Mechanik bzw. Hydraulik der Vorspannvorrichtung abgeschaltet. Aufgrund der Geometrie und Anordnung der Aufnahmebohrungen ABV1 bzw. ABV2 wirken die Aufnahmebohrungen zugleich als Entlastungsbohrungen für die Befestigungsaugen und erhöhen somit die Ermüdungsfestigkeit der Halter. ABV1 bzw. ABV2 haben den gleichen Durchmesser DL wie die Befestigungsaugen und sind zum jeweiligen Befestigungsauge im Abstand von mindestens 1 ,5 DL angebracht.

Fig. 1 1 zeigt schematisch die Laschen L1 bis Lx zur Verbindung mehrerer Zugstäbe 3.1.1 bis 3.m.n bzw. 4.1.1 bis 4.m.n zum Vorspannen der tragenden Elemente im Schnitt. Die Erläuterungen erfolgen beispielhaft anhand der zu verbindenden Zugstabelemente 4.1.1 und 4.1.2. Zur Verbindung kommen die beiden Laschen L1 und L2, die aus dem gleichen höchstfesten Werkstoff wie die Zugstabelemente bestehen, zum Einsatz. Die Laschen L1 bzw. L2 haben jeweils in etwa die gleiche Breite wie die Zugstabelemente 4.1.1 und 4.1.2 im Bereich der Befestigungsaugen, d. h. die Breite der Laschen beträgt jeweils mindestens den 3-fachen Durchmesser DL des Augbolzens ABz. Da pro Verbindung zwei Laschen verwendet werden, muss die Wandstärke w7 jeder Laschen mindestens die Hälfte der Wandstärke w6 der Zugstabelemente betragen. Die beiden Laschen L1 und L2 sind spiegelsymmetrisch zu den Zugstabelementen angebracht und können zusätzlich über die gestrichelt dargestellte Verbindung gekoppelt sein. Die Zugstabelemente 4.1.1 und 4.1.2 sind über die Augbolzen ABz in den beiden Laschen L1 und L2 gelagert. Eine seitli- che Sicherung der Laschen ergibt sich über die Bolzenköpfe, sowie über geeignete Bolzensicherungen BzS am freien Ende der Augbolzen ABz. Die Laschen L1 und L2 sind analog zu den Zugstabelementen mit Entlastungsbohrungen EB1 und EB2 ausgestattet, die zur Erhöhung der Ermüdungsfestigkeit beitragen.

Fig. 12 zeigt schematisch die Elemente B1 bis Bx zur beweglichen Befestigung eines Zugstabelements 3.1.1 an der tragenden Struktur bzw. am Fundament zum Vorspannen der tragenden Elemente. Lange schlanke Tragwerke, wie zum Beispiel Türme von Windenergieanlagen sind besonders schwingfreudig. In Folge der Schwingungen verformt sich deren Struktur. Die Verformungen sind dabei umso größer, je kleiner die Abspannwinkel α bzw. ß sind (vergleiche Fig. 1 .1 ). Bei schwingenden Strukturen mit kleinen Abspannwin- kein werden besondere Anforderungen an die Beweglichkeit der Zugstabelemente 3.1.1 bis 3.m.n bzw. 4.1.1 bis 4.m.n gestellt. Da die Zugstabelemente selbst starr sind und nicht auf Biegung belastet werden dürfen, muss die Beweglichkeit über spezielle Befestigungselemente gewährleistet sein. Bei tragenden Strukturen nach Fig. 1 .1 können Schwingungen in allen Richtungen der X-Y-Ebene auftreten. Die Befestigungspunkte B am Fundament bzw. an der tragenden Struktur müssen dementsprechend frei beweglich sein. Die Erläuterungen des Grundprinzips der Elemente zur beweglichen Befestigung von Zugstabelementen erfolgen am Beispiel der Befestigung B1 am Fundamentbefestigungspunkt B.

Das erläuterte Befestigungsprinzip gilt analog für die Befestigung der Zugstabelemente an den speziellen Elementen zur Übertragung der Vorspannkraft auf die tragenden Elemente der tragenden Struktur 5.1 bis 5.2, sowie für die Befestigung von Spannseilen.

Anschlüsse zur Befestigung von Zugstabelementen oder Spannseilen entsprechend dem Stand der Technik sind nur in der Ebene senkrecht zur Bolzenachse beweglich. Winkelabweichungen von mehr als 0,5° zu dieser Ebene sind nicht zulässig. Durch die Schief- Stellung von mehr als 0,5° würden unzulässige Zwengungsspannungen in den Gabenköpfen und Anschlussblechen auftreten. Um die volle Beweglichkeit des abgebildeten Zugstabelements 3.1.1 nicht nur um die Bolzenachse, sondern in alle Richtungen der X-Y- Ebene zu ermöglichen, werden Anschlüsse nach dem kardanischen Prinzip benötigt. Die erfindungsgemäßen Elemente zur beweglichen Befestigung eines Zugstabelements 3.1.1 enthalten hierzu zwei senkrecht zueinander angeordnete versetzt angebrachte Bolzen. Der obere Bolzen ABz nimmt das Zugstabelement 3.1.1 gelenkig im Kardangelenk 10.4 auf und ermöglicht Drehbewegungen in der Y-Z-Ebene. Der untere Gelenkbolzen 10.5 nimmt das Kardangelenk 10.4 in der Anschlussplatte 10.6 auf und ermöglicht Drehbewegungen in der X-Z-Ebene. Gelenkige Anschlüsse dieser Art sind im Yachtbau unter der Bezeichnung Toggles bekannt.

Das kardanische Prinzip der Toggles wird bei abgespannten Yachtmasten zum Ausgleich windrichtungsabhängiger Mastverformungen sowie zur Kompensation von Fluchtungsfehlern in der Abspannung verwendet. Vorgespannte Bauweisen nach Anspruch 1 stellen ähnliche Anforderungen an die Beweglichkeit der Abspannung. Erfindungsgemäß wird bevorzugt unter kleinen Abspannwinkel α bzw. ß vorgespannt.

Bei kleinen Abspannwinkeln sind nach Fig. 2 geringere Vorspannkräfte nötig, um die Be- lastung zugunsten der Ermüdungsfestigkeit in den Druckschwellbereich zu verlagern. Die Strukturverformungen und die Anforderungen an die Beweglichkeit der Zugstabbefestigungen nehmen allerdings zu. Um das Prinzip der Toggles für den allgemeinen Trag- werksbau im Sinne dieser Erfindung nutzbar zu machen, muss der Aufbau im Detail verbessert werden. Hauptschwachpunkt ist die Ermüdungsfestigkeit. Durch den Bolzenab- stand BzA wird das Kardangelenk 10.4 bei seitlicher Auslenkung £1 des Zugstabelements 3.1.1 auf Biegung belastet. Die Flansche 10.1 und 10.2 werden durch das Abstandsmaß BzH ebenfalls auf Biegung belastet. Bei schwingender Beanspruchung besteht die Gefahr von Ermüdungsbrüchen, insbesondere im Übergangsbereich der Flansche 10.1 und 10.2 in die Anschlussplatte 10.6. Das Kardangelenk der verbesserten Aus- führung 10.4 besteht aus der gleichen höchstfesten Werkstoffgüte wie das Zugstabelement 3.1.1 . Dicke und Breite des Kardangelenks betragen mindestens den 3-fachen Bolzendurchmesser DL. Der Bohrungs- bzw. Bolzenabstand BzA beträgt mindestens das 3- fache und maximal das 4-fache des Bolzendurchmessers DL. Der Bohrungsabstand von der Ober- und Unterkante des Kardangelenks beträgt mindestens das 2-fache des Boh- rungsdurchmessers DL. Die untere Bohrung wird beidseitig von umlaufenden Schultern 10.4.2 umgeben, um den direkten Kontakt des Kardangelenks mit den angrenzenden Flanschen 10.1 und 10.2 zu vermeiden. Die Bohrungen für den Bolzen 10.5 sind in einer besonders bevorzugten Ausführung mit einer entsprechenden Verschleißschutzbeschich- tung VS ausgestattet. Aufgrund der kompakten Abmessungen des Kardangelenks, kom- men verschiedene Verschleißschutzmaterialien und Verfahren in Betracht. Beispiele sind das Plasmaspritzen keramischer Beschichtungen, das Nitrieren der Oberflächen etc. Zur Minimierung der Biegemomente auf die Flansche 10.1 und 10.2 wird eine konstruktive Ausführung mit möglichst großer Stützbasis SBY bevorzugt. Zur Vermeidung von Ermüdungsrissen richtet sich die erforderliche Breite der Stützbasis SBY am Übergang der Flansche zur Anschlussplatte 10.6 nach der maximal zu erwartenden Auslenkung £1 der Zugstabelemente. Damit die Flansche 10.1 und 10.2 von einwirkenden Biegemomenten entlastet werden, muss die Wirkungslinie der Kraft F, welche das Zugstabelement 3.1.1 über den Augbolzen ABz überträgt, innerhalb der Fußpunkte FP liegen. Die Stützbasis SBY muss folglich mindestens so groß sein, wie der Abstand der Schnittpunkte, den die beiden Wirklinien der Kraft F mit der Oberkante der Anschlussplatte 10.6 bilden. Die beiden Flansche 10.1 und 10.2 sind im Bereich der Fußpunkte FP zur Anschlussplatte 10.6 mit nicht bezeichneten Radien ausgestattet. Über seitliche Stützen 10.3 erfolgt eine zusätzliche Stabilisierung. Der Abstand der Aufnahme für den Gelenkbolzen 10.5 von der Oberkante der Flansche 10.1 und 10.2 beträgt mindestens das 2-fache des Durchmessers DL. Zur Erreichung einer möglichst optimalen Kerbklasse ist die Anschlussplatte 10.6 mit den Flanschen 10.1 und 10.2, sowie mit den Stützen 10.3 nicht geschweißt. Konstruk- tionen aus Stahlguß oder gefräste Ausführungen aus höchstfesten Stahlgüten werden bevorzugt. Die Anschlussplatte 10.6 wird über Schrauben SR am Fundament bzw. an der tragenden Struktur befestigt.

Fig. 12.1 zeigt schematisch die Elemente zur beweglichen Befestigung eines Zugstabelements nach Fig. 12 in einer geschnittenen Seitenansicht. Wie man der Darstellung entnimmt, ist das Kardangelenk 10.4 zur Aufnahme des Zugstabelements 3.1.1 mit einem Schlitz 10.4.1 der Breite DL bzw. mindestens w6 versehen. Der Schlitz ist mindestens so groß, dass sich das Zugstabelement mit der Geometrie nach Fig. 9 frei bewegen kann und ist zum unteren Ende hin abgerundet. Die Gesamtbreite des Kardangelenks einschließlich des Schlitzes beträgt mindestens das 3-fache des Bohrungsdurchmessers DL. In Kombination mit der beschriebenen Geometrie des Kardangelenks wirkt der Schlitz als Entlastungskerbe und trägt zur Steigerung der Ermüdungsfestigkeit im Bereich EM an der Bohrung des unteren Gelenkbolzens 10.5 bei. Die Breite der Stützbasis SBX richtet sich, analog zu den Ausführungen in Fig. 12, nach der maximal zu erwartenden Auslenkung £2 des Zugstabelements 3.1.1 in der X-Z-Ebene. Der dargestellte Flansch 10.1 muss demzu- folge breiter sein als der Abstand der Schnittpunkte, den die Wirklinien der Kraft F mit der Oberkante der Anschlussplatte 10.6 bilden.

Fig. 13 zeigt schematisch die Übertragung der Vorspannkraft auf die tragenden Elemente am Beispiel der tragenden Struktur nach Fig. 1 .1 mit speziellen Elementen. Die Erläuterung der Kraftübertragung erfolgt beispielhaft anhand der oberen Abspannebene aus Fig. 1 .1 , die mit der Vorspannkraft Fvo vorgespannt ist. Die Zugstabelemente, hier beispielhaft dargestellt ist das Zugstabelement 4.m.n, die entlang des Umfangs der tragenden Struktur angeordnet sind, sind mit der Vorspannkraft Fvo auf Zug vorgespannt. Um das tragenden Element 2.n, sowie die darunter liegenden tragenden Elemente in den Druckschwellbereich vorzuspannen, muss die vertikale Komponente der Vorspannkraft Fvoz auf das tragende Element 2.n übertragen werden. In der Figur ist die Kraftübertragung für einen Abspannwinkel α von 0° dargestellt. Dieser Sonderfall ermöglicht eine Unterbringung der Zugstabelemente 4.1.1 bis 4.m.n im Inneren der tragenden Struktur. Dies er- möglicht eine platzsparende Anordnung und schützt die Zugstabelemente vor Korrosionseinflüssen. Sofern die tragende Struktur innen begehbar ist, ist eine einfache Kontrolle und Wartung möglich.

Im Folgenden wird davon ausgegangen, dass es sich um eine röhrenförmige Trag- werkstruktur handelt. Das Grundprinzip der Kraftübertragung lässt sich auf beliebige andere Querschnitte übertragen. Wichtig ist in diesem Zusammenhang, dass die Übertragung der Vorspannkraft möglichst ohne Biegemomente und ohne kerbkritische Details, welche die Ermüdungsfestigkeit der tragenden Elemente 2.m bzw. 2.n beeinträchtigen würden, erfolgt. Würde man beispielsweise Konsolen an die tragenden Elemente an- schweißen um die Zugstabelemente daran zu befestigen, würde sich der positive Effekt aus der Vorspannung in den Druckschwellbereich um 30% reduzieren.

Die Kerbklasse der tragenden Struktur würde sich durch die Schweißnähte deutlich verschlechtern und der Gewinn an Ermüdungsfestigkeit bei höchstfesten Werkstoffgüte in Höhe von mindestens 20% ginge ebenfalls verloren.

Die Grundidee der Verwendung spezieller Elemente 5.1 bis 5.2 zur Übertragung der Vorspannkraft auf die tragenden Elemente ist, den überwiegenden Teil der tragenden Struktur 1 von ermüdungskritischen Details zu befreien. Merkmale, die die Ermüdungsfestigkeit beeinträchtigen, wie zum Beispiel Schweißnähte, werden in separate Bauteile verlagert. In diesem Fall sind dies die speziellen Elemente 5.1 bis 5.2. Durch die Verlagerung ist nur ein kleiner Teil der gesamten Stahlmasse der tragenden Struktur von einer reduzierten Ermüdungsfestigkeit betroffen. Dies trägt zur Reduzierung des Stahlverbrauchs bei. Die in der Figur dargestellte Ausführung ermöglicht eine nahezu biegemomentfreie und ermüdungsarme Kraftübertragung auf die tragenden Elemente. An den tragenden Elementen 2.n und 2.m sind keine Schweißnähte notwendig. Das hier dargestellte spezielle Element 5.2 zur Übertragung der Vorspannkraft auf die tragenden Elemente ist nach dem Prinzip einer steifen Platte aufgebaut. Die steife Platte liegt ringsum entlang des Umfangs der tragenden Struktur über einen äußeren Ring Ria auf den tragenden Elementen auf.

Die Kontur der steifen Platte ist jeweils an die Kontur der tragenden Elemente angepasst und kann rund, polygonförmig, rechteckig o.ä. ausgebildet sein. Die ringförmigen Elemen- te werden ggf. durch konturangepasste Formelemente ersetzt.

Entlang des gesamten Umfangs der steifen Platte sind Zugstabelemente 4.1. n bis 4.m.n befestigt, um die tragende Struktur ringsum gleichmäßig vorzuspannen. Die dargestellte Figur zeigt einen Ausschnitt mit dem Zugstabelement 4.m.n. In Folge des rotationssymmetrischen Aufbaus wirkt die vertikale Komponente der Vorspannkraft Fvoz nicht nur auf das hier dargestellte tragende Element 2.n, sondern über den umlaufenden äußeren Ring Ria auch auf die hier nicht dargestellten tragenden Elemente der gegenüber liegenden Seite des Tragwerks. Damit sich der äußere Ring Ria nicht in Folge des Biegemoments, welches das Zugstabelement 4.m.n über den Hebelarm HA erzeugt in sich verdreht, ist der äußere Ring Ria über äußere Verstärkungsbleche VBa ausgesteift. Die vertikale Komponente der Vorspannkraft Fvoz wirkt genau senkrecht auf die darunter befindlichen tragenden Elemente. Erst die steife Ausführung, sowie die allseitige Abstützung dieser Plattenkonstruktion ermöglicht eine nahezu biegemomentfreie Kraftübertragung auf die tragenden Elemente. Die Vermeidung von Biegemomenten ist notwendig, da die Schnittstelle zwischen den tragenden Elementen 2.n, 2.m und Ria analog zu den Steckverbindungselementen nach Fig. 7 lediglich gesteckt ist. Die Hebelwirkung von Biegemomenten hätte zur Folge, dass die Schnittstelle auseinanderklafft. Dies ist nicht zulässig. Der äußere Ring Ria hat eine Doppelfunktion. Es wird eine ermüdungsarme Steckverbindung zwischen den tragenden Elementen 2.n und 2.m hergestellt und die darunter liegende Struktur gleichzeitig vorgespannt. Das darüber liegende tragende Element 2.m kann über eine weitere Abspannebene, die in Fig. 1 .1 nicht dargestellt ist, in der gleichen Weise vorge- spannt werden. Das Element 5.2 zur Übertragung der Vorspannkraft kann auch, anders als hier abgebildet, den oberen Abschluss der tragenden Struktur bilden. Die Funktion der Begrenzungsbleche aus Fig. 7 ist beim Element 5.2 über eine Zentrierschräge ZS in den äußeren Verstärkungsblechen VBa realisiert. Die äußeren Verstärkungsbleche VBa, an denen die Zugstabelemente 4.1. n bis 4.m.n beweglich befestigt sind, sind mit dem äuße- ren Ring Ria fest verbunden. Die Zugstabelemente sind in den äußeren Verstärkungsblechen VBa entweder direkt über Augbolzen oder über die Kardangelenke zur beweglichen Befestigung nach Fig. 12 gelagert. In dieser Figur wird davon ausgegangen, dass sich die kardanische Lagerung nach Fig. 12 auf der Fundamentseite befindet. Im Normalfall reicht es aus, dass nur ein Zugstabende kardanisch gelagert ist. Am gegenüber liegenden Zug- stabende reicht eine einfache Bolzenlagerung aus. Damit der Augbolzen ABz nicht einseitig belastet wird, werden die Zugstabelemente zwischen jeweils zwei äußeren Verstärkungsblechen VBa gabelförmig gelagert. Das vordere Verstärkungsblech VBa, sowie der Augbolzen ABz sind hier geschnitten dargestellt. Die Anordnung der Verstärkungsbleche VBa und VBi richtet sich nach der Querschnittsform der Tragwerkstruktur. Bei röhrenför- migen Tragwerkstrukturen sind die Verstärkungsbleche VBa und VBi in einer besonders bevorzugten Ausführung nach Fig. 13.1 speichenförmig zum Zentrum angeordnet. Dem erfahrenden Tragwerkplaner wird es keine Schwierigkeiten bereiten die Grundidee der speichenförmigen Anordnung auf andere nicht röhrenförmige Tragwerkstrukturen zu übertragen. Da für eine gleichmäßige Vorspannung in gleichmäßigen Abständen mehrere Zugstabelemente 4.1. n bis 4.m.n benötigt werden, ist für deren Befestigung eine entsprechende Anzahl von Versteifungsblechen VBa erforderlich. Aus Platz- und Kostengründen wäre es nicht zielführend alle Verstärkungsbleche VBa bis zum Zentrum der Plattenkonstruktion durchgehen zu lassen. Erfindungsgemäß erstreckt sich der überwiegende Anteil der Verstärkungsbleche VBa zwischen dem äußeren Ring Ria und dem inneren Ring Rli. Die hohe Anzahl der Verstärkungsbleche, entsprechend der Anzahl der Zugstabelemente 4.1. n bis 4.m.n ist auf den äußeren Teil des plattenförmigen Elements begrenzt. Zum Zentrum hin richtet sich die Anzahl der inneren Verstärkungsbleche VBi nach den Steifig- keitsanforderungen der Konstruktion. Es wird als nur ein Teil der äußeren Verstärkungsbleche VBa speichenförmig zum Zentrum des Elements 5.2 geführt. Die Verstärkungsbleche VBi und VBa sind mit dem inneren Ring Rli fest verbunden. Zusätzlich ist auf der Oberseite der Verstärkungsbleche VBi eine Platte PL angebracht, die mit dem inneren Ring Rli und den inneren Verstärkungsblechen VBi fest verbunden ist. Die Vorspannkraft Fvoz stützt sich über die äußeren und inneren Verstärkungsbleche VBa und VBi auf der hier nicht dargestellten gegenüber liegenden Seite auf den tragenden Elementen der tragenden Struktur zusätzlich ab.

Stark vereinfacht erfolgt die Übertragung der Vorspannkraft nach dem Prinzip eines 2- fach gelagerten Biegebalkens, wenn man nur das dargestellte Zugstabelement 4.n.m betrachtet und die übrigen Zugstabelemente gedanklich ausblendet.

Diese Vereinfachung soll zum besseren Verständnis beitragen. Die tatsächlichen Verhältnisse sind natürlich komplexer.

Fig. 13.1 zeigt schematisch den speichenförmigen Aufbau der speziellen Elemente zur Übertragung der Vorspannkraft auf die tragenden Elemente nach Fig. 13 in einer ge- schnittenen Draufsicht. Wie man der Darstellung entnimmt, befindet sich im Zentrum des Elementes 5.2 ein weiterer Ring Rlz, an dem die inneren Verstärkungsbleche VBi befestigt sind. Ohne diesen zentralen Ring käme es im Bereich des Zentrums zu einer Anhäufung der inneren Verstärkungsbleche. Die Zugänglichkeit beim Schweißen wäre problematisch. Ein Teil der speichenförmig angeordneten Verstärkungsbleche ist durch die auf- geschweißte Platte PL abgedeckt. Es ist nur ein Teilabschnitt der Platte PL dargestellt. Auf die Abbildung der Zugstabelemente, die zwischen jeweils zwei benachbarten Verstärkungsblechen VBa mit Augbolzen eingehängt sind, wurde hier verzichtet. Man erkennt aber, dass der Bereich der Zugstabanbindung nicht durch die Platte PL verdeckt ist. Dies erleichtert die Zugänglichkeit beim Vorspannen und bei Kontrollen. Die Platte PL kann dabei zur Begehung genutzt werden.

Fig. 13.2 zeigt schematisch eine modifizierte Ausführung der Elemente zur Übertragung der Vorspannkraft auf die tragenden Elemente für Abspannwinkel > 0°. Die Zugstabelemente 4.1. n bis 4.m.n sind hierbei, entsprechend Fig. 1 .1 , auf der Außenseite der tragenden Struktur angeordnet. Die Vorspannkraft der Zugstäbe wirkt, wie dargestellt, auf der Außenseite der tragenden Struktur 1 unter dem Winkel α schräg nach unten. Die Vorspannkraft Fvo lässt sich nach dem Krafteckprinzip in die horizontal wirkende Kraftkom- ponente Fvox und in die vertikale Kraftkomponente Fvoz zerlegen. Zur Übertragung dieser Kraftkomponenten auf die tragenden Elemente 2.1 bis 2.n der tragenden Struktur sind die Zugstabelemente mit Augbolzen gabelförmig in Haltern HZ gelagert. Die Halter HZ sind im äußeren Ring Ria des Elements 5.2 fest integriert. Die Funktion der Begren- zungsbleche aus Fig. 7 ist als ebenfalls in den äußeren Ring Ria fest integriert. Die horizontale Kraftkomponente Fvox stützt sich über die zapfenförmigen Ausprägungen ZA des Rings Ria auf der Innenseite der tragenden Elemente 2.n und 2.m ab und stabilisiert die tragende Struktur in seitlicher Richtung. Die vertikale Kraftkomponente der Vorspannkraft Fvoz wird analog zu Fig. 13 auf das tragende Element 2.n genau senkrecht übertragen. Die Schnittstellen zwischen den tragenden Elementen 2.n, 2.m und dem äußeren Ring Ria sind als Steckverbindung ausgeführt. Es wird auf die Erläuterung in Fig. 7 verwiesen. Der innere Ring Rli wird bei dieser Ausführung nicht benötigt. Die inneren Verstärkungsbleche VBi erstrecken sich speichenförmig zwischen dem äußeren Ring Ria und einem in Fig. 13.1 dargestellten zentral angeordneten Ring Rlz. Die Übertragung der Vorspannkraft auf die tragenden Elemente der fachwerkartigen Struktur nach Fig. 1 .2 erfolgt nach dem gleichen Prinzip. Die entsprechenden Elemente 5.1 ^' bis 5.2 ^' sind nur entsprechend kleiner und können daher zum Beispiel aus Stahlguss gefertigt sein. Der grundsätzliche Aufbau entspricht den Steckverbindungselementen nach Fig. 7.2. Auf eine gesonderte Darstellung wird deshalb verzichtet.

Fig. 14 zeigt schematisch die Anforderungen und das grundlegende Verfahrensprinzip zur Herstellung der tragenden Elemente am Beispiel der Schalentragelemente mit parallelen oder konisch verlaufenden Rippen, sowie der U-förmigen Schalentragelemente mit konstantem oder veränderlichem Querschnitt nach den Figuren 4 und 5. Aus dem Stand der Technik ist bekannt, dass Bauteile mit profilierten Querschnitten im Walzverfahren herge- stellt werden können. Ferner ist bekannt, dass durch Warmwalzen bei hohen Temperaturen, oberhalb der Rekristallisationstemperatur, deutlich geringere Umformkräfte notwendig sind. Es lassen sich sehr hohe Wandstärken und Stichmaße verarbeiten.

Während im Bereich dünner Bleche inzwischen Verfahren zur Herstellung verzweigter Strukturen mit Rippen, sowie von Profilen mit veränderlichen Querschnitten zur Verfügung stehen, fehlen für schwere Profile mit großen Wandstärken noch entsprechende Verfahren.

Der Stand der Technik zur Profilierung dünner Bleche geht u.a. aus den Patentschriften DE10039768A1 , DE10305542A1 , DE10322752A1 , DE1001 1755A1 und DE10039768A1 hervor. Ausgangsmaterial ist ein ebenes Blech, welches in vorgelagerten Prozessen im Stahlwerk erzeugt wird. Die eigentliche Profilierung erfolgt in einem zweiten, prozesstechnisch getrennten Schritt. Da die Profilierung im kalten Zustand erfolgt und demzufolge sehr hohe Umformkräfte auftreten, sind die sogenannten Spaltwalz- und Spaltbiegever- fahren auf den Dünnblechbereich beschränkt. Die verarbeitbaren Wandstärken liegen bei wenigen Millimetern, vorzugsweise unter 5mm. Die Grenze liegt bei etwa 10mm. Grund für die hohen Umformkräfte ist die erforderliche Plastifizierung des Werkstoffs. Um den Werkstoff kalt zu verformen, muss die werkstoffspezifische Fließgrenze überschritten werden. Die dazu erforderlichen hohen Spannungen werden beim Spaltwalzen über seitliche Walzen und Hilfswalzen erzeugt. In der Spaltzone kommt es lokal zum hydrostatischen Fließen und es bildet sich eine Verzweigung.

Durch die Nutzung des hydrostatischen Fließprinzips bei der Herstellung von Verzweigungen verändert sich das Gefüge, d. h. die Festigkeits- und Zähigkeitsverteilung sind im verzweigten Bauteil nicht konstant. Wandstärken- und Spannungsverteilung sind, bedingt durch den Spaltprozess, ebenfalls nicht konstant.

Die ungleichmäßige Wandstärkenverteilung beim Spaltwalzen und die dadurch verursachte lokale Schwächung und Kerbwirkung im Blech gehen aus der DE10322752A1 hervor. In Figur 9 ist der geschwächte Blechbereich mit 1 d bezeichnet.

Jedes Bauteil hat, abhängig von der Prozessführung, individuelle Eigenschaften und Eigenschaftsverteilungen. Dies kann im Einzelfall erwünscht sein, erscheint aber im Hinblick auf eine Normung in technischen Regelwerken schwierig. Selbst wenn eine Zulassung im Einzelfall erfolgen würde, wären die durchzuführenden Tragwerkberechnungen in jedem Falle sehr komplex und aufwändig.

Erfindungsgemäße Aufgabe ist, Vorrichtungen und Verfahren zur Herstellung dickwandiger tragender Elemente mit integrierten Rippen sowie konstanten und veränderlichen Querschnitten bereitzustellen. Die hergestellten tragenden Elemente sollen besonders steif, homogen, ermüdungsfest und kostengünstig sein. Erfindungsgemäß wird diese Aufgabe durch das nachfolgend beschriebene Direktwalzverfahren gelöst. Beim Direktwalz- verfahren werden die tragenden Elemente erfindungsgemäß direkt aus Brammen oberhalb der Rekristallisationstemperatur gewalzt und entsprechend der Konturanforderungen profiliert. Der Zwischenschritt der Herstellung ebener Ausgangsbleche, der beim Spaltwalzen bzw. Spaltbiegen erforderlich ist, entfällt. Das Direktwalzverfahren ist wegen der erforderlichen hohen Prozesstemperaturen ein Verfahren für den Einsatz im Stahlwerk. Der Werkstoff wird, anders als beim Spaltwalzverfahren, beim dem die Plastifizierung im kalten Zustand über erzwungenes hydrostatisches Fließen erfolgt, hauptsächlich über die hohen Temperaturen plastifiziert. Durch die hohen Temperaturen wird die Fließgrenze stark herabgesetzt und die Umformung großer Wandstärken deutlich über 10 mm ermöglicht. Ungleichmäßige Wandstärken, die zu einer lokalen Schwächung des Blechs führen, lassen sich mit dem erfindungsgemäßen Verfahren vermeiden. Der durchgängige Pro- zess ermöglicht eine energieeffiziente und kostengünstige Herstellung, da der Stahl nur einmal aufgeheizt und direkt zum Endprodukt weiterverarbeitet wird. Gegenstand dieser Erfindung ist das Direktwalzen neuer Profilgeometrien mit herkömmlichen und speziellen Walzgerüsten. Dazu gehören u.a. profilierte Grobbleche, insbesondere Schalentragelemente mit in Walzrichtung parallel oder konisch verlaufenden Rippen, U-förmige Schalen- tragelemente mit konstantem oder veränderlichem Querschnitt und anderen schweren Profilgeometrien nach den Ausführungsbeispielen aus den Figuren 4 bis 6.2.

Warmgewalzte Produkte haben sehr homogene Eigenschaften und sind, entsprechend der Kerbfallkataloge des Germanischen Lloyd, in die beste Kerbklasse eingeordnet. Die Berechnung ist Stand der Technik. Die Zulassung neuer Warmwalzprodukte gestaltet sich einfacher. Im Warmwalzbereich existiert eine Vielzahl standardisierter Profilformen und Abmessungen. Beispiele sind I-Profile und Breitflanschträger, U-Stähle, Stützenprofile, Spundwandprofile, Pfahlprofile, Grubenausbauprofile, Schienen etc. Üblicherweise sind diese aus normalfesten Baustählen S235 und S355 gefertigt, in Sonderfällen auch aus der höherfesten Güte S460.

Der Einsatz höchstfester Güten über S460 ist derzeit nur bei quadratischen Profilen oder Rechteckprofilen bekannt (sog. vergütete MSH-Profile).

Nahtlose Warmwalzprodukte in Form profilierter Bleche mit integrierten Rippen, daraus hergestellte Schalentragelemente, sowie nahtlos warmgewalzte Profile mit veränderlichen Querschnitten, entsprechend der Figuren 4 bis 6.2, sind nicht bekannt, weder aus normal- festen Baustählen, noch aus höher und höchstfesten Güten. Sofern Schalentragelemente mit Rippen verstärkt sind bzw. Balkenträger mit veränderlichen Querschnitten eingesetzt werden, sind diese aus entsprechenden Elementen zusammengeschweißt, mit entsprechenden Nachteilen für die Ermüdungsfestigkeit.

Im Folgenden werden anhand Fig. 14 die Anforderungen und das grundlegende Verfah- rensprinzip zur Herstellung nahtloser normal-, hoch- und höchstfester tragender Elemente mit integrierten Rippen bzw. veränderlichen Querschnitten vorgestellt.

Im Rahmen dieser Erfindung wird dabei nur auf das Warmwalzen von Stählen mit den im Tragwerkbau üblichen Wandstärken eingegangen, da Aluminium im Tragwerksbau bislang wenig Bedeutung hat. Ausgangsbasis ist das Vorprodukt Breitflanschträger, auch Doppel-T-Träger genannt. Das Verfahren zur Herstellung von Breitflanschträgern mit parallelen Flanschen ist Stand der Technik. Bei der hier dargestellten Ausführungsvariante 2.1 A sind die Flansche zueinander nicht parallel. Entsprechend der Darstellung nimmt der Querschnitt des Trägers symmetrisch zur Längsachse nach hinten zu. Eine Trägerform mit unsymmetrischer Querschnittszunahme wurde bereits in Fig. 6 gezeigt. Bevor auf die Erläuterung des Verfahrens zur Herstellung von Breitflanschträgern mit nicht parallelen Flanschen anhand der Figuren 15.2 und 15.3 eingegangen wird, soll an dieser Stelle zu- nächst die notwendige Verfahrensflexibilität zur Herstellung der dargestellten Teilefamilie tragender Elemente veranschaulicht werden. Die Teilefamilie entspricht den verschiedenen Ausführungsformen tragender Elemente nach den Figuren 4 bis 6. Sowohl die U- förmigen Schalentragelemente 2.1 B und 2.1 C, als auch die ebenen und gebogenen Schalentragelemente mit integrierten Rippen 2.1 D bis 2.1 F stellen Modifikationen des doppel-T-förmigen Breitflanschträgers 2.1 A dar. Man kann sich leicht vorstellen, dass die Schalentragelemente mit integrierten Rippen 2.1 D bis 2.1 F prinzipiell aus einem Breitflanschträger hergestellt werden können, in dem wie durch die Pfeile angedeutet, zwei Flanschhälften umgebogen werden. Ebenso kann man sich leicht vorstellen, dass für pa- rallele Rippenverläufe Breitflanschträger mit parallelen Flanschen notwendig sind, während für konische Rippenverläufe Breitflanschträger mit nicht parallelen Flanschen erforderlich sind. Bei genauer Betrachtung der Geometrie standardisierter Doppel-T-Träger wird allerdings schnell klar, dass hierzu die Geometrie im Detail modifiziert werden muss, damit es beim Biegen nicht zu Rissen im Bereich der Radien kommt. Um Schalentra- gelemente mit konstanter Wandstärke links und rechts der Rippen herzustellen, muss zudem die Wandstärkenverteilung im Träger angepasst werden. Auch das Verfahren und die Vorrichtungen müssen modifiziert werden, vor allem wenn Schalentragelemente mit konischen Rippenverläufen hergestellt werden sollen. Diese sind ohnehin zur Herstellung des erforderlichen Breitflanschträgers mit nicht parallelen Flanschen notwendig. Verfahren und Vorrichtungen sind erfindungsgemäß so konzipiert, dass alle tragenden Elemente entsprechend der Figuren 4 bis 6.2 damit hergestellt werden können. Um diese Konzeption und die notwendigen Geometrieänderungen besser zu verstehen, sind weitere Figuren beigefügt. An dieser Stelle wird nur das grundsätzliche Prinzip verdeutlicht.

Die Herstellung nahtlos warmgewalzter normal- und höchstfester tragender Elemente mit parallelen bzw. konischen Rippen ist ein Leistungsmerkmal der erfindungsgemäßen Verfahren und Vorrichtungen. Ein weiteres Merkmal ist die Herstellbarkeit nahtlos warmgewalzter normal- und höchstfester tragender Elemente mit veränderlichen Querschnitten.

Breitflanschträger mit parallelen und nicht parallelen Flanschen dienen erfindungsgemäß nicht nur zur Herstellung von Schalentragelementen bzw. Blechen mit integrierten Rippen 2.1 D bis 2.1 F, sondern entsprechend der Darstellung auch zur Fertigung parallelflanschiger und nicht parallelflanschiger U-Profile mit und ohne zusätzliche Abkantungen 2.1 B bzw. 2.1 C. Die Herstellung U-förmiger Schalentragelemente aus Vorprofilen doppel-T- förmiger Breitflanschträger ist bei parallelflanschiger Ausführung Stand der Technik. Zur Herstellung nicht parallelflanschiger U-Profile sind Verfahrensmodifikationen notwendig, die aus Fig. 16 hervorgehen. Die Herstellung von U-Profilen im Walzverfahren bietet die Möglichkeit Flanschbereiche mit größerer Wandstärke zu realisieren. Sofern die Flansche zur Verbindung entsprechend der Figuren 4 und 4.1 genutzt werden wird die Kerbwirkung der Löcher durch die höhere Wandstärke kompensiert. Beim Abkanten von Grobblechen können nur U-Profile mit konstanter Wandstärke hergestellt werden. Die Kerbwirkung der Befestigungslöcher kann somit nicht kompensiert werden und wirkt sich negativ auf die Ermüdungsfestigkeit aus. Aufgabe dieser Erfindung ist die Konzeption flexibler Verfahren und Vorrichtungen zur Herstellung aller hier dargestellten Ausführungsformen tragender Elemente 2.1 A bis 2.1 F, sowie der speziellen Balkentragelemente nach den Figuren 6 bis 6.2.

Die nach diesen Verfahren hergestellten tragenden Elemente sollen neben normalen Festigkeiten insbesondere höchste Festigkeiten, d. h. bei Stahl Streckgrenzen bis 1300MPa und höher bzw. bei Aluminium bis 700MPa und höher aufweisen.

Die Herstellung soll mit gleichen bzw. artgleichen Betriebsmitteln möglich sein. Auch die Herstellung standardisierter Profile nach dem Stand der Technik, zum Beispiel parallel- flanschiger U- und Doppel-T-Profile, sowie Spundwandprofile soll mit diesen Vorrichtungen und Verfahren möglich sein. Die verdickten Längskanten für die erfindungsgemäßen Steckverbindungen SV1 bis SVn nach Fig. 8, 8.1 und 8.2 sind in den Herstellprozess zu integrieren.

Fig. 14.1 zeigt schematisch den groben Verfahrensablauf zur Herstellung der tragenden Elemente am Beispiel der Schalentragelemente mit parallelen oder konisch verlaufenden Rippen, sowie der U-förmigen Schalentragelemente mit konstantem oder veränderlichem Querschnitt. Nach den bisherigen Ausführungen unter Fig. 14 besteht die Grundidee dieser Erfindung in der Verwendung parallelflanschiger und nicht parallelflanschiger Breitflanschträger 2.1 A mit einer modifizierten Geometrie nach Fig. 15 als Vorprodukt VPR für die Herstellung der Ausführungsvarianten 2.1 B bis 2.1 F. Dieses Vorprodukt VPR wird durch Walzen und Biegen der Flansche in die gewünschte Endkontur gebracht. Veränder- liehe Querschnitte und Rippenabstände, sowie die Realisierung höchster Werkstofffestigkeiten stellen erhöhte Anforderungen an die Prozessführung.

Wie nachfolgend beschrieben, sind spezielle Verfahren und Vorrichtungen, sowie zusätzliche Prozessschritte notwendig. Erfindungsgemäß ist der Stranggießprozess in der Lage, Halbzeuge (Brammen, Blöcke, Beam Blanks) mit veränderlichen, insbesondere keilförmi- gen Querschnitten herzustellen. In Fig. 14.1 ist das entsprechende Halbzeug mit BRA bezeichnet. Eine verfahrenstechnische Lösung mit spezieller Stranggießanlage SG und spezieller Kokille KO geht detailliert aus Fig. 18 hervor. Alternativ werden die Halbzeuge nach dem Stranggießen durch seitliches Beschneiden, beispielsweise mit Brennschneidanlagen BSA nachgearbeitet.

Eine weitere erfindungsgemäß besonders bevorzugte Möglichkeit wird anhand der Fig. 15.1 .1 erläutert. Keilförmige Brammen werden dabei durch Längsprofilwalzen herkömmli- che Ausgangsbrammen mit konstantem Rechteckquerschnitt erzeugt. Dabei kommen Längsprofilwalzgerüste LPW zum Einsatz. Alle drei Varianten zur Herstellung keilförmiger Brammen BRA sind in Fig. 14.1 schematisch angedeutet.

Der anschließende Walzprozess der Brammen zum Vorprodukt VPR erfolgt mit den Ge- rüsten VG1 bis FG und muss an die veränderlichen Querschnitte, die sich durch die Keilform der Bramme BRA ergeben, angepasst sein.

Hierzu müssen die Walzen während des Walzvorgangs NC-gesteuert kontinuierlich nachgeführt werden.

Es sind spezielle Gerüste mit einstellbaren Walzenachsen und zusätzlichen Walzenpaa- ren notwendig. Aufgrund der hohen Walzkräfte sind für das Nachführen der Walzen starke Linearantriebe erforderlich. Nähere Einzelheiten werden anhand der Figuren 15.2, 15.3, 19 und 19.1 erläutert.

Abhängig von der gewünschten Endkontur der tragenden Elemente nach Fig. 14 schließt sich ein Biegeprozess an.

Das Biegen kann entweder offline auf Gesenkbiege- bzw. Abkantpressen GBP oder inline im erfindungsgemäßen Direktwalzverfahren in Verkettung mit Warm-Walzprofiliergerüsten WPG1 bis WPGn erfolgen.

Die Warm-Walzprofiliergerüste sind speziell auf die Bedingungen der Warmumformung abgestimmt. Dies betrifft insbesondere die Verwendung wärme-, druck- und verschleiß- fester Walzenmaterialien. Alternativ kann das Biegen inline durch Verkettung mit hier nicht dargestellten, herkömmlichen Kaliberwalzgerüsten erfolgen. Veränderliche Querschnitte lassen sich damit allerdings nicht verarbeiten. Das Biegen erfolgt gemäß dieser Erfindung bevorzugt durch eine Verkettung mit nachführbaren (flexiblen) Warm- Walzprofiliergerüsten.

Die Möglichkeit einer Inline-Verkettung mit Warm-Walzprofiliergerüsten hat den Vorteil, dass das Walzgut im noch warmen Zustand gebogen wird. Hierdurch reduzieren sich die Umformkräfte. Das Biegen auf Abkantpressen erfolgt üblicherweise im kalten Zustand und ist mit entsprechenden Einschränkungen und hohen Umformkräften verbunden. Während die Wandstärken der Flansche, sowohl bei den Breitflanschträgern als auch bei den U- Profilen, in der Regel dicker ausgeführt sind als die Stege zwischen den Flanschen soll die Schale bei den Schalentragelementen mit integrierten Rippen überall die gleiche Wandstärke haben, um eine möglichst gleichmäßige Tragfähigkeit zu erreichen. Das Vorprodukt VPR des Breitflanschträgers, aus dem die Schalentragelemente hergestellt werden ist daher so zu walzen, dass der Steg beim letzten Walzstich über die gesamte Breite die gleiche Wandstärke hat wie die angrenzenden Flansche. Dies gilt zumindest für die Flanschhälften, die nach dem Biegen zur Schale gehören. Die Flanschhälften, die nach dem Biegen die Rippen bilden, können nach Bedarf auch so gewalzt werden, dass eine von der Schale abweichende Wandstärke entsteht. Breitflanschträger sind derzeit nur bis zu einer Streckgrenze von max. 460MPa verfügbar. Damit Stahlprofile höchster Festigkeit bis 1300MPa und höher hergestellt werden können, ist eine spezielle Prozessführung beim Abkühlen des Walzguts notwendig. Diese Vergütung ist derzeit nur bei ebenen Grobblechen, sowie bei speziellen Rechteckprofilen Stand der Technik. Um beliebig profilierte Querschnitte vergüten zu können, sind Modifikationen im Vergütungsprozess bestehend aus den Teilschritten Erwärmen im Rollenherdofen RHO, Abschrecken in der Durch- laufquette DQ, Anlassen im Anlassglühofen AGO, sowie Richten in speziellen Richtmaschinen, vorzugsweise Warmrichtmaschinen WR, notwendig. Die Modifikationen dienen zur Anpassung des Vergütungsverfahrens an die komplexere dreidimensionale Querschnittsgeometrie von Profilen, sowie an das Spektrum verschiedener Profilgeometrien nach Fig. 14. Es ergibt sich ein höherer Flexibilitätsbedarf bei den Vorrichtungen. Nähere Einzelheiten gehen aus den Figuren 14.2, 14.3, 20 und 21 hervor.

Die Gesamtprozesskette setzt sich somit, entsprechend der Abbildung, aus den Verfahrensschritten Stranggießen, Warmwalzen, sowie Biegen und Vergüten zusammen.

Da die Anschaffung komplett neuer Walzstraßen mit sehr hohen Investitionen verbunden ist, erscheint es sinnvoll, sowohl Konzepte für variable Profilquerschnitte und veränderli- che Rippenabstände, als auch Konzepte für konstante Profilquerschnitte und Rippenabstände zu betrachten. Letzteres ermöglicht die Weiterverwendung bestehender Anlagen und die Reduzierung des Mittelbedarfs.

Fig. 14.2 zeigt schematisch eine Verfahrenskombination aus konventionellem Walzpro- zess mit den erfindungsgemäßen Biege- und Vergütungsverfahren zur Herstellung der tragenden Elemente. Parallelflanschige Breitflanschträger BT großer Abmessungen werden durch Warmwalzen auf schweren Profilwalzstraßen in mehreren aufeinander folgenden Verfahrensschritten hergestellt. Schwere Profilwalzstraßen ermöglichen die Fertigung von Steghöhen bis ca. 1000mm.

Durch Umbiegen von je zwei Flanschhälften lassen sich aus den modifizierten Vorproduk- ten VPR des Breitflanschträgers die erfindungsgemäßen Schalentragelemente mit Teilebreiten von ca. 2000mm herstellen.

Allerdings lassen sich nur konstante Querschnitte und Rippenabstände realisieren. Beim Profilwalzen kommen verschiedene Ausgangsmaterialien zum Einsatz. Als Halbzeuge eignen sich stranggegossene Brammen BRA, Blöcke oder so genannte Beam Blanks. Bei letzteren handelt es sich um endabmessungsnah gegossene Vorprofile, die zur Verringerung der Umformarbeit beitragen und schwere Vorgerüste in Profilwalzwerken erübrigen. Die Halbzeuge haben konstante Breiten und werden zunächst in speziellen Öfen, beispielsweise Hubbalkenöfen HBO, auf Walztemperatur von ca. 1050 bis 1200°C gebracht. Nach einer Hochdruckentzunderung HZW wird das Walzgut im Vorwalzwerk VWW mit dem Vorgerüst VG, entsprechend des Walzplanes, zu einem Vorprofil VP umgeformt. Dies geschieht durch wiederholtes reversierendes Walzen, in der Figur durch dicke Pfeile dargestellt, in den verschiedenen Kalibern der Ober- und Unterwalze. Die Formänderung erfolgt durch Stauchen, wobei der Walzspalt schrittweise verringert wird. Die großen Abmessungen erfordern den Einsatz der Keilstauchmethode. Die Flanschbreite kann bei dieser Methode durch den Stauchgrad angepasst werden. Die kurze Brammenseite wird im Schneidkaliber zuerst eingekerbt. Die eingekerbten Seitenflächen werden in den darauf folgenden Walzschritten weiter gestaucht und geweitet. Dabei verringert sich der Kerbwinkel. Im letzten Schritt der Vorstraße wird die Bramme gedreht und die typische Hundeknochenform des Vorprofils ausgeformt. Bei Einsatz von Beam Blanks mit endkon- turnaher Geometrie sind weniger Stauchstufen notwendig. Das hundeknochenförmige Vorprofil wird anschließend zum Universalträgerwalzwerk UTW transportiert. Die Verkettung zwischen Ofenzone, Vorwalzwerk und Universalträgerwalzwerk erfolgt über Rollenbahnen. Das Universalträgerwalzwerk besteht aus drei hintereinander angeordneten Walzgerüsten mit der Abfolge Vorwalzen (Roughing) - Abkanten (Edging) - Fertigwalzen (Finishing). In dieser Universaltandemgerüstgruppe, auch REF-Gerüstgruppe genannt, wird das Walzgut entsprechend des Walzplanes durch wiederholtes reversierenden Walzen nach der X-H-Methode in die vorgesehene Form des Breitflanschträgers BT gebracht. Der Reversiervorgang ist hier durch dicke Pfeile dargestellt. Das Vorwalz- bzw. Roughing Gerüst RG besteht aus zwei Walzen mit horizontaler Achsen, die von einem Paar seitlicher Walzen mit vertikalen Achsen begleitet werden. Die seitlichen Walzen können unab- hängig voneinander bewegt werden und sind entsprechend der auszubildenden X-Form konturiert. Das Roughing Gerüst RG übernimmt den größten Teil der Umformarbeit, da hier die Querschnittsfläche des Walzguts am meisten verringert wird. Das Stauch- bzw. Edging Gerüst EG besteht aus zwei aufwändig gefertigten Walzen mit horizontalen Achsen. Dieses Gerüst ist für die Steuerung der Trägerform, insbesondere der Flansche zu- ständig. Die Querschnittsfläche des Walzguts wird nur geringfügig verringert. Das Fertigbzw. Finishing Gerüst FG entspricht vom Aufbau her weitgehend dem Roughing Gerüst. Unterschied ist die Zylinderform der seitlichen Walzen. Die Zylinderform ist notwendig, um die endgültige H-Form des Doppel-T-Trägers zu erreichen. Das Fertiggerüst wird nur für den letzten Stich eingesetzt und stellt das genaue Maß des Profils ein. Die Geometrie dieses Profils hängt davon ab, ob eine anschließende Weiterverarbeitung durch Biegen erfolgt. In diesem Fall muss das Profil des Vorproduktes VPR X-förmig nach Fig. 15 geformt sein (in Fig. 15 ist wegen der Symmetrie nur eine Hälfte des X-förmigen Vorprofils dargestellt). Im Folgenden wird zunächst davon ausgegangen, dass ein Breitflanschträger BT bzw. doppel-T-förmiges Spundwandprofil mit standardisierter Geometrie hergestellt werden soll. Der Biegeprozess entfällt somit. Auf die Möglichkeit der Herstellung U-förmig profilierter Schalentragelemente 2.1 B aus Vorstufen des H-förmigen Breitflanschträgers wird in Fig. 16 eingegangen.

Bezogen auf den Breitflanschträger BT wird davon ausgegangen, dass dieser erforderlichenfalls höhere Streckgrenzen als derzeit üblich, d. h. über 460MPa aufweisen soll.

Die Vergütung von Breitflanschträgern ist nicht Stand der Technik. Breitflanschträger werden im so genannten Normalwalzverfahren mit und ohne Glühen (so genanntes Normal- glühen bzw. Normalisieren, Austenitisieren > Ac3) hergestellt. Höhere Streckgrenzen und Zugfestigkeiten können für normalisierte Stähle im Wesentlichen nur über höhere Legierungsgehalte oder durch normalisierendes Walzen bei entsprechenden Temperaturen erreicht werden. Streckgrenzen über 460MPa erfordern höhere Abkühlgeschwindigkeiten, die eine Vergütung durch Wasserabschreckung erforderlich machen (so genanntes Quenchen, Lieferzustand Q). Durch anschließende Anlassglühung ca. 100° C unterhalb Ac1 werden die harten und spröden Martensitbereiche modifiziert und die Zähigkeit des Gefüges erhöht.

Profilwalzwerke entsprechend dem Stand der Technik, sind hierfür i.d.R. nicht eingerichtet. Es fehlen die entsprechenden Öfen und Kühlvorrichtungen. Thermomechanische Be- handlungsverfahren, die bei Grobblechen vorteilhaft eingesetzt werden, sind zur Festig- keits- und Zähigkeitssteigerung profilierter Querschnitte problematisch. Das Walzen bei verschiedenen Temperaturlagen und Gefügezuständen ist schon bei ebenen Grobblechen sehr komplex und würde sich durch das Walzen der erfindungsgemäßen Profilform weiter verkomplizieren.

Hinzu kommt, dass das nachfolgende Warmwalzprofilieren bzw. ein kombiniertes Kaltbiegen und Normalisieren der Profilflansche bei TM-Stählen wegen der Gefügebeeinträchtigung problematisch ist.

Zur Festigkeitssteigerung ist daher das zuvor genannte Vergüten vorgesehen. Vergütungsstähle im Lieferzustand Q sind bei Grobblechen und Rechteckprofilen Stand der Technik. Profile mit strukturierter Oberfläche, inhomogener Massenverteilung und variablen Querschnitten können derzeit nicht in ausreichender Qualität hergestellt werden.

Um die erfindungsgemäßen Profilformen einschließlich der Schalentragelemente mit integrierten Rippen zu vergüten sind modifizierte Verfahren erforderlich. Die Notwendigkeit der Verfahrensmodifikationen beim Vergüten resultiert aus der speziellen Geometrie bzw. Geometrievielfalt der tragenden Elemente nach Fig. 14. Es sind verschiedene Formen und Abmessungen, sowie veränderliche Querschnitte zu vergüten, die jeweils andere Anforderungen an den Aufheiz- und Kühlprozess stellen. Da es sich um thermische Prozesse handelt, besteht ein erhöhtes Verzugsrisiko. Die vergleichsweise geringe Wandstärke bei Profilen bietet, wenn man von den Hauptträgheits- achsen absieht, nur wenig Widerstand gegen Verzug. Besonders gleichmäßige Erwärmung und Abkühlung sind daher von elementarer Wichtigkeit. Wandstärkenunterschiede der Flansche, Stege und Rippen, sowie lokale Massenanhäufungen im Bereich der Materialverzweigungen wirken als Störgrößen auf die Gleichmäßigkeit und müssen bei der Prozessführung vorrichtungsseitig beherrscht werden. Maßabweichungen bezüglich Ebenheit und Winkeltreue müssen durch nachgeschaltete Richtprozesse ausgeglichen werden.

Im Sinne einer höchstmöglichen Flexibilität erfolgt das Vergüten mit den Verfahrensschritten Erwärmen im Rollenherdofen RHO, Wasserabschreckung in der Durch lauf quette DQ, Anlassen im Anlassglühofen AGO, sowie Richten in speziellen Richtmaschinen, vorzugs- weise Warmrichtmaschinen WR unmittelbar im Anschluss an den Profilzuschnitt, der mit einer Warmsäge WS am Ende der Walzstraße durchgeführt wird.

Der Ofenprozess, bei dem das Walzgut auf Austenitisierungstemperatur erwärmt wird, stellt bereits erhöhte Anforderungen an die Prozessführung. Um Verzug zu vermeiden, muss die Erwärmung des Walzgutes möglichst gleichmäßig erfolgen. Erfindungsgemäß wird dies durch modifizierte Rollenherdöfen RHO erreicht. Die Modifikationen betreffen die Anordnung der Brenner und die Temperaturführung. Es sind möglichst flache Aufheizkurven zu fahren, damit sich Temperaturunterschiede im Walzgut über Wärmeleiteffekte ausgleichen können. Dies wird durch eine feinere Unterteilung in verschiedene Temperaturzonen mit entsprechenden Haltezeiten erreicht. Die Temperaturen werden von Zone zu Zone schrittweise erhöht. Die Brenner sind derart angeordnet, dass sich eine möglichst gleichmäßige Temperaturverteilung auf der Bauteiloberfläche einstellt. Dies setzt eine allseitige Brenneranordnung, nicht nur auf Ober- und Unterseite, sowie eine Möglichkeit veränderbarer Brennerabstände voraus. Die Aufgabe einen derartigen Ofen zu bauen ist von Fachleuten ohne weiteres lösbar, so dass auf nähere Ausführungen an dieser Stelle verzichtet wird. Die Sicherstellung einer gleichmäßigen Abschreckung in der Durchlauf- quette DQ, die nicht nur zur Vermeidung von Verzug, sondern auch für die Ausbildung eines homogenen Gefüges notwendig ist, wird in Fig. 20 behandelt. Verfahrensänderungen bezüglich des Warmrichtens gehen aus Fig. 21 hervor. Im Bereich der nachfolgenden Adjustage ADJ ergeben sich zunächst keine Änderungen.

Normalfeste Profile, die nicht vergütet werden, gelangen direkt zur Adjustage. Der Ablauf in der Adjustage entspricht den üblichen Standards - Abkühlung in Kühlbetten oder Kühlgruben, Durchführung von Rieht- und Kontrollarbeiten, sowie Versandabfertigung. Nachfolgend wird der Fall betrachtet, dass der Breitflanschträger als Vorprodukt VPR für die Schalentragelemente 2.1 B bis 2.1 F nach Fig. 14 benutzt wird. Die Geometrie des Breitflanschträgers wird hierzu nach Fig. 15 modifiziert und gebogen. Das Biegen erfolgt unmittelbar im Anschluss an den oben beschriebenen reversierenden Walzprozess. Bei entsprechend großen Stückzahlen bietet sich hierfür der Einsatz des kontinuierlichen Walzprofilierens an. Der Reversierbewegung des Walzgutes in der REF-Gerüstgruppe schließt sich eine unidirektionale gleichförmige Bewegung in den Walzprofiliergerüsten WPG1 bis WPGn an. Die Fördertechnik ist von den REF-Gerüsten des Universalträgerwalzwerks entkoppelt und wird getrennt gesteuert. Beim Walzprofilieren wird das Walzgut durch den konturierten Walzspalt mehrerer hintereinander angeordneter Rollenpaare kontinuierlich hindurchgeführt und dabei stufenweise zur Endkontur gebogen. Eine Änderung der Materialdicke ist hierbei in der Regel nicht beabsichtigt. Durch die hohe Restwärme im Walzgut sind nur wenige Umformstufen bzw. Gerüste notwendig. Dies ist ein Vorteil gegenüber den üblicherweise kalt durchgeführten Verfahren. Da das Vorprodukt VPR in dieser Figur einheitlichen Querschnitt hat, kann mit konstanter Einstellung der Rollenpaare gearbeitet werden.

Sofern ausschließlich konstante Querschnitten hergestellt werden, können anstelle der Warm-Walzprofiliergerüste herkömmliche Kaliberwalzgerüste im Reversierbetrieb verwendet werden.

Bei kleinen Stückzahlen kann das Biegen in die Endkontur alternativ mit schweren Ab- kant- bzw. Gesenkpressen GBP erfolgen. Es sind Abkantpressen bekannt, auf denen Grobbleche von 16m Länge und 30mm Blechdicke verarbeitet werden können. Durch die Kaltumformung werden allerdings lokal sehr hohe Spannungen im Bereich der Radien eingebracht. Dies kann ein hier nicht dargestelltes Normalisieren erforderlich machen. Aufgrund der geringeren Umformkräfte erfolgt das Biegen sowohl beim Walzprofilieren als auch beim Abkanten im unvergüteten Zustand. Bezogen auf Fig. 14 hätte das Vergüten nach dem Biegen in die Endkonturen 2.1 C, 2.1 E bzw. 2.1 F nach rein umformtechnischen Gesichtspunkten Vorteile. Allerdings hat eine Vergütung während der Zwischenzustände 2.1 B bzw. 2.1 D den Vorteil einer Variantenreduzierung im Stahlwerk. Die Teile lassen sich besser lagern und transportieren. Nachteilig ist, dass für das Biegen in die Endkonturen 2.1 C, 2.1 E bzw. 2.1 F ein zusätzlicher Prozessschritt beim Abnehmer mit entsprechend höheren Kosten notwendig ist. Welche Variante zum Einsatz kommt, ist im Einzelfall zu entscheiden. Ein Vergüten der Endkonturen 2.1 C, 2.1 E bzw. 2.1 F beim Abnehmer scheidet aus Kosten- und Gewährleistungsgründen aus. Der Zustand 2.1 A wird vergütet, wenn keine Weiterverarbeitung durch nachfolgende Biegeprozesse vorgesehen ist, d. h. wenn ein höchstfester Breitflanschträger geliefert werden soll. Die Gesamtprozesskette setzt sich somit, entsprechend der Abbildung, aus den Verfahrensschritten konventionelles Stranggießen, konventionelles Warmwalzen, sowie Biegen und Vergüten zusammen.

Mit dem beschriebenen Verfahren können Grobbleche mit integrierten Versteifungsrippen, auch in höchstfesten Güten hergestellt werden. Das Potenzial zur Wandstärkenreduzierung bei höchstfesten Stählen kann besser genutzt werden, da die Beulgefahr durch die Rippen stark reduziert ist.

Dies ermöglicht erstmals den kostengünstigen Leichtbau beulgefährderter Schalentrag- werke aus Stahl. Gewalzte Versteifungsrippen, insbesondere warmgewalzte Versteifungs- rippen nach dem erfindungsgemäßen Direktwalzverfahren, besitzen gegenüber geschweißten Versteifungselementen den Vorteil der bestmöglichen Kerbklasse 160, was sich sehr positiv auf die Ermüdungsfestigkeit auswirkt. Dies ermöglicht wiederum Gewichts- und Kostenvorteile. Mit dem oben beschriebenen Verfahren können Grobbleche mit zwei parallelen Rippen und Blechbreiten von ca. 2m hergestellt werden.

Größere Blechbreiten lassen sich ggf. mit größeren und stabileren Gerüste herstellen. Walzverfahren zur Herstellung von Grobblechen mit mehr als zwei Versteifungsrippen werden anhand Figur X erläutert. Dieses Verfahren wird bevorzugt eingesetzt, wenn sehr hohe Anforderungen an die Ermüdungsfestigkeit der tragenden Elemente bestehen. Alternativ, vor allem bei rein statischer oder überwiegend statischer Belastung, können Ble- che mit mehr als 2m Breite und zusätzlichen Rippen über Längsnahtschweißen hergestellt werden. Die Längsnaht bedeutet zwar einen zusätzlichen Aufwand, ist aber immer noch günstiger als das Aufschweißen der einzelnen Rippen, da hierfür deutlich mehr Schweißnähte notwendig wären. Die Kerbwirkung durch die Schweißnaht kann erforderlichenfalls durch verdickte Längskanten nach Fig. 5.6 kompensiert werden. Außerdem wird vorgeschlagen, Schweißverfahren, die zu einer höchstmöglichen Kerbklasse führen, einzusetzen.

Prinzipiell würde sich hierfür das Laserschweißen eignen. Eine weitere Möglichkeit stellt das Rührreibschweißen RRS dar. Vorteil des Rührreibschweißens ist, dass keine schmelzflüssige Phase erzeugt wird. Das Eigenspannungsniveau ist niedrig. Es können sehr hohe Nahtgüten erreicht werden. Das geringe Eigenspannungsniveau und die hohe Nahtgüte lassen hohe Kerbklassen und Ermüdungsfestigkeiten erwarten. Schweißzusatzwerkstoffe sind nicht erforderlich, so dass auch Stahlgüten über S960MPa geschweißt werden können, für die derzeit keine Schweißzusatzwerkstoffe zur Verfügung stehen. Allerdings sind bei Stahl sehr hohe Kräfte erforderlich, die eine Wärmeunterstüt- zung notwendig machen. Es bietet sich daher an, die Restwärme des Walzgutes aus dem Walz- und Biegeprozess zu nutzen. Das Verbinden der Bleche erfolgt bevorzugt nach dem Biegen in den ebenen Zustand, unmittelbar vor dem Vergüten. Durch die Artverwandschaft des Rührreibschweißens zu den Walzverfahren, welche sich durch die rotierenden Werkzeuge ergibt, lässt sich das Verfahren gut in Walzwerke integrieren. Der Verfahrensschritt Rührreibschweißen bildet eine Option im dargestellten Prozessablauf. Profi- le, die nicht miteinander verschweißt werden, durchlaufen die Rührreibschweißanlage ohne entsprechende Bearbeitung.

Fig. 14.3 zeigt schematisch den Verfahrensprozess zur Herstellung der tragenden Elemente mit veränderlichem Querschnitt bzw. nicht parallelen Rippen bestehend aus modifiziertem Stranggießverfahren, modifizierten Walzverfahren, sowie den erfindungsgemä- ßen Biege- und Vergütungsverfahren. Um die Verfahrensunterschiede des Prozesses zur Herstellung tragender Elemente mit veränderlichem Querschnitt bzw. nicht parallelen Rippen zu verdeutlichen, wird im Folgenden nur auf die Verfahrensschritte eingegangen, die sich von Fig. 14.2 unterscheiden. Die Veränderungen resultieren hauptsächlich aus den veränderlichen Querschnitten der Profilform bzw. dem nicht konstanten Rippenabstand. Die Anforderungen an die Verfahren und Vorrichtungen sind aufgrund der Komplexität der Geometrie entsprechend höher. Die Veränderungen beginnen im Bereich der Stranggießanlage SG, in der die Stahlhalbzeuge für den Walzprozess hergestellt werden. Es sind Brammen bzw. Blöcke mit veränderlicher Breite herzustellen.

Hierzu gibt es grundsätzlich drei Möglichkeiten. Eine Möglichkeit ist der seitliche Beschnitt der Brammen BRA unmittelbar am Auslaufrollgang der Stranggießanlage. Der Beschnitt kann beispielsweise durch Brennschneiden BSA erfolgen. Vorteil dieser Methode ist die hohe Flexibilität möglicher Zuschnittsgeometrien. Nachteilig sind der Materialverschnitt, die geringen Schneidgeschwindigkeiten und die höheren Kosten, so dass dieses Verfahren bevorzugt für Vorversuche und Prototypen vorgesehen ist.

Die zweite Möglichkeit besteht in der erfindungsgemäßen Verwendung einer adaptierbaren Gießkokille KO. Die Breite des Gießstranges wird nach Fig. 18 über Schieber kontinuierlich variiert. Es entsteht kein Materialverschnitt und die Kosten für den Brennschnitt entfallen.

Die dritte, erfindungsgemäß besonders bevorzugte Möglichkeit ist das Längsprofilwalzen der Brammen nach den Figuren 15.1 .1 bis 15.1 .3. Ausgangsmaterial sind Brammen mit konstantem Rechteckquerschnitt, die mit herkömmlichen Stranggießanlagen hergestellt werden. Mit Längsprofilwalzgerüsten LPW werden diese Brammen anschließend zu keilförmigen Brammen weiterverarbeitet. Die Keilform wird durch permanente, synchron zur Vorschubbewegung erfolgende Änderung des Walzspaltes erzeugt. Alle drei Varianten zur Herstellung keilförmiger Brammen BRA sind in Fig. 14.3 schematisch angedeutet. Die keilförmigen Brammen BRA werden nach dem Aufheizen im Ofen HBO, sowie nach der Hochdruckzunderwaschanlage HZW dem Vorgerüst VG1 der Vorstraße zugeführt und schrittweise zu einem Vorprofil VP umgeformt. Das Vorgerüst VG1 ist ein Duogerüst mit Kaliberwalzen. Aufgrund der veränderlichen Brammenbreite muss das Vorgerüst VG1 in der Lage sein, veränderliche Querschnitte zu walzen. Da die Längsseiten der Bramme bei den ersten Kalibrierschritten, wie aus Fig. 15.1 ersichtlich, senkrecht zu den Walzenoberflächen stehen, kann die Anpassung durch kontinuierliche Verstellung des Walzspaltes WSP zwischen Ober- und Unterwalze während des Stauchvorgangs erfolgen. Die Veränderung des Walzspaltes WSP erfolgt synchron zur Vorschubbewegung über die entspre- chenden Stellantriebe des Walzgerüsts und wird von der zugehörigen Steuerung geregelt. Dieser im Bereich der Grobblechfertigung bekannte Prozess des Längsprofilwalzens ist Stand der Technik. Der Walzspalt wird hierbei nicht von Stich zu Stich, sondern während eines Stiches kontinuierlich verändert. Beim letzten Kalibrierschritt ist die Adaption über den Walzspalt nicht möglich. Das Vorprofil liegt hier flächig zwischen Ober- und Unterwal- ze. Die eingekerbten keilförmigen Längsseiten können in einem Kaliber mit konstanter Kaliberbreite nicht bearbeitet werden. Nur Ober- und Unterseite des Steges lassen sich im Walzspalt in einem Streifen konstanter Breite bearbeiten. Die seitlichen Randzonen im Bereich der Flansche können nicht bearbeitet werden. Die Knochenform des Vorprofils kann daher im Vorgerüst VG1 nicht fertiggestellt werden. Prinzipiell wäre es denkbar, die Fertigstellung des Vorprofils in den ersten beiden Universalgerüsten der REF-Gruppe, d. h. Roughing Gerüst RG und Edging Gerüst EG durchzuführen. Zur Erhöhung der Genauigkeit wird jedoch vorgeschlagen, der REF-Gruppe zwei zusätzliche Vorgerüste VG2 und VG3 vorzuschalten. Das Vorgerüst VG2 hat den gleichen Aufbau und die gleiche Funktionsweise wie das Roughing-Gerüst RG, d. h. es handelt sich um ein spezielles Universal- gerüst mit adaptierbaren Achsen. Aufbau und Funktionsweise werden in den Figuren 15.2, 15.3, 19 und 19.1 beschrieben. Das Vorgerüst VG2 dient zur weiteren Ausformung der knochenförmigen Flanschbereiche. Das Vorgerüst VG3 nivelliert Wandstärkenunterschiede des Steges in Breitenrichtung, die durch das Vorgerüst VG2 bedingt sind. Das Vorgerüst VG3 besteht analog zum Vorgerüst VG1 aus einem Walzenpaar mit horizonta- len Achsen, d. h. es handelt sich um ein Duogerüst. Hierbei überlappt sich die Walzbahn des Vorgerüstes VG3 mit den seitlich angrenzenden Walzbahnen des Vorgerüstes VG2, vergleiche Figuren 15.2 und 15.3. Es entsteht ein Vorprofil VP mit konstanter Wandstärke in Breitenrichtung des Steges. Die Flanschbreite wird über die seitlichen Walzen des nachfolgenden Roughing Gerüsts RG kalibriert. Dem Kalibrierprozess des Vorprofils folgt der eigentliche Walzvorgang nach der X-H-Methode, bzw. nach der in Fig. 15.2 dargestellten X-X-Methode. Hierbei kommen zunächst das Roughing-Gerüst RG und das Edging-Gerüst EG der REF-Gerüstgruppe zum Einsatz. Das Walzgut wird dabei reversie- rend entsprechend den dicken Pfeilen zwischen den beiden Gerüsten hin und her bewegt. Um einen keilförmigen verdickten Streifen in Profilmitte nach Fig. 5.1 zu vermeiden, wird das Vorgerüst VG3 in den Universalwalzvorgang der REF-Gruppe einbezogen. Das Walzgut wird reversierend entsprechend den dicken Pfeilen zwischen den drei Gerüsten RG, EG und VG2 hin und her bewegt. Im letzten Schritt wird das Fertigwalzgerüst FG der REF-Gruppe durchlaufen. Aufgrund der veränderlichen Profilbreite müssen die drei Gerüste der REF-Gruppe, sowie das Vorgerüst VG2 adaptierbar sein. Nähere Einzelheiten gehen aus den Figuren 15.2, 15.3, 19 und 19.1 hervor. Die seitlichen Walzen dieser Gerüste sind in Richtung der Profilbreite translatorisch verstellbar. Während der Vorschubbewegung des Profils wird die Walzenstellung kontinuierlich über NC-gesteuerte Achsen der veränderlichen Profilbreite angepasst. Hierfür sind starke Linearantriebe notwendig. Aufgrund des veränderlichen Flanschabstandes ist es bei diesen Gerüsten nicht möglich, den Bereich zwischen den Flanschen mit nur einem Walzenpaar, wie dies bei Parallel- breitflanschträger üblich ist, auszuwalzen. Es sind zwei Walzenpaare mit separaten Achsen erforderlich, wobei jedes Walzenpaar dem Verlauf des entsprechenden Flansches folgt. Erst die Aufteilung auf zwei Walzen ermöglicht einen konstanten Walzspalt zu den seitlichen Walzen als Voraussetzung für das Ausformen konstanter Flanschdicken. Die horizontalen schwenkbaren Walzenachsen bilden jeweils einen rechten Winkel zum entsprechenden Flansch. Die Walzrichtungen der beiden Walzenpaare sind aufgrund des keilförmigen Flanschverlaufs zueinander geneigt und schneiden sich in einem gemeinsa- men Schnittpunkt. Die Breite beider Walzen ist in Summe kleiner als der minimale Flanschabstand. Im Zusammenspiel mit dem mittig angeordneten Walzenpaar des zusätzlichen Vorgerüstes VG3 ergibt sich ein Steg mit konstanter Wandstärke. Die Walzenbreite des Vorgerüstes muss hierzu schmaler sein als der minimale Flanschabstand und muss außerdem die Walzbahnen der REF-Gerüstgruppe überlappen. Beim letzten Stich muss der Walzspalt des zusätzlichen Vorgerüstes VG3, sowie des Fertigwalzgerüstes FG auf die gleiche Stichhöhe eingestellt sein, um eine konstante Wandstärke w2 zu erzeugen. Falls ein verdickter Streifen zum Beispiel aus Versteifungsgründen in Profilmitte erwünscht ist, kann das Vorgerüst VG3 entsprechend auf eine größere Wandstärke als w2 eingestellt werden. Ggf. kann das Vorgerüst VG3 auch stillgelegt werden. Auch die Ein- Stellung einer geringeren Wandstärke ist möglich, wenn in Profilmitte eine Vertiefung gewünscht ist. Bei der Ausführung ohne verdickten Streifen werden die Übergänge zwischen den Walzspuren ggf. durch Verputzen entgratet. Der Walzspalt zum Ausformen der Flansche wird nach Bedarf eingestellt. Bei Breitflanschträgern wird für die Flansche üblicherweise eine Wandstärke größer als w2 verwendet. Bei Schalentragelementen wird dage- gen eine einheitliche Wandstärke w2 bevorzugt, d. h. links und rechts der Rippen soll die Wandstärke gleich groß sein. Die Rippen selbst können die gleiche oder eine andere Wandstärke aufweisen. Gemäß dieser Erfindung werden die Schalentragelemente aus modifizierten Breitflanschträgern BT bzw. Vorprodukten VPR durch nachfolgende Biegeoperationen hergestellt. Jeweils eine Flanschhälfte wird zur Rippe bzw. zum angrenzenden Bereich der Schale.

Dies muss beim Walzen des modifizierten Breitflanschträgers bei der Einstellung der Walzspalte, sowie ggf. bei der Gestaltung der Walzenkontur berücksichtigt werden. Sofern das Biegen in die Endkonturen 2.1 C bis 2.1 F nach Fig. 14 mit Walzprofiliergerüsten WPG1 bis WPGn erfolgt, ist auch hier eine entsprechende Verfahrensflexibilität notwendig.

Flexibles Walzprofilieren von veränderlichen Profilquerschnitten aus konturierten Blechen ist beim Kaltwalzen von Feinblechen inzwischen Stand der Technik (vgl. DE1001 1755A1 ).

Das Grundprinzip kann auf den erfindungsgemäßen Direktwalzprozess schwerer Profile aus konturierten Brammen übertragen werden.

Für das Biegen der Flansche des Breitflanschträgers 2.1 A nach Fig. 14 bedeutet dies, dass die Walzenpaare während des Prozesses der jeweiligen Kontur der Biegelinie folgen müssen. Hierzu ist eine Verfahr- bzw. Schwenkbewegung der Achsen notwendig. Die Walzenpaare müssen jeweils senkrecht auf der zu biegenden Flanschhälfte stehen. Die Anzahl der Biegeschritte bzw. Profiliergerüste ist unter anderem abhängig von Biegewinkel, Gerüstabstand und Schenkel- bzw. Flanschgeometrie. Durch eine zusätzliche Kalibrierstufe kann bei der Herstellung ebener Bleche mit integrierten Rippen die Unterseite des Bleches geebnet werden.

Der Warm-Walzprofilierprozess wird anhand von Fig. 15.4 und Fig. 15.5 näher beschrieben.

Der Verfahrensschritt Rührreibschweißen RRS bildet eine Option im dargestellten Prozessablauf. Profile, die nicht miteinander verschweißt werden, durchlaufen die Rühr- reibschweißanlage ohne entsprechende Bearbeitung.

Fig. 15 zeigt schematisch die bevorzugte Flanschgeometrie des modifizierten Breitflanschträgers zur Herstellung der tragenden Elemente am Beispiel der Schalentragelemente mit integrierten Rippen in einem Schnitt. Die nachfolgend beschriebene Geometrie gilt gleichermaßen für konstante und veränderliche Rippenabstände. Aufgrund des sym- metrischen Aufbaus ist nur die linke Seite des Breitflanschträgers dargestellt. Um die Unterschiede des modifizierten Breitflanschträgers zu verdeutlichen, enthält die Abbildung zusätzlich die Geometrie eines standardisierten Breitflanschträgers. Diese ist gestrichelt dargestellt. Üblicherweise haben die Flansche des standardisierten Breitflanschträgers FLBo und FLBu eine größere Wandstärke w8 als der Steg St mit der Wandstärke w2. Zur Herstellung der erfindungsgemäßen Schalentragelemente mit integrierten Rippen muss der untere Flansch FLu des modifizierten Breitflanschträgers die gleiche Wandstärke w2 wie der Steg St haben.

Anhand des Vergleichs mit Figur 9 aus der DE10322752A1 wird deutlich, dass diese Anforderung mit dem Spaltwalz- bzw. Spaltbiegeverfahren nicht realisierbar ist, da der Quer- schnitt im Bereich 1 d, der in Fig. 15 Flu entspricht, geschwächt wird.

Der obere Flansch des modifizierten Breitflanschträgers FLo kann eine von w2 abweichende Wandstärke w4 bzw. w5 haben (vergleiche Fig. 5.1 ff.). Aus der Darstellung kann man darüber hinaus entnehmen, dass nicht nur die Wandstärken gegenüber dem standardisierten Breitflanschträger verändert werden müssen, sondern auch die Winkellage der Flansche und die Gestaltung der Radien. Würde man den unteren Flansch FLBu des standardisierten Breitflanschträgers entsprechend der Biegerichtung BR nach oben biegen, würde das Walzgut im Bereich des Radius r4 reißen. Auf der Außenseite der Flansche FLBo und FLBu würde es zu extremen Stauchkräften kommen. Beim Biegen würde eine Undefinierte Geometrie entstehen. Um die gewünschte Geometrie, hier mit normaler Strichstärke dargestellt, durch Biegen herzustellen, muss der modifizierte Breitflanschträger die hier fett dargestellte Ausgangsgeometrie aufweisen. Ergänzt man gedanklich die hier nicht dargestellte rechte Seite des Breitflanschträgers wird deutlich, dass es sich um eine X-Form handelt. Die Ausgangsgeometrie ist durch eine Winkelsymmetrie gekennzeichnet, d. h. der obere Flansch FLo liegt genau auf der Winkelhalbierenden WH zwi- sehen dem unteren Flansch FLu und dem Steg St. Aus der Symmetriebedingung folgt, dass die Winkel γ3 zwischen den Flanschen FLo und FLu bzw. zwischen den Flanschen FLo, FLu und Steg St gleich groß sind. Diese Bedingung ist erfüllt, wenn γ3 120° beträgt. Die Winkel zwischen den Flanschen FLo und FLu bzw. zwischen den Flanschen FLo, FLu und Steg St sollten zumindest annähernd gleich groß sein.

Die symmetrische Anordnung hat den Vorteil, dass die Radien links und rechts des oberen Flansches FLo gleich groß sind, d. h. der Radius beträgt jeweils r2. Beim Biegen der fett dargestellten Ausgangsgeometrie in die mit normaler Strichstärke dargestellte Zielgeometrie, wird der Radius r2 links und rechts des oberen Flansches FLo um das gleiche Maß gestaucht, d. h. nach dem Biegen stellt sich auf beiden Seiten der Rippe Rp der glei- che Radius r2 ^' ein. Der untere Flansch FLu wird beim Hochbiegen im Bereich des Radius r3 stark gedehnt. Je größer r3 gewählt wird, desto geringer sind die entstehenden Zugspannungen. Das Fließen des Materials und der Abbau von Spannungen werden dabei in Folge der Warmumformung unterstützt. Um Einschnürungen zu verhindern, wird der Radius r3 möglichst im Bereich der Gleichmaßdehnung gewählt. Die Radien r2 an den Fuß- punkten des oberen Flansches FLo tangieren den imaginären, gestrichelt dargestellten Außenradius r5. Der Radius r5 ist um die Wandstärke w2 größer als der Radius r3. Beide Radien haben den gleichen Mittelpunkt Mr3. Die Oberseite des unteren Flansches FLu und des Steges St bilden Tangenten zum Radius r5. Die Unterseite des Flansches FLu und des Steges St sind Tangenten des Radius r3. Diese Geometrieverhältnisse stellen sicher, dass der untere Flansch FLu, sowie der obere Flansch FLo problemlos in die hier dargestellte Endlage FLu ^' bzw. FLo ^' gebogen werden können. Wesentlicher Unterschied gegenüber der Breitflanschträgerherstellung nach der X-H-Methode ist die Beibehaltung der X-Form im Fertigwalzgerüst. Üblicherweise wird die X-Form des Vorwalzgerüstes im Fertigwalzgerüst in die gestrichelt dargestellte typische H-Form standardisierter Breitflanschträger überführt. Zur Herstellung von Schalentragelementen mit integrierten Rippen ist aus biegetechnischen Gründen die zuvor beschriebene X-Form notwendig. Das zugehörige Walzverfahren wird im Folgenden X-X-Methode genannt. Optional können in den unteren Flanschen FLu des modifizierten Breitflanschträgers verdickte Längskanten Lk integriert sein, hier gestrichelt dargestellt.

Die verdickten Längskanten Lk befinden sich in diesem Ausführungsbespiel auf der gleichen Seite wie die Rippen Rp. Sofern die verdickten Längskanten nicht auf der gleichen Seite wie die Rippen liegen sollen, werden die Flanschhälften FLo und FLu in entgegengesetzter Richtung gebogen. FLo wird dann nach links in die Horizontale und FLu entsprechend nach unten in die Vertikale gebogen. FLu bildet dann die Rippe Rp.

Flo und Flu können wie dargestellt gleich lang sein. Alternativ können Flo und Flu, abhängig von der erforderlichen Höhe der Rippe Rp, unterschiedlich lang sein.

Fig. 15.1 zeigt schematisch die Arbeitsweise der Vorgerüste der Vorstraße beim Auswalzen von keilförmigen Brammen als Ausgangsmaterial für die Herstellung tragender Elemente mit nicht parallelen Rippen bzw. veränderlichen Querschnitten. Schritt 1 zeigt das Stauchen der Bramme BRA im Kaliber K1 des Vorgerüstes VGL Die Bramme BRA mit veränderlicher Breite wird wiederholt reversierend durch den Walzspalt WSP zwischen der Oberwalze OVG1 und der Unterwalze UVG1 des Vorgerüstes hin und her bewegt. Die Reversierbewegung erfolgt senkrecht zur Zeichenebene. Aufgrund der veränderlichen Breite der Bramme muss auch der Walzspalt WSP permanent angepasst werden. Dies erfolgt durch Veränderung der Zustellung der Oberwalze des Vorgerüstes VG1 in Richtung der Pfeile. Sofern die Unterwalze ebenfalls mit einem Verstellmechanismus ausgestattet ist, kann der Walzspalt auch durch gleichzeitige Veränderung der Zustellung beider Walzen permanent entsprechend der veränderlichen Brammenbreite adaptiert werden. Der Abstand der Brammenunterseite zur Auflagefläche des Rollgangs würde sich bei gleichzeitiger Verstellung der Ober- und Unterwalze während der Vorschubbewegung stetig ändern. Dies würde Änderungen an der Fördertechnik bzw. an den Rollgängen notwendig machen, um das Walzgut vor und nach dem Passieren des Vorgerüstes auf- zunehmen. Sofern eine gleichzeitige Verstellung von Ober- und Unterwalze bevorzugt wird, empfiehlt sich eine um 90° gedrehte Anordnung der Walzen, da sich dann die Höhe des Walzgutes zur Fördertechnik bei der Änderung des Walzspaltes nicht ändert. Es reicht aus, den Abstand zwischen Kaliber und Rollgang beim Kaliberwechsel nachzustel- len. Dies kann durch einen geeigneten Verstellmechanismus am Vorgerüst VG1 erreicht werden, der eine Einstellung der Walzen in vertikaler Richtung ermöglicht. Diese Ausführungsvariante bietet sich an, wenn das Vorgerüst VG1 ausschließlich zur Vorkalibrierung der Flansche eingesetzt wird, wie weiter unten beschrieben ist. Die Antriebe zur Einstellung des Walzspaltes werden entsprechend der Keilform der Bramme und der Vorschub- geschwindigkeit angesteuert. Die Synchronisation erfolgt vom Steuerungsrechner der Vorstraße. Die Längsseite der Bramme wird im Kaliber K1 zunächst eingekerbt. Im zweiten Schritt wird das so erzeugte Vorprofil VP im Kaliber K2 weiter bearbeitet. Die eingekerbten Längsseiten werden weiter gestaucht und geweitet. Es wird ein Vorprofil mit X- Form erzeugt. Der Walzspalt WSP wird wie in Schritt 1 permanent angepasst. Im dritten Schritt erfolgt mit dem Kaliber K3 eine Teilumformung des Vorprofils VP. Dabei wird der mittlere Bereich des Steges St angestaucht. Die X-Form wird beibehalten. Die angrenzenden Flanschbereiche werden im vierten Schritt im nachfolgenden Vorgerüst VG2 vorkalibriert, vergleiche hierzu die Beschreibung der Fig. 14.3. Eine Bearbeitung im Kaliber K3 ist wegen der veränderlichen Breite des Vorprofils nicht möglich. Durch ein weiteres Vorgerüst VG3, wird im fünften Schritt der mittlere Bereich des Steges St nachkalibriert. Ohne diese Nachkalibrierung wäre die Herstellung tragender Elemente mit einheitlicher Wandstärke im Bereich des Steges nicht möglich. Dieses Vorgerüst übernimmt im Zusammenspiel mit den Gerüsten der REF-Gruppe die Funktion der Nivellierung von Wandstärkenunterschieden im Bereich des Steges. Siehe hierzu auch die Erläuterungen in Fig. 14.3, 15.2 und 15.3.

Die Nivellierung der Wandstärkenunterschiede wäre beim Spaltbiege- bzw. beim Spaltwalzverfahren wegen der hohen Kaltumformkräfte nicht bzw. nur in Verbindung mit sehr großem Aufwand möglich.

Da das Vorgerüst VG3 zur Herstellung tragender Elemente mit veränderlichen Flansch- bzw. Rippenabständen ohne keilförmigen verdickten Streifen in Profilmitte demnach unverzichtbar ist, ergibt sich eine mögliche Ausführungsvariante für das Vorgerüst VGL Die Stauchoperation, bestehend aus einer Teilumformung des Steges im Kaliber K3, kann entfallen und vom Vorgerüst VG3 übernommen werden. Das Kaliber K3 steht damit für weitere Flanschbearbeitungsoperationen, die sonst vom Vorgerüst VG2 durchgeführt werden, zur Verfügung. Das Vorgerüst VG2 wird hierdurch entlastet bzw. kann ggf. komplett entfallen. Die Ausführungsvariante besteht somit aus den Schritten Anstauchen der Flansche in den Kalibern K1 bis K3 des Vorgerüstes VG1 , Teilumformung der an die Flansche angrenzenden Stegbereiche durch das Vorgerüst VG2, sowie Fertigstellung des Vorprofils VP durch Teilumformung im Bereich der Stegmitte im Vorgerüst VG3. Die Flanschbearbeitung im Kaliqber K3 erfolgt in gleicher Bearbeitungsposition des Vorprofils wie im Kaliber K2. Eine Drehoperation des Vorprofils VP zwischen den Kalibern K2 und K3 entfällt hiermit.

Fig. 15.1 .1 zeigt schematisch das Verfahren zur Herstellung keilförmiger Brammen durch Längsprofilwalzen rechteckförmiger Strangguss Brammen als Ausgangsmaterial für die Herstellung der tragenden Elemente mit nicht parallelen Rippen bzw. veränderlichen Querschnitten. Blickrichtung ist die Walzrichtung. Ausgangsmaterial sind Brammen mit konstantem Rechteckquerschnitt, die mit herkömmlichen Stranggießanlagen hergestellt werden. Diese Brammen werden anschließend durch Längsprofilwalzen zu keilförmigen Brammen weiterverarbeitet. Dafür kommt entweder ein separates Längsprofilwalzgerüst oder, wie hier gezeigt, ein modifiziertes Vorgerüste VG1 zum Einsatz. Die Keilform der Bramme BRA wird dabei im Kaliber K1 durch permanente, synchron zur Vorschubbewe- gung erfolgende Änderung des Walzspaltes WSP erzeugt. Die Änderung des Walzspaltes erfolgt, wie dargestellt über die Oberwalze OVG1 und / oder über die Unterwalze UVG1 . Sofern eine gleichzeitige Verstellung von Ober- und Unterwalze bevorzugt wird, empfiehlt sich eine um 90° gedrehte Anordnung der Walzen. Der Vorschub VBR ist senkrecht zur Zeichenebene gerichtet. Aufgrund der hohen Stauchkräfte im Kaliber K1 kommt es zu einer unerwünschten seitlichen Ausbauchung der Bramme, die mit dem Kaliber K2 kompensiert wird. Dazu wird die Bramme BRA um 90° gedreht und im Kaliber K2 mit konstantem Walzspalt gewalzt. Der Vorgang mit den Kalibern K1 und K2 wird erforderlichenfalls mehrfach wiederholt. Der Neigungswinkel wird dabei von Stich zu Stich vergrößert, bis die gewünschte Keilform erreicht ist. Mit dem Kaliber K3 wird die Bramme anschließend ein- gekerbt. Die eingekerbten Längsseiten werden mit dem Kaliber K4 weiter gestaucht und geweitet. Die anschließende Weiterverarbeitung des Vorprofils VP entspricht der unter Fig. 15.1 beschriebenen Ausführungsvariante. Mit dem Vorgerüst VG2 werden zunächst Teilbereiche des an die Flansche angrenzenden Stegs umgeformt. Die Fertigstellung des Vorprofils VP im Bereich der Stegmitte erfolgt mit dem Vorgerüst VG3.

Fig. 15.1 .2 zeigt schematisch ein modifiziertes Verfahren zur Herstellung keilförmiger Brammen durch Längsprofilwalzen rechteckförmiger Strangguss Brammen als Ausgangsmaterial für die Herstellung der tragenden Elemente mit nicht parallelen Rippen bzw. veränderlichen Querschnitten in der Seitenansicht. Alternativ können keilförmige Brammen aus stranggegossenen Brammen mit konstantem Rechteckquerschnitt mit Längsprofilwalzgerüsten LPW hergestellt werden. Dazu ist eine Gerüstanordnung entsprechend der Abbildung bestehend aus Oberwalze OBW, Unterwalze UBW und seitlichen Walzen SBW1 und SBW2 erforderlich. Die Ausgangsbramme mit konstantem Rechteckquerschnitt wird dazu mit der Vorschubbewegung VBR reversierend zwischen der Oberwalze OBW und der Unterwalze UBW des Längsprofilwalzgerüstes LPW hin und her bewegt. Dabei wird der Walzspalt WSP zwischen OBW und UBW permanent, synchron zur Vorschubbewegung V _B R verringert. Von Stich zu Stich wird, ausgehend von der ge- strichelt dargestellten Rechteckform, eine Rampe mit größer werdendem Neigungswinkel gewalzt, bis schließlich die gewünschte Keilform der Bramme BRA erreicht ist. Die Breite der Bramme wird von den seitlichen Walze SBW1 und SBW2 kontrolliert. Der Walzspalt zwischen den seitlichen Walzen bleibt beim Walzen konstant.

Fig. 15.1 .3 zeigt schematisch eine weitere Modifikation des Verfahrens zur Herstellung keilförmiger Brammen durch Längsprofilwalzen rechteckförmiger Strangguss Brammen als Ausgangsmaterial für die Herstellung der tragenden Elemente mit nicht parallelen Rippen bzw. veränderlichen Querschnitten in der Draufsicht. Zur Herstellung keilförmiger Brammen mit symmetrischer Keilform aus stranggegossenen Brammen mit konstantem Rechteckquerschnitt wird die Bramme BRA bevorzugt mit der Breitseite in liegender Posi- tion, d.h. gegenüber Fig. 15.1 .2 um 90° gedreht, gewalzt. Die nach dem Walzen keilförmig ausgebildeten Seiten der Bramme zeigen dabei zu den seitlichen Walzen SBW1 bzw. SBW2. Der Walzspalt zwischen OBW und UBW bleibt konstant, während der Walzspalt WSP zwischen den seitlichen Walzen SBW1 bzw. SBW2 entsprechend der gewünschten Keilform synchron zur Vorschubbewegung V _B R permanent angepasst wird.

Fig. 15.2 zeigt schematisch die Walzenanordnung und Kinematik der REF-Gerüstgruppe zum Walzen des modifizierten Breitflanschträgers nach Fig. 15 als Vorprodukt für die Herstellung der tragenden Elemente in der Vorderansicht des Roughing Gerüsts. Die Erläuterungen erfolgen am Beispiel des Roughing Gerüsts RG für nicht parallele Flansche. Die Walzenbezeichnungen sind durch den Zusatz R gekennzeichnet. Die Walzenanordnung beim Fertigwalzen im Finishing Gerüst FG ist identisch. In der Abkantgruppe (Edging Gerüst EG) fehlen die seitlichen Walzen SWR1 und SWR2. Wie man der Darstellung entnimmt, sind zwischen den Flanschen FLo bzw. FLu zwei Walzenpaare, bestehend aus Oberwalzen OR1 bzw. OR2, sowie Unterwalzen UR1 bzw. UR2 mit horizontalen Achsen angeordnet. Die Walzenpaare liegen unmittelbar an den Flanschen an. Linkes und rech- tes Walzenpaar sind zueinander beabstandet, d. h. die Walzenbreite ist geringer als die kleinste Flanschbreite. Zwei Walzenpaare sind notwendig, da in dieser Figur Breitflanschträger mit nicht parallelen Flanschen gewalzt werden. Für parallele Flansche würde dagegen ein Walzenpaar ausreichen. Im Zusammenspiel mit Oberwalze OVG3 und Unterwalze UVG3 des vorgeschalteten Vorgerüstes VG3, hier gestrichelt dargestellt, können mit der dargestellten Walzenanordnung auch parallele Flansche gewalzt werden, mit einer in Breitenrichtung konstanten oder nicht konstanten Wandstärke des Steges. Die Walzen sind entsprechend der Darstellung mit den Radien r2 bzw. r3 aus Fig. 15 versehen. Die Achsen der Ober- und Unterwalzen sind zur Zeichenebene entsprechend des Flanschverlaufs geneigt. Die Schwenkwinkel werden so gewählt, dass die Achsen beider Walzenpaare OR1 und UR1 bzw. OR2 und UR2 jeweils senkrecht auf dem zugehörigen Flansch stehen. Die senkrechte Anordnung der Achsen zu den Flanschen ist aus Fig. 15.3 ersicht- lieh. Aufgrund der zur Längsachse spiegelsymmetrischen Achsenneigungen sind die Walzenpaare getrennt gelagert. Die Lagerung auf einer gemeinsamen Welle ist aus kinematischen Gründen nur bei parallelen Flanschverläufen möglich. Damit die Walzen dem veränderlichen Flanschabstand folgen können, ist eine seitliche Nachführung entsprechend der Pfeilrichtungen notwendig. Die Walzen sind hierzu auf schwenkbaren Linearschlitten gelagert und werden über NC-gesteuerte Antriebe permanent nachgeführt. Die Nachführbewegung der Walzen wird dabei über die numerische Steuerung des Gerüstes (Numeri- cal Control bzw. NC-Steuerung) mit der Vorschubbewegung des Walzgutes synchronisiert. Der Neigungs- bzw. Schwenkwinkel des jeweiligen Linearschlittens ist senkrecht zum entsprechenden Flansch eingestellt. Der Abstand der beiden mittleren Walzenpaare zueinander ändert sich mit der Vorschubbewegung des Walzguts. Der Walzenabstand der seitlichen Walzen, welche mit vertikalen Achsen ausgestattet sind, verändert sich ebenfalls entsprechend des Flanschabstandes. Hierzu werden die Walzen SWR1 und SWR2, analog zu den angrenzenden Ober- und Unterwalzen in Richtung der Pfeile translatorisch über NC-gesteuerte Linearachsen mit starken Antrieben nachgeführt. Während bei beid- seitiger, d. h. symmetrischer Verjüngung des Profils, beide Walzen SWR1 und SWR2, sowie die entsprechenden Ober- und Unterwalzen in gleicher Weise nachgeführt werden müssen, wird bei einseitiger Verjüngung, wie in Fig. 6 dargestellt, nur die Walze der jeweiligen Seite nachgeführt. Bei betragsmäßig unterschiedlichen Neigungswinkeln ist die Nachführbewegung auf den jeweiligen Neigungswinkel abgestimmt. Auch Profile mit ver- änderlichen Neigungswinkeln, wie in den Figuren 6.1 und 6.2 abgebildet, können auf diese Weise hergestellt werden. Hierzu wird der Schwenkwinkel der Achsen und die Nachführbewegung der Walzen während der Vorschubbewegung über die NC-Steuerung der Gerüste entsprechend angepasst. Durch den reversierenden Betrieb der REF- Gerüstgruppe mit wiederholt alternierender Vorschubbewegung senkrecht zur Zeichen- ebene erfolgen die seitlichen Walzenbewegungen abwechselnd in beide Pfeilrichtungen. Hierdurch verändert sich der seitliche Abstand der Oberwalzen OR1 bzw. OR2, sowie der Unterwalzen UR1 bzw. UR2. Es bildet sich der in Fig. 5.1 beschriebene verdickte Streifen mit konischem Verlauf. Dieser kann im Einzelfall zum Beispiel zur Verstärkung von Öffnungen entsprechend Fig. 5.3 erwünscht sein. Sofern der verdickte Streifen nicht er- wünscht ist, lässt sich dieser im Zusammenspiel mit dem Vorgerüst VG3 vor der REF- Gerüstgruppe vermeiden. Wenn die tragenden Elemente grundsätzlich durch einen verdickten Streifen verstärkt werden sollen, kann das Vorgerüst VG3 ggf. entfallen. Nachfolgend wird beschrieben, wie eine einheitliche Wandstärke w2 zwischen den Flanschen erreicht wird. Damit sich Flansche mit konstanten Abmessungen in Längsrichtung des Bauteils ergeben, müssen die Walzspalte in einer bestimmten Reihenfolge verändert werden. Da die Walzenpaare OR1 und UR1 bzw. OR2 und UR2 maßgeblich zur Ausformung der Flansche beitragen, wird hier immer zuerst der Walzspalt WSP verringert. Die Anpas- sung des Walzspaltes zwischen Oberwalze OVG3 und Unterwalze UVG3 des Vorgerüstes VG3 erfolgt unmittelbar im Anschluss. Dieser abwechselnde Vorgang der Walzspaltanpassung wiederholt sich so oft bis die gewünschte Wandstärke w2 durchgängig erreicht ist. Es wird folglich immer zuerst eine Vertiefung im Bereich der Flansche gewalzt. Mit dem Vorgerüst VG3 wird im darauf folgenden Walzschritt die Verdickung in der Prof il- mitte eingeebnet. Alternativ lässt sich mit dem Vorgerüst VG3 eine bleibende Vertiefung in Profilmitte erzeugen. Die Mitte des Steges trägt im Gegensatz zu den Flanschbereichen nur wenig zum Gesamtflächenträgheitsmoment von Trägerprofilen bei, so dass hier eine lokal geringere Wandstärke aus Gewichtsgründen von Vorteil sein kann (siehe hierzu Fig. 6). Dem gegenüber ist eine Vertiefung bei Schalentragelementen nicht zielführend. Indem die seitlichen Flanschbereiche mit den Walzenpaaren OR1 und UR1 bzw. OR2 und UR2 zuerst gewalzt werden, wird immer das gleiche Materialvolumen während der Vorschubbewegung in die seitlichen Flansche FLo bzw. FLu verdrängt. Dies ist wichtig, da sich sonst ungleichmäßige Flansche bilden. Die Walzenbahnen der drei mittleren Walzenpaare überlappen sich in Folge des konischen Verlaufs der Flansche in einer variierenden Breite ÜL, so dass sich ein gleichmäßiger und weitgehend gratfreier Übergang ergibt. Ein Abrunden bzw. Anschrägen der Walzenkanten trägt ebenfalls zur Ausbildung eines gleichmäßigen Übergangs bei. Ein eventueller Restgrat kann durch nachträgliches Verputzen entfernt werden. Zum Anstauchen der verdickten Längskanten Lk wird die Edging- Gerüstgruppe verwendet.

Die entsprechenden seitlichen Walzen aller drei Gerüstgruppen sind durch die gestrichelt dargestellten Ausnehmungen profiliert. Um die erforderlichen Stauchkräfte zum Ausformen der Ausnehmungen aufzubauen, werden an den seitlichen Walzen die auf der linken Seite gestrichelt dargestellten Konturänderungen vorgenommen. Beidseitig verdickte Längskanten lassen sich mit den seitlichen Walzen nach dem Hochbiegen der unteren Flanschhälften anstauchen. Ober- und Unterwalzen werden entsprechend der gewünschten Form der Verdickung konturiert. Die Ausnehmungen an den seitlichen Walzen entfallen. Mit dieser Anordnung können auch einseitige Verdickungen erzeugt werden.

Zur Erzielung unterschiedlicher Flanschlängen FLo bzw. FLu wird die Edging- Gerüstgruppe herangezogen.

Dies kann wünschenswert sein, wenn nur kurze Rippen aber breite Schalentragelemente benötigt werden. Das Prinzip des unsymmetrischen Stauchens der Flansche wird im Zu- sammenhang mit Fig. 16 erläutert, da dieses Prinzip auch bei U-Profilen Anwendung findet.

Die Anpassung der Flanschdicken bzw. tf2 nach Fig. 6 wird erreicht, indem beim Walzen der Abstand der seitlichen Walzen zu den Flanken Ober- und Unterwalzen verringert wird.

Fig. 15.3 zeigt schematisch die Walzenanordnung und Kinematik der REF-Gerüstgruppe zum Walzen des modifizierten Breitflanschträgers als Vorprodukt für die Schalentragele- mente mit parallelen oder nicht parallelen Rippen, sowie zum Walzen von Breitflanschträ- gern mit veränderlichem Querschnitt in der Draufsicht. Die Walzenanordnung zur Herstellung der Schalentragelemente mit integrierten Rippen, sowie der Breitflanschträger mit veränderlichen Querschnitten ist identisch. Lediglich das Walzenprofil der seitlichen Walzen SWF1 und SWF2 im Finishing-Gerüst FG ist unterschiedlich.

Da die Schalentragelemente mit integrierten Rippen nach der erfindungsgemäßen X-X- Methode im Direktwalzverfahren gewalzt werden, müssen die Walzen SWF1 und SWF2 profiliert sein.

Durch die profilierten Walzen wird die X-Form des Breitflanschträgers beibehalten, was sich vorteilhaft auf den anschließenden Biegeprozess auswirkt. Erfolgt keine Weiterverarbeitung zu Schalentragelementen, muss das Finishing-Gerüst FG die typische H-Form von Breitflanschträgern erzeugen. Hierzu müssen die Walzen SWF1 und SWF2 zylindrisch sein.

Es reicht daher aus, das Verfahren einer modifizierten REF-Gruppe für einen der beiden Anwendungsfälle zu beschreiben. Die Beschreibung erfolgt anhand eines Breitflanschträgers BT mit der typischen H-Form und veränderlichem, d.h. gevouteten Querschnitt.

Die Querschnittsveränderung kann, wie dargestellt, symmetrisch auf beiden Seiten durch entsprechende Neigung der Flansche FLo bzw. FLu erfolgen. Die Querschnittsveränderung kann auch unsymmetrisch durch Neigung nur einer Flanschseite erfolgen, wie in Fig. 6 dargestellt ist. Prinzipiell sind auch in einem Stück gewalzte Querschnittsverläufe mit veränderlicher Neigung der Flansche analog der Figuren 6.1 und 6.2 möglich. Alternativ ist die Herstellung durch Zusammenschweißen nahtlos gewalzter parallelflanschiger und nicht parallelflanschiger Breitflanschträgerabschnitte möglich. Hierzu wird auf die Erläuterungen zum Rührreibschweißen unter Fig. 14.2 verwiesen. Die Reihenfolge beim Walzen von Breitflanschträgern ist beim Walzen von parallelen und nicht parallelen Flanschen identisch. Das Walzgut durchläuft die REF-Gruppe in der Reihenfolge Roughing-Gerüst RG, Edging-Gerüst EG und Finishing-Gerüst FG. Der sich ausformende Breitflanschträger BT wird dabei mit der Vorschubgeschwindigkeit V, wie durch den Pfeil angedeutet, rever- sierend bewegt. Die Neigung der Flansche FLo bzw. FLu hat zur Folge, dass die Ober- und Unterwalzen aller drei Gerüste translatorisch, entsprechend der Pfeile, nachgeführt werden müssen. Die Walzenachsen stehen genau senkrecht auf den entsprechenden Flanschen. Die Nachführung erfolgt über Linearschlitten und starke NC-gesteuerte Antriebe, die die Nachführbewegung mit der Vorschubbewegung V synchronisieren. Dies gilt ebenso für die seitlichen Walzen SWR1 , SWR2, SWF1 und SWF2. Betragsmäßig gleiche bzw. ungleiche Neigungswinkel beider Seiten und die daraus resultierenden Konsequenzen für die Nachführbewegungen der Walzen wurden bereits in Fig. 15.2 beschrieben. Die Walzspalte zwischen den Ober- und Unterwalzen bzw. zu den seitlichen Walzen werden dabei mit jedem Reversierhub schrittweise verringert, so dass sich die gewünschte Ausformung der Flansche, sowie des Steges St ergibt. Um einen keilförmigen Streifen mit erhöhter Wandstärke in Profilmitte nach Fig. 5.1 zu vermeiden, werden abwechselnd die Walzspalte der Ober- und Unterwalzen der REF-Gerüstgruppe, sowie der hier nicht dar- gestellten Vorgerüstgruppe VG3 reduziert, bis sich schließlich eine einheitliche Wandstärke w2 zwischen den Flanschen ausbildet. Die Bahnen der beteiligten Walzen, hier gestrichelt dargestellt, überlappen sich hierbei mit einer veränderlichen Breite ÜL. Alternativ kann in der Mitte des Steges St gezielt eine Vertiefung gewalzt werden.

Fig. 15.3.1 zeigt schematisch eine alternative Walzenanordnung und Kinematik der REF- Gerüstgruppe zum Walzen des modifizierten Breitflanschträgers als Vorprodukt für die Schalentragelemente mit parallelen oder nicht parallelen Rippen, sowie zum Walzen von Breitflanschträgern mit veränderlichem Querschnitt in der Draufsicht. Gegenüber der Anordnung aus Fig. 15.3 werden nicht die Walzenachsen geschwenkt, sondern das Walzgut. Mit dem nachfolgend beschrieben Verfahren können die erfindungsgemäßen Schalentra- gelemente mit parallelen oder nicht parallelen Rippen, sowie Breitflanschträgern mit veränderlichem Querschnitt auf vorhandenen Walzstraßen unter Nutzung herkömmlicher REF-Gerüste hergestellt werden. Dazu wird der Breitflanschträger BT bzw. das Vorprodukt VPR wie dargestellt in zwei aufeinander folgenden Schritten durch lokales Walzen jeweils einer Flanschseite hergestellt. Entsprechend der Abbildung wird in Schritt 1 zuerst der linke Flanschbereich gewalzt. Alternativ kann zuerst der rechte Flanschbereich gewalzt werden. Die seitlichen Walzen SWR1 ' und SWF1 ' befinden sich wie gezeigt jeweils in Position POS1 . Der Breitflanschträger liegt mit der Außenseite des linken Flansches Flo an den seitlichen Walzen SWR1 ' und SWF1 ' an. Um den Breitflanschträger zur Anlage an die seitlichen Walzen SWR1 ' und SWF1 zu bringen, wird der Breitflanschträger mit den seitlichen Verfahrachsen der gegenüberliegenden Walzen SWR2' und SWF2' nach links bewegt. Die Walzen SWR2' und SWF2' werden dazu wie dargestellt von der Position POS 1 in die Position POS 2 gebracht. Der Breitflanschträger kann alternativ mit nicht dargestellten Verfahreinheiten, beispielsweise mit Stellzylindern, in die Bearbeitungsposition für den linken Flanschbereich gebracht bzw. vorzentriert werden. Dies kann in der REF-Gruppe oder in einem vorgelagerten Bereich der Walzstraße erfolgen. Der Walzspalt WSP zwischen den horizontalen Ober- und Unterwalzen ist dabei geöffnet, so dass die Ausrichtung nicht behindert wird. Sobald die Bearbeitungsposition für den linken Flanschbereich erreicht ist, beginnt das reversierende Walzen des Breitflanschträgers mit den REF-Gerüsten RG, EG und FG. Der Walzspalt wird dabei entsprechend eingestellt. Die seitlichen Walzen SWR1 ' und SWF1 ' bleiben dabei jeweils in Position POS1 . Damit die Außenseite des linken Flansches Flo beim reversierenden Walzen auf Anschlag zu den seitlichen Walzen SWR1 ' und SWF1 ' bleibt, werden die gegenüberliegenden Walzen SWR2' und SWF2' entsprechend der Keilform des Walzgutes in Richtung der Pfeile über die zugehörigen Zustellachsen seitlich permanent nachgeführt. Dabei bewegen sich die Walzen SWR2' und SWF2' reversierend zwischen den Positionen POS1 und POS2. Die Reversierbewegung ist mit dem Vorschub V des Walzgutes über die nicht dargestellte Anlagensteuerung synchronisiert. Die Oberwalzen OR1 ', OE1 ' und OF1 ' sowie die entsprechenden Unterwalzen sind aufgrund der Keilform des Walzgutes kleiner als der minimale Abstand zwischen dem linken und rechten Flansch Flo und bearbeiten den Breitflanschträger in Schritt 1 links der gestrichelten Linie. Dabei liegen die Ober- und Unterwalzen wie dargestellt an der Innenseite des linken Flansches Flo an. Wenn der linke Flanschbereich fertiggestellt ist, wird in Schritt 2 der rechte Flanschbereich bearbeitet. Dazu wird das Walzgut bzw. der Breitflanschträger BT mit der Außenseite des rechten Flansches Flo bei geöffnetem Walzspalt an den seitlichen Walzen SWR2' und SWF2' zur Anlage gebracht. Dies erfolgt über eine Verfahrbewegung der gegenüberliegenden Walzen SWR1 ' und SWF1 ', über seitliche Verfahrbewegungen mit den Ober- und Unterwal- zen oder alternativ über nicht dargestellte Verfahreinheiten. Die Bearbeitung des rechten Flanschbereichs erfolgt spiegelbildlich analog zu Schritt 1 . Die Walzen SWR2' und SWF2' bleiben dabei in Position POS1. Die gegenüberliegenden Walzen SWR1 ' und SWF1 ' werden reversierend zwischen den Positionen POS1 und POS2 synchron zum Vorschub V hin und her bewegt und halten die Außenseite des rechten Flansches Flo auf Anschlag zu den Walzen SWR2' und SWF2'. Die Oberwalzen ORT, OE1 ' und OF1 ' sowie die entsprechenden Unterwalzen müssen beim Walzen des Bereichs rechts der gestrichelten Linie an der Innenseite des rechten Flansches Flo anliegen. Dazu werden die Oberwalzen OR1 ', OE1 ' und OF1 ' sowie die entsprechenden Unterwalzen in Richtung der gestrichelten Pfeile auf den zugehörigen Walzenachsen auf Anschlag nach rechts bewegt. So- fern die REF-Gerüste eine seitliche Verfahrbewegung der horizontalen Achsen nicht zulassen, werden die Walzenkörper der Ober- und Unterwalzen verschiebbar auf den Walzenachsen angebracht. Die Übertragung der Antriebskräfte für den Walzenvorschub erfolgt in diesem Fall nach dem Nut-Feder-Prinzip. Die Verschiebebewegungen und die seitliche Arretierung der Walzenkörper auf den Achsen erfolgt über eine hier nicht dargestellte schaltbare Mechanik an den Achsen. Ein Walzenwechsel wie in der Figur am Beispiel der Oberwalzen durch die Bezugszeichen OR2', OE2' und OF2'angedeutet, stellt eine weitere Möglichkeit dar, bedeutet jedoch hohe Rüstzeiten.

Fig. 15.3.2 zeigt schematisch eine weitere Walzenanordnung und Kinematik der REF- Gerüstgruppe zum Walzen des modifizierten Breitflanschträgers als Vorprodukt für die Schalentragelemente mit parallelen oder nicht parallelen Rippen, sowie zum Walzen von Breitflanschträgern mit veränderlichem Querschnitt in der Draufsicht. Wesentlicher Vorteil dieser Anordnung gegenüber Fig. 15.3.1 ist, dass die Lage der Oberwalzen OR1 ', OE1 ' und OF1 ' sowie der entsprechenden Unterwalzen erhalten bleibt. Eine Verschiebbarkeit der Walzenkörper auf den zugehörigen Walzenachsen oder ein Walzenwechsel, wie in Fig. 15.3.1 beschrieben, ist nicht erforderlich. Der Ablauf von Schritt 1 ist identisch mit Fig. 15.3.1 . Bei Schritt 2 wird die Innenseite des rechten Flansches Flo, anders als in Fig. 15.3.1 , dadurch mit den seitlichen Flanken der Oberwalzen OR1 ', OE1 ' und OF1 ' bzw. mit den entsprechenden Flanken der Unterwalzen zur Anlage gebracht, dass mit den seitlichen Walzen SWR2' und SWF2' die Position POS3 angefahren wird. Die Position POS3 befindet sich links der Position POS 2. Das Walzgut bzw. der Breitflanschträger liegt dadurch in Schritt 2 insgesamt weiter links als in Fig. 15.3.1 . Die seitlichen Walzen SWR1 ' und SWF1 ' nehmen ebenfalls Positionen weiter links ein. Die Positionen sind mit den Be- zugszeichen POS 3 und POS 4 gekennzeichnet. Die Walzen SWR1 ' und SWF1 ' werden entsprechend Keilform und Vorschub V reversierend zwischen POS 3 bzw. POS 4 bewegt.

Fig. 15.4 zeigt schematisch das Verfahren zum Biegen des modifizierten Breitflanschträgers zu den tragenden Elementen am Beispiel von Schalentragelementen mit integrierten Rippen in einem Schnitt.

Die Erläuterung des Biegevorgangs, der integraler Bestandteil des erfindungsgemäßen Direktwalzverfahrens nach der X-X-Methode ist, erfolgt exemplarisch für die Herstellung einer ebenen, plattenförmigen Endkontur mit integrierten, senkrecht zur Platte angeordneten Rippen mit einer Unterteilung in vier Schritte.

In der Praxis kann eine feinere Unterteilung mit kleineren Biegewinkeln pro Biegeschritt notwendig sein. Für das Grundverständnis sind jedoch vier Prozessschritte ausreichend. In der Figur wird nur eine Flanschseite gezeigt, da der Biegevorgang auf der gegenüber liegenden Seite analog erfolgt.

Anders als die vorhergehenden Walzschritte erfolgt das Warm-Walzprofilieren nicht im Reversierbetrieb, sondern bevorzugt in unidirektionaler Vorschubrichtung senkrecht zur Zeichenebene. Im ersten Schritt wird der untere Flansch FLu aus der gestrichelt dargestellten Ausgangslage um einen definierten Winkel, entsprechend der Biegerichtung BR nach oben gebogen. Der obere Flansch FLo biegt sich hierbei um einen geringfügig kleineren Winkel nach rechts mit. Der Ausgangsradius r3 vergrößert sich hierbei zum Radius r3 ^' . Die mit durchgezogener Linie dargestellte Sollkontur nach dem ersten Biegeschritt ergibt sich aus der Kontur des profilierten Walzspaltes WSP. Der Walzspalt wird bei parallelen Flanschen von einem Walzenpaar mit horizontalen Achsen bestehend aus Oberwalze OP1 und Unterwalze UP1 gebildet. Eine Veränderung der Wandstärke w2 ist nicht beabsichtigt. Die Oberwalze OP1 besitzt eine Nut NU1 zur Aufnahme des Flansches FLo. Die Nutgeomet- rie ergibt sich aus der Flanschgeometrie und Winkellage von FLo, wobei die Nutbreite stets größer sein muss, als die Flanschdicke. Alternativ kann die Funktion der Nut NU1 in der Oberwalze OP1 durch zwei einzelne, zueinander beabstandete Oberwalzenscheiben ersetzt sein. Sofern der Breitflanschträger BT nicht parallele Flansche aufweist, ist eine Aufteilung in zwei Walzenpaare mit getrennten Achsen notwendig.

Die zugehörigen Walzenachsen sind entsprechend der Flanschverläufe geneigt und über NC-gesteuerte Linearachsen mit geeigneten Antrieben, z.B. Spindelantrieben, nachgeführt.

Das Grundprinzip nachgeführter Walzen entspricht weitgehend den Erläuterungen in den Figuren 15.2 und 15.3. Im zweiten Schritt wird der untere Flansch FLu durch ein weiteres Walzenpaar, bestehend aus Oberwalze OP2 und Unterwalze UP2, entsprechend der Biegerichtung BR weiter nach oben in die Endlage FLu ^' gebogen. Die Biegung erfolgt entsprechend der modifizierten Profilierung des Walzspaltes. Der Flansch FLo biegt sich weiter nach rechts in die Endlage FLo ^' , die von der Nut NU2 vorgegeben ist, und bildet von nun an die Rippe Rp. Der Winkel zwischen beiden Flanschhälften verringert sich da- bei. Im dargestellten Beispiel stellt sich ein rechter Winkel zwischen FLo ^' und FLu ^' ein. Der Winkel zwischen FLu ^' und St vergrößert sich auf 180°.

Durch Rückfederung können sich nach dem Walzen unerwünschte Abweichungen der Winkellagen von FLo ^' und FLu ^' ergeben. Es kann daher, abhängig von den material- und temperaturabhängigen Rückfederraten zweckmäßig sein, die Rückfederung bei der Kon- turierung der Walzen zu berücksichtigen. Das Vorhalten der Rückfederung beim Walzprofilieren wird vom Fachmann beherrscht und ist in Fig. 15.4 nicht berücksichtigt. Der Biegevorgang verändert zudem die Radien.

Der Radius r3 ^' vergrößert sich zu unendlich. Hierbei entstehen lokale Zugspannungen im Material. Die Radien r2 links und rechts des oberen Flansches verringern sich zu r2 ^' . Dies führt zu lokalen Druckspannungen im Material. In der Praxis können zur Erreichung dieser Kontur mehr als zwei Biegeschritte notwendig sein. Auf das beschriebene Grundprinzip hat dies jedoch keinen Einfluss. Im dritten Schritt wird die Rippe Rp hinsichtlich der Winkellage durch eine seitliche Walze SP1 mit vertikaler Achse, sowie einem Walzenpaar OP3 und UP3 mit horizontalen Achsen kalibriert, d. h. es wird ein Winkel von exakt 90° zwischen Rippe Rp und Steg St eingestellt. Dieser Schritt ist aufgrund der Rückfederung des Materials notwendig. Alternativ kann das Kalibrieren der Rippe mit einem Walzenpaar, bestehend aus zwei seitlichen Walzen SP1 und SP2 erfolgen. Die Variante mit der Walze SP2 ist in dieser Figur gestrichelt dargestellt. Im vierten Schritt wird die Unterseite des tragenden Elements mit Hilfe eines weiteren Walzenpaares, bestehend aus Oberwalze OP4 und Unterwalze UP4 kalibriert. Über den Absatz in der Oberwalze OP4 wird eine Kraft F auf die Oberkante der Rippe Rp aufgebracht. Die Kraft F führt zu einer Stauchung des Materials in der Rippe Rp, sowie im Bereich des ursprünglichen Radius r3. Die Zugspannungen an der Unterseite des tragenden Elementes im Bereich r3 bauen sich hierbei ab. Eventuelle Einfallstellen werden beseitigt und es bildet sich eine glatte Unterseite aus. Die Rippe Rp wird auf die endgültigen Maße hr1 bzw. hr2 gestaucht (vergleiche Fig. 5.1 ). Das beschriebene Verfahren bezieht sich, wie einleitend erwähnt, auf die Herstellung der tragenden Elemente in Form von ebenen Schalentragelementen mit integrierten Rippen, insbesondere auf Schalentragelemente mit großen Wandstärken, die im Grobblechbereich üblich sind. Diese Ausführungsform der tragenden Elemente wird dementsprechend als Grobblech mit integrierten Rippen bezeichnet. EN 10079 definiert Grobblech als Flacherzeugnis mit Dicken über 3 mm. Das erfindungsgemäß im Direktwalzverfahren nach der X-X-Methode hergestellte Grobblechprodukt lässt sich entsprechend der Trag- werksgeometrie formen und beispielsweise zu tragenden Elementen in Form von gebogenen Schalentragelementen weiterverarbeiten.

Um gebogene Schalentragelemente für polygonförmige Tragwerke zu erzeugen, sind im Bereich zwischen den Rippen zusätzliche Abkantungen mit dem Abkantwinkel δ notwendig. Die Winkel γ1 und γ2 der Rippen Rp sind ebenfalls anzupassen (vergleiche Figuren 5ff). Außerdem ist es grundsätzlich möglich mit einem entsprechend profilierten Walzspalt auch gebogene Schalentragelemente mit stetig gerundeter Kontur zu erzeugen. Dem Fachmann wird es aufgrund des zuvor beschriebenen Biegeverfahrens keine Schwierig- keiten bereiten, die Walzengeometrie, insbesondere die Walzenoberflächen und die Nutgeometrie entsprechend anzupassen. Die Vergrößerung des Biegewinkels vom unteren Flansch FLu hat zur Folge, dass weitere Biegeschritte einzuplanen sind. In der Regel sollte der Biegewinkel pro Biegeschritt 15° nicht überschreiten. In der Praxis sind auch für den oben beschriebenen Fall ebener Schalentragelemente zusätzliche Operationen mit entsprechend mehr Gerüsten vorzusehen.

Fig. 15.5 zeigt schematisch eine Verfahrensvariante zum Biegen des modifizierten Breitflanschträgers zu den tragenden Elementen am Beispiel von Schalentragelementen mit integrierten Rippen. Wie in Fig. 15.4 erfolgt das Biegen im Warm-Walzprofilierverfahren in vier oder mehr Schritten. Die nachfolgend beschriebene Ausführungsvariante bezieht sich auf den Schritt 1 . Hauptunterschied ist die modifizierte Walzenanordnung. Das Gerüst WPG1 ' enthält eine obere und untere Profilierwalze OP1 ' bzw. UP1 ' mit horizontalen Achsen sowie eine zusätzliche seitliche Profilierwalze SP3 mit vertikaler Achse. Die Profilierwalzen OP1 ' und UP1 ' haben, wie man leicht erkennt, eine modifizierte Geometrie. Diese Anordnung hat den Vorteil, dass der obere Flansch FLo in definierter Weise aufgerichtet wird. Der Flansch FLo wird dazu mit der seitlichen Profilierwalze SP3 aus der gestrichelten Position in Pfeilrichtung BR nach rechts zur seitlichen Kontur der Profilierwalze OP1 ' auf Anschlag gebracht. Die Anlagefläche ist leicht geneigt, der Flansch FLo wird also nicht vollständig aufgerichtet. Der untere Flansch FLu biegt sich dabei um einen hier nicht bezeichneten Winkel mit nach oben. Würde man den Flansch FLo in Schritt 1 vollständig in die Vertikale bringen, könnte das nachfolgende Hochbiegen des unteren Flansches FLu nach dem Walzen zu einer Überschreitung des rechten Winkels des oberen Flansches FLo führen. Das Biegen des unteren Flansches FLu in die Horizontale und des oberen Flansches Flo in die Vertikale sowie das Kalibrieren der Geometrie kann analog zu den Schritten 2 bis 4 nach Fig. 15.4 erfolgen.

Fig. 15.6 zeigt schematisch den Verfahrensablauf zur Herstellung der tragenden Elemente am Beispiel der Schalentragelemente mit mehr als zwei Rippen. Die nachfolgenden Ausführungen beziehen sich auf die Herstellung von Schalentragelementen bzw. Grobblechen mit vier integrierten Rippen und erfolgen beispielhaft für das tragende Element 2.m. Durch Wiederholung der Schritte 3 bis 6 können auch tragende Elemente bzw. Grobbleche mit mehr als vier Rippen Rp hergestellt werden. Schritt 1 ist die Herstellung des Vorprodukts VPR in Form eines modifizierten Breitflanschträgers nach den Figuren 14.1 bis 15.3.2. Eine mögliche Geometrie des Vorprodukts, in der die Flanschhälften gleich lang sind, geht aus Fig. 15 hervor. Nicht immer ist es zweckmäßig, die Flanschhälften gleich lang auszubilden. Die Geometrie der oberen Flanschhälfte FLo ist abhängig von der erforderlichen Rippenhöhe und kann gleich lang, kürzer oder länger als die untere Flanschhälfte FLu sein. In Fig. 15.6 ist FLo kürzer als FLu. Ein Verfahren zur Beeinflus- sung der Rippenhöhe geht aus den Erläuterungen zur Fig. 16 hervor. Das Vorprodukt VPR wird anschließend mit Walzprofiliergerüsten zu einem ebenen Schalentragelement bzw. Grobblech mit zwei integrierten Rippen Rp weiterverarbeitet (Schritt2). Dafür kommen die Walzprofiliergerüste WPG1 bis WPG4 bzw. WPG1 ' bis WPG4 entsprechend der Verfahrensbeschreibung unter Fig. 15.4 bzw. 15.5 zum Einsatz. Im dritten und vierten Schritt wird das ebene Grobblech mit weiteren Walzprofiliergerüsten WPG 6 und WPG 7 zu einem U-förmigen Element gebogen. Die integrierten Rippen zeigen dabei jeweils nach außen. Die beiden inneren Abkantungen befinden sich genau an den Stellen, an denen die zusätzlichen Rippen benötigt werden. Abkantwinkel ist wie dargestellt ca. 60°. Bei dieser Geometrie lassen sich die inneren Rippen im fünften Schritt beispielsweise mit der Walzenanordnung nach Fig. 15.7 ausformen. Das Ausformen geschieht entweder mit den REF-Gerüsten RG, EG und FG zur Herstellung des Vorprofils VPR oder mit zusätzlichen Universalgerüsten nach den Figuren 19 bzw. 19.1 . Um zusätzliche REF-Gerüste zu vermeiden, wird bei den Walzprofiliergerüsten erfindungsgemäß eine Walzenanordnung verwendet, die einen störkonturfreien Rücktransport des Walzgutes zurück zur REF- Gerüstgruppe ermöglicht. Die Walzenkontur der Walzprofiliergerüste WPG1 bis WPG4 bzw. WPG1 ' bis WPG4 ist dazu auf das U-förmige Element abgestimmt. Beispielsweise werden Ober- und Unterwalzen, die im Bereich der Aufnahme für die U-Form nach Fig. 15.7 ausgebildet sind, verwendet. Nach Ausformung der inneren Rippen wird das U- förmige Element im sechsten Schritt durch erneutes Walzprofilieren in die dargestellte Endkontur des tragenden Elements 2.m gebogen. Theoretisch können dafür erneut die Walzprofiliergerüste WPG1 bis WPG4 bzw. WPG1 ' bis WPG4 verwendet werden. Abhän- gig vom Rüstaufwand kann es jedoch zweckmäßig sein, zusätzliche Gerüste WPG 7 bis WPGn zu verwenden.

Fig. 15.7 zeigt schematisch das Verfahren zur Herstellung tragender Elemente mit einheitlicher Wandstärke im Bereich der zusätzlichen Rippen anhand einer vergrößerten Darstellung der Einzelheit EZ aus Fig. 15.6. Bei Schalentragwerken nach Fig. 5 ist von Vorteil, wenn die tragenden Elemente im Bereich der Schale überall die gleiche Wandstärke haben, auch im Bereich der Rippen Rp. Eine Querschnittsschwächung entsprechend Figur 9 in der Patentschrift DE10322752A1 ist in der Regel nicht erwünscht. Eine Wandstärkenverminderung im Bereich der Rippen lässt sich allerdings nicht vermeiden, da das Material zur Ausformung der Rippen den angrenzenden Bereichen des Walzgutes entnommen wird. Um zu verhindern, dass der Querschnitt im Bereich der Rippen geschwächt wird, werden diese Bereiche bei der Herstellung des Vorprofils VPR mit entsprechendem Übermaß gefertigt. Diese Möglichkeit ist beim erfindungsgemäßen Direktwalzen aus Brammen, anders als beim Spaltbiegen aus Blechen, gegeben. Die Erläuterungen erfolgen anhand der vergrößerten Darstellung der Einzelheit EZ aus Fig. 15.6. Die Einzelheit EZ zeigt den Bereich der beiden zusätzlichen Rippen eines tragenden Elements 2.m mit mehr als zwei Rippen während der Herstellung. Wie man Fig. 15.7 entnimmt, sind der Stegbereich St und die unmittelbar angrenzenden, schräg nach unten gerichteten Schenkel des U-förmigen Elements vor dem Ausformen der inneren Rippen verdickt. Die Wandstärke beträgt in diesen Bereichen w3 größer als w2. In die senkrecht nach unten verlau- fenden Bereiche der Schenkel sind bereits Rippen eingeformt. Die Wandstärke entspricht dort der gewünschten Wandstärke w2. Beim Walzen der zusätzlichen Rippen nähert sich die Wandstärke w3 der Wandstärke w2 an. Nach dem Ausformen der inneren Rippen Rp hat das tragende Element überall die gleiche Wandstärke w2. Um dies zu erreichen, muss das Vorprodukt VPR mit einem verdickten Streifen entsprechender Breite gewalzt werden. Der verdickte Streifen mit der Wandstärke w3 ergibt sich, wenn das Vorprofil VPR entweder nach Fig. 15.2 mit zwei Walzenpaaren OR1 und UR1 bzw. OR2 und UR2 oder mit einem profilierten Walzenpaar mit lokaler Vertiefung gewalzt wird.

Fig. 16 zeigt schematisch das Verfahren zur Herstellung der tragenden Elemente am Beispiel von U-Profilen mit konstantem oder veränderlichem Querschnitt in der Vorderansicht.

Bei der Herstellung von U-Profilen als tragendes Element kommt die bereits beschriebene REF-Gerüstgruppe zum Einsatz.

In der Figur ist lediglich die Schrittfolge des Edging Gerüstes abgebildet, da hier die Umformung des Profils von einer H-Form in eine U-Form stattfindet. Das Auswalzen des Steges und der seitlichen Flansche mit dem Roughing Gerüst, sowie die Fertigstellung im Finishing-Gerüst, werden aus Gründen der Übersichtlichkeit nicht gezeigt. Der Umform- prozess erfolgt bei standardisierten U-Profilen unter Verwendung H-förmiger Vorprofile bzw. Beam Blanks in mehreren Schritten. Nach jedem Edging Schritt wird jeweils rever- sierend das Roughing Gerüst durchlaufen und die Wandstärke reduziert. Das Edging erfordert drei unterschiedlich ausgeformte Kaliber, die sich aufgrund der kompakten Abmessungen der Standard-U-Profile in einem Walzenpaar zusammenfassen lassen. Das erste Kaliber hat eine unsymmetrische H-Form, d.h. die Kalibertiefe ist im Bereiche der oberen Flansche geringer als bei den unteren Flanschen. Hierdurch werden die oberen Flansche stärker gestaucht und demzufolge verkürzt. Die Teilung zwischen Ober- und Unterwalze befindet sich im Steg. Kaliber zwei nähert sich bereits der U-Form an, d.h. die Kavitäten der oberen Flansche sind weitgehend verschwunden. Der Walzspalt ist ent- sprechend der fortschreitenden Wandstärkenabnahme durch die Walzarbeit des vorgelagerten Roughing Gerüstes reduziert. Kaliber drei ist U-förmig und der Walzspalt ist weiter verengt. Die Kavität der oberen Flansche ist nicht mehr vorhanden. Die Flansche des U- förmigen Profils befinden sich vollständig in den Kavitäten der Unterwalze. Beim Walzen wird der obere Flansch vollständig eingeebnet. Die Feinausformung und Fertigstellung erfolgt durch abschließende Bearbeitung mit dem Finishing Gerüst. Zur Herstellung der erfindungsgemäßen U-Profile muss der Prozess modifiziert werden. Um größere Profilbreite über 400 mm und nicht parallele Flansche verarbeiten zu können ist eine Aufteilung der Kaliberwalze in einzelne Walzenpaare mit getrennten Achsen notwendig, so dass jede Flanschseite entsprechend der unterschiedlichen Neigung mit getrennten Ober- und Un- terwalzen umgeformt werden kann. Mit dieser Anordnung können auch Standard-U- Profile mit parallelen Flanschen hergestellt werden. Ausgehend von nicht parallelen Flanschen wird entsprechend der Darstellung in den ersten beiden Schritten die linke Flanschseite mit dem Walzenpaar OER1 und UER1 umgeformt. Die Bearbeitung der rechten Flanschseite erfolgt mit dem Walzenpaar OER2 und UER2. Die Walzenpaare bestehen jeweils aus Profilwalzen mit unterschiedlicher Profiltiefe für die Flansche FLo und FLu. Aufgrund der geringeren Profiltiefe in den Oberwalzen OER1 und OER2 wird der Flansch FLo des H-förmigen Vorprofils stärker gestaucht und dementsprechend verkürzt. Die Stauchung erfolgt in zwei Edgingschritten. Danach wird das nicht dargestellte Roughing Gerüst durchlaufen. Hierbei reduziert sich die Wandstärke. Für die Durchführung der Edgingschritte 3 und 4 ist eine andere Walzprofilierung notwendig, die sich einer U-Form annähert. Dementsprechend ist ein Walzenwechsel notwendig. Alternativ kommt ein zusätzliches Edging Gerüst mit profilierten Walzenpaaren OER3 und UER3 bzw. O- ER4 und UER4 zum Einsatz. Der Flansch FLo wird dabei weiter eingeebnet. Nach einem erneuten Durchlaufen des Roughing Gerüstes wird im fünften Schritt die U-Form der Flansche mit den Walzenpaaren OEF1 und UEF1 bzw. OEF2 und UEF2 fertiggestellt und das Walzgut dem Fertigwalzgerüst zugeführt. Dies bedingt einen erneuten Walzenwech- sei oder ein weiteres Edging Gerüst. Aufgrund der nicht Parallelität der Flansche werden die Walzenpaare in allen Schritten seitlich nachgeführt. Die Achsenstellungen sind entsprechend des Flanschverlaufs geneigt. In einem nachfolgenden Walzprofilierschritt kann in das U-Profil eine Abkantung Ab nach Fig. 4.1 eingebracht werden. Die Abkantung Ab kann alternativ auf einer Abkantpresse erfolgen. Das beschriebene Verfahren kann nicht nur zur Herstellung von U-Profilen genutzt werden, sondern auch zur gezielten Beeinflussung der Rippenhöhe hr1 bzw. hr2 nach Fig. 5.1 .

Fig. 17 zeigt schematisch ein Walzwerk mit den entsprechenden Vorrichtungen zur Herstellung der tragenden Elemente dieser Erfindung. Um die tragenden Elemente gemäß der vorliegenden Erfindung herstellen zu können, müssen Änderungen im Stahl- und Pro- filwalzwerk vorgenommen werden. Es sind spezielle Vorrichtungen erforderlich, die nicht Stand der Technik sind. Das Blocklayout zeigt alle hierzu notwendigen Vorrichtungen der gesamten Prozesskette, einschließlich Stranggießen. Wie bereits in Fig. 14.3 beschrieben, sind als Ausgangsmaterial Brammen mit veränderlicher Breite erforderlich. Um diese herzustellen gibt es grundsätzlich drei Möglichkeiten. Eine Möglichkeit besteht in der Ver- wendung der erfindungsgemäßen Kokillen in der Stranggießanlage SG. Fig. 18 zeigt das Ausführungsbeispiel einer solchen Kokille KO. Mit diesen Kokillen lassen sich Brammen mit ein- oder beidseitiger keilförmiger Verjüngung für Profile entsprechend der Figuren 6 bzw. 15.3 durch permanente Gießspaltanpassung herstellen.

Eine weitere Möglichkeit besteht in der Herstellung keilförmiger Brammen aus rechteck- förmigen Strangguss Brammen mit Hilfe von Längsprofilwalzgerüsten LPW nach den Figuren 15.1 .1 bis 15.1 .3. Profile mit komplexen Konturverläufen beispielsweise nach den Figuren 6.1 bzw. 6.2 stellen höhere Anforderungen an die Herstellung der erforderlichen Brammengeometrie und können durch nachträglichen Beschnitt nach der Querteilanlage QT am Auslaufrollgang ROG des Gießbogens GB erzeugt werden. Bei dieser dritten Möglichkeit kommen Brenn- schneidanlagen BSA entsprechend dem Stand der Technik zum Einsatz. Alternativ können auch andere Verfahren, wie beispielsweise Laserschneiden eingesetzt werden. Die Brammen werden anschließen im Brammenlager BRL zwischengelagert. Das Brammenlager entkoppelt den Prozess der Stahlherstellung von den Walzprozessen im Profilwalzwerk. Dort werden die Brammen der Profilwalzstraße über Auflegeroste ALR zugeführt. Die Brammen werden zunächst in Öfen auf Walztemperatur erwärmt. Hierfür kommen beispielsweise Hubbalkenöfen HBO zum Einsatz. Das Walzgut wird nach der Entzunderung im Hochdruckzunderwascher HZW im nachfolgenden Vorgerüst VG1 zum X- förmigen Vorprofil gestaucht. Der Aufbau des Vorgerüsts VG1 entspricht dem Stand der Technik, d. h. es wird ein Duogerüst mit Kaliberwalzen mit regelbarem Walzspalt verwen- det. Änderungen ergeben sich verfahrensseitig durch die unterschiedliche Nutzung des Kalibers K3. Das Kaliber K3 des Vorgerüsts VG1 wird nach Fig. 15.1 bei Profilen veränderlicher Breite nur zur Teilumformung im Bereich der Stege genutzt. Das nachfolgende Vorgerüst VG2 hat den gleichen Aufbau und die gleiche Funktionsweise wie das Roug- hing Gerüst RG. Es handelt sich um ein spezielles Universalgerüst mit nachführbaren Achsen, bestehend aus zwei Gerüsthälften, die jeweils eine seitliche Walze mit vertikaler Achse, sowie ein Walzenpaar mit horizontaler Achse enthalten. Das Gerüst dient zur weiteren Ausformung der knochenförmigen Flanschbereiche. Das Vorgerüst VG3 nivelliert Wandstärkenunterschiede des Steges und besteht analog zum Vorgerüst VG1 aus einem Walzenpaar mit horizontalen Achsen. Es folgt die REF-Gerüstgruppe, bestehend aus Roughing Gerüst RG, Edging Gerüst EG und Finishing Gerüst FG. Der Aufbau dieser speziellen Universalgerüste unterscheidet sich vom Stand der Technik und wird anhand Fig. 19 bzw. 19.1 beschrieben. In der vorliegenden Darstellung wird aus Gründen der Vereinfachung für alle Gerüste die gleiche schematische Darstellung, unabhängig vom tatsächlichen Gerüstaufbau verwendet. Der REF-Gerüstgruppe schließt sich eine Walzprofiliergruppe mit den Walzprofiliergerüsten WPG1 bis WPGn an. Mit Hilfe dieser Gerüste können Breitflanschträger zu ebenen oder gebogenen Schalentragelementen mit integrierten Rippen weiter verarbeitet werden. Außerdem können in U-Profile zusätzliche Abkantungen nach Fig. 4.1 eingebracht werden. Die Anzahl der Gerüste 1 bis n und die Profilierungen der Walzen richten sich nach der gewünschten Endkontur der tragenden Elemente. Breitflanschträger und U-Profile, deren Form nicht verändert werden soll, durchlaufen die Walzprofiliergruppe ohne Bearbeitung. Walzprofilieren ist im Kaltwalzbereich dünnwandiger Profile Stand der Technik. Die Übertragung des Verfahrensprinzips auf das Warmwalzen schwerer Profile stellt in Folge der höheren Wandstärken zusätzli- che Anforderungen an Gerüststeifigkeit und Leistungsfähigkeit der Antriebe sowie an die Temperaturbeständigkeit der Walzen. Der grundsätzliche Aufbau der Walzprofiliergerüste WPG1 bis WPGn entspricht den Walzgerüsten der REF-Gerüstgruppe nach Fig. 19 bzw. 19.1 und wird daher nicht gesondert erläutert. Nach dem Walzprofilieren wird das Walzgut mittels Warmsäge WS beschnitten. Wenn Schalentragelemente bzw. Bleche mit mehr als zwei integrierten Rippen benötigt werden, werden nach dem Warmsägen eine entsprechende Anzahl von Blechen mittels Rührreibschweißen RRS an den Längsseiten zusammengefügt.

Alternativ werden Schalentragelemente bzw. Bleche mit mehr als zwei integrierten Rippen nach dem Verfahren nach Fig. 15.6 hergestellt. Dazu werden die Gerüste RG, EG, FG und WPG1 bis WPGn entsprechend der erforderlichen Rippenanzahl wiederholt durchlaufen. Bei jedem erneuten Durchlauf werden jeweils zwei zusätzliche Rippen hergestellt. Die Warmsäge kommt in diesem Fall erst nach Fertigstellung der Rippen zum Einsatz.

Der weitere Prozess und die hierfür erforderlichen Vorrichtungen richten sich nach der geforderten Werkstofffestigkeit. Standardgüten werden in Kühlbetten in der Adjustage ADJ abgekühlt. Höherfeste und höchstfeste Güten werden in Rollenherdöfen RHO zunächst austernitisiert und dann mittels Durchlaufquette DQ abgeschreckt. Die Durchlauf- quette DQ wird in Fig. 20 beschrieben. Nach Anlassglühofen AGO und Warmrichtmaschine WR gelangt das vergütete Walzgut in die Adjustage ADJ. In der Adjustage werden die tragenden Elemente ggf. nachgerichtet, geprüft und zum Versand abgefertigt. Die gesamte Vorrichtungsanordnung ist grundsätzlich so konzipiert, dass sowohl die erfindungsgemäßen tragenden Elemente mit veränderlichen Querschnitten und Rippenabständen als auch parallelflanschige Standardträgerprofile hergestellt werden können. Des Weiteren können normale und höchstfeste Stahlgüten hergestellt werden. Aufgrund der Bandbreite möglicher Formen und Abmessungen kann es dennoch sinnvoll sein, das Teilespektrum in einzelne Klassen, zum Beispiel Schalentragelemente mit integrierten Rippen, Standardprofile und Profile mit veränderlichen Querschnitten aufzuteilen und anders als hier dargestellt, auf verschiedenen Straßen zu vergüten. Die Vorrichtungen, die sich vom Stand der Technik unterscheiden, also Gießkokille KO, Gerüste VG2, RG, EG, FG bzw. WPG1 bis WPGn, Durchlaufquette DQ, sowie Warmrichtmaschine WR werden anhand der nachfolgenden Figuren näher beschrieben.

Fig. 18 zeigt schematisch den prinzipiellen Vorrichtungs-Aufbau der erfindungsgemäßen Stranggießkokille zur Herstellung von keilförmigen Brammen als Ausgangsmaterial für die tragenden Elemente mit veränderlichen Rippenabständen bzw. Querschnitten in perspek- tivischer Darstellung. Die Herstellung von Brammen konstanter Breite ist Stand der Technik. Um Brammen mit veränderlicher Breite herzustellen muss die Breite des Gießspaltes GSP der Kokille KO während des Gießvorgangs permanent angepasst werden. Erfin- dungsgemäß erfolgt dies durch eine Zerlegung der Gießkokille in zwei Schieber SCH1 und SCH2, die zwischen zwei Backen BK1 und BK2 verschiebbar angeordnet sind. Die Bauteile der Gießkokille sind wie üblich gekühlt. Auf die Darstellung der Kühlung wurde hier verzichtet. Die Backen BK1 und BK2 werden während des Gießvorgangs über nicht dargestellte Zylinder mit der Druckkraft FB auf die Seitenflächen der Schieber SCH1 und SCH2 gepresst. Die Druckkraft FB wirkt dem ferrostatischen Druck der Schmelze im Gießspalt GSP entgegen und dichtet die Kokille KO ab. Die Stirnflächen der Schieber sind zum Gießspalt hin keilförmig mit dem Steigungswinkel ρ abgeschrägt. Durch die Keilform ist der Gießspalt am Eintritt der Kokille breiter als am Austritt. Der Steigungswinkel ρ der Schieber ist abhängig von der gewünschten Keilform der Bramme. Die Steigungswinkel Q von Schieber und Bramme müssen identisch sein. Während des Gießvorgangs ist ein ständiger Kontakt der Schmelze zu den keilförmigen Stirnflächen der Schieber zu gewährleisten. Nur so ist die im Randbereich langsam erstarrende Schmelze seitlich hinreichend abgestützt. Dies ist Voraussetzung für den Formgebungsprozess der Bramme. Um die Kontaktbedingungen zu erfüllen, müssen die Vorschubgeschwindigkeit der Bramme V _B R und die Vorschubgeschwindigkeit V _S der beiden Schieber SCH1 und SCH2 aufeinander abgestimmt sein. Dies erfolgt über NC-gesteuerte Stellantriebe bzw. Hubzylinder. Die Vorschubgeschwindigkeit V _s des Schiebers muss konstant gleich dem Quotienten aus der Vorschubgeschwindigkeit der Bramme VBR und dem Tangens des Winkels ρ sein. Die Vorschubbewegung der beiden Schieber SCH1 und SCH2 erfolgt wie dargestellt in entgegengesetzten Richtungen, ist jedoch betragsmäßig gleich groß. In Folge des Vorschubs der beiden Schieber verändert sich die Breite des Gießspaltes GSP. Sowohl die Breite der Eintrittsöffnung GSPE als auch die Breite der Austrittsöffnung GSPA nehmen entsprechend der konstanten Vorschubgeschwindigkeit Vs der Schieber SCH1 und SCH2 stetig zu. Auf diese Weise ergeben sich Brammen mit spiegelsymmetrischer Keilform. Um Brammen mit unsymmetrischer, d. h. einseitiger Keilform herzustellen, ist einer der beiden Schieber ohne Schräge, d. h. mit einem Steigungswinkel ρ = 90° auszuführen. Dieser Schieber bleibt ortsfest, während der gegenüber liegende Schieber mit der Vorschubgeschwindigkeit Vs bewegt wird. Alternativ besitzt die Kokille KO nur einen beweglichen Schieber. Dies hat jedoch den Nachteil einer geringeren Flexibilität, da nur Brammen mit einseitiger Keilform herstellbar sind. Um Brammen mit beidseitiger Keilform bzw. ohne Keilform herzustellen, muss die komplette Kokille getauscht werden. Bei Kokillen mit zwei Schiebern können einseitige Keilformen, beidseitige Keilformen oder Rechteckformen nur durch einfachen Wechsel der Schieber hergestellt werden. Ein Tausch der Kokille ist nicht notwendig. Um ein Anbacken des Stahls an die gekühlten Wände der Kokille zu verhindern und um den Transportvorgang zu unterstützen, wird die Kokille während des Gießens wie üblich oszillierend bewegt. Die Schlacke auf dem Gießspiegel, die kontinuierlich aufgebracht wird, dient zudem als Schmiermittel zwischen der erstarrten Schale und der Kokille und sichert die Beweglichkeit der Schieber.

Fig. 19 zeigt schematisch den Vorrichtungs-Aufbau der modifizierten Universalgerüste der REF-Gerüstgruppe zur Herstellung der tragenden Elemente.

Warmwalzgerüste zur Herstellung tragender Elemente mit veränderlichen Flansch- bzw. Rippenabständen sind nicht Stand der Technik und werden nachfolgend beschrieben. Blickrichtung ist in Walzrichtung der tragenden Elemente.

Der jeweilige Vorrichtungsaufbau des Roughing und Finishing Gerüsts ist, abgesehen von den Walzen, identisch. Im Edging Gerüst fehlen die seitlichen Walzen, ansonsten ist der prinzipielle Vorrichtungsaufbau ebenfalls gleich. Alle drei Walzvorrichtungen bestehen aus zwei Gerüsthälften, die spiegelsymmetrisch aufgebaut sind. Der symmetrische Aufbau geht aus Fig. 15.2 hervor. Es reicht daher aus, wenn im Folgenden nur eine Gerüsthälfte beschrieben wird. Die Beschreibung erfolgt beispielhaft für das Roughing Gerüst RG. Die drei Walzen jeder Gerüsthälfte sind an einem stabilen C-Bügel CB verschiebbar gelagert. Der C-Bügel CB ist zum Walzgut hin offen. Oberwalze OR1 und Unterwalze UR1 sind über Lagerbügel LBO und LBU, sowie über Linearachsen LAO und LAU in Z-Richtung vertikal verschiebbar gelagert.

Zumindest eine der beiden Walzen muss zur Einstellung des Walzspaltes zwischen OR1 und UR1 in Richtung der Pfeile, einstellbar sein.

Dies geschieht mit Hilfe von Stellantrieben der Linearachsen LAO und / oder LAU. Die seitliche Walze SWR1 ist nach dem gleichen Prinzip wie Ober- und Unterwalze gelagert, d. h. über Lagerbügel LBS und Linearachse LAS. Über den entsprechenden Stellantrieb, hier ebenfalls nicht dargestellt, wird der seitliche Walzspalt zwischen den drei Walzen SWR1 , OR1 und UR1 von Stich zu Stich in horizontaler Richtung nachgestellt. Oberwalze OR1 und / oder Unterwalze UR1 sind mit Drehantrieben AOR1 und AUR1 ausgestattet. Die Antriebe sorgen für den Vorschub des Walzgutes. Der Antrieb erfolgt über Gelenkwellen, die einen Winkelausgleich, entsprechend des veränderlichen Walzspaltes zulassen. Die schwenkbare Lagerung der Antriebe AOR1 und AUR1 erlaubt ebenfalls einen Winkelausgleich. Nach Fig. 15.3 müssen die drei Walzen jeder Gerüsthälfte mit ihren Achsen genau senkrecht auf dem Flansch stehen. Um dies zu bewerkstelligen muss der gesamte C-Bügel CB schwenkbar am Maschinenfundament bzw. in einem Rahmen RA gelagert sein. Dies erfolgt über eine Schwenkachse SWA. Um die Einstellung des Schwenkwinkels zu erleichtern, ist die Achse mit einem nicht dargestellten Schwenkantrieb ausgestattet. Nach der Einstellung wird die Schwenkachse arretiert, damit sich die Einstellung während des Walzprozesses nicht unkontrolliert verändert. Um die Walzen SWR1 , OR1 und UR1 , entsprechend des nicht parallelen Flanschverlaufs nach Fig. 15.3 seitlich nachzuführen, ist der gesamte C-Bügel CB über eine weitere Linearachse LAC mit nicht dargestelltem Stellantrieb bzw. Stellzylinder beweglich gelagert. Alle Achsen verfügen über digitale Wegmesssysteme, so dass eine präzise Lageregelung über die NC-Steuerung möglich ist. Aufgrund der hohen Walzkräfte, sowie durch die Aufteilung der Ober- und Unterwalze in zwei Walzenpaare muss die gesamte C-Bügelanordnung einschließlich der Lagerbügel und Linearachsen sehr stabil ausgeführt sein. Anders als bei konventionellen Gerüsten, bei denen sich die seitliche Walzkraft zum Auswalzen der Flansche sowohl über den Steg des Breitflanschträgers, als auch über die durchgehende Ober- und Unterwalze abstützt, entfällt bei der Aufteilung auf zwei Walzenpaare die Möglichkeit der Abstützung über die Achsen. Durch die getrennte Lagerung der Achsen heben sich die Walzkräfte der linken und rechten Walze SWR1 bzw. SWR2 nicht gegeneinander auf. Dadurch entstehen an den Lagerbügeln und Linearachsen der Ober- und Unterwalzen hohe Biegemomente. Nur ein Teil der seitlichen Walzkraft kann über den Steg des Breitflanschträgers aufgenommen werden. Die Schwächung des Gerüstes durch die offene C-Bügel Bauweise muss durch Versteifungsmaßnahmen, entsprechende Querschnittsdimensionierung, sowie Feinjustiermöglichkeiten der Achsen kompensiert werden, damit sich Verformungen nicht auf die Maßhaltigkeit des Walzgutes auswirken. Eine Möglichkeit der Versteifung besteht in der Verwendung eines stabilen in sich geschlossenen Rahmens RA, an dem sich die C-Bügel CB beider Gerüsthälften abstützen. Für den erfahrenen Vorrichtungskonstrukteur wird die Gerüstauslegung unter Zuhilfenahme moderner FEM-Berechnungs- und Simulationsprogramme kein Problem darstellen. Die nachführbaren Walzprofiliergerüste WPG1 bis WPGn zum Biegen der Profile in die gewünschte Endkontur sind, sofern die Flansche bzw. Rippen nicht parallel zueinander verlaufen, nach dem gleichen Grundprinzip aufgebaut. Bei parallelen Flanschen bzw. Rippen sind die beiden Gerüsthälften zu einem Walzprofiliergerüst zusammengeführt und die beiden mittleren Walzenpaare sind durch ein Walzenpaar ersetzt. Da eine Wandstärkenänderung beim Walzprofilieren nicht beabsichtigt ist, wird eine weniger steife Gerüstausführung ausreichen.

Fig. 19.1 zeigt schematisch einen alternativen Vorrichtungs-Aufbau der modifizierten Universalgerüste der REF-Gerüstgruppe zur Herstellung der tragenden Elemente. Blickrich- tung ist wiederum in Walzrichtung. Dargestellt ist der Aufbau der linken Gerüsthälfte am Beispiel des Roughing Gerüsts. Die rechte Gerüsthälfte ist spiegelsymmetrisch aufgebaut und hier nicht dargestellt. Die Walzen OR1 , UR1 und SWR1 sind in einem stabilen Maschinengestell MG in Ständerbauweise einseitig gelagert. Erforderlichenfalls können die horizontalen Walzenachsen im Bereich der freien Enden durch zusätzliche Lagerpunkte, hier gestrichelt angedeutet, abgestützt sein. Die zusätzlichen Lagerpunkte sind derart ausgeführt, dass die Schwenk- und Nachführbarkeit der Gerüsthälften entsprechend SWA und LAG gegeben ist. Die Lager L10R1 und L20R1 sowie L1 UR1 und L2UR1 zur Lage- rung der horizontalen Walzenachsen von Oberwalze OR1 und Unterwalze UR1 sind entsprechend der Ständerbreite zueinander beabstandet. Gegenüber den Lagerbügeln aus Fig. 19 kann eine größere Stützbasis SB realisiert werden. Die größere Stützbasis ermöglicht eine stabilere Lagerung der Walzenachsen und reduziert die Verformungen im Be- reich der Bearbeitungsstelle. Um die Höheneinstellung von Oberwalze bzw. Unterwalze zu ermöglichen, sind die Lager L10R1 , L20R1 , L1 UR1 und L2UR1 am Maschinengestell MG über geeignete Linearführungen höhenverstellbar gelagert. Als Linearführungen eignen sich beispielsweise stabile Säulenführungen. Die Höhenverstellung erfolgt bevorzugt über Spindelantriebe. Die seitliche Walze SWR1 ist am Maschinengestell über eine aus- tauschbare Kassette KA mit Linearführung in seitliche Richtung einstellbar gelagert. Die Lageeinstellung der Walze SWR1 erfolgt über geeignete Antriebe, z.B. Spindelantriebe. Das Maschinengestell MG ist analog zu Fig. 19 in Richtung der Pfeile schwenk- und nachführbar gelagert. Das Maschinengestell ist dazu über eine Schwenkachse SWA sowie eine Linearachse LAG am Untergestell UG angebracht. Das Untergestellt ist am Funda- ment befestigt.

Fig. 20 zeigt schematisch die erfindungsgemäße Durchlaufquette für das Vergüten der tragenden Elemente dieser Erfindung. Der Einsatz von Durchlaufquetten zur Abschreckung ebener Bleche ist Stand der Technik. Die ebene Geometrie der Bleche erleichtert eine gleichmäßige Kühlung und Gefügeausbildung. Die tragenden Elemente dieser Erfin- dung haben jedoch eine dreidimensionale und komplexe Kontur. Während Kontureinflüsse bei der Aufheizung im Ofen durch langsame Aufheizung, d. h. flache Temperaturgradienten kompensiert werden können, spielen diese bei der Abschreckung in der Durchlaufquette eine bedeutende Rolle. Da die Abschreckung mit hoher Abkühlgeschwindigkeit erfolgt, ist der Ausgleich von Temperaturunterschieden im Walzgut über Wärmeleitung nur bedingt möglich. Es muss daher sehr präzise und allseitig gekühlt werden, um Verzug zu vermeiden und ein homogenes Gefüge zu erreichen. Die Abkühlgeschwindigkeiten von Kern und Oberfläche des Bauteils müssen optimal aufeinander abgestimmt sein. Aufgabe dieser Erfindung ist die Bereitstellung einer Kühlvorrichtung, mit der eine definierte Abschreckung entlang der gesamten Kontur der tragenden Elemente erreicht werden kann. Eine allseitige Kühlung ist durch die unterschiedliche Orientierung der einzelnen Flächen erschwert. Insbesondere die Zugänglichkeit der Flanschinnenseiten ist problematisch.

Selbst mit ringförmigen Düsenkränzen können die Anforderungen die Zugänglichkeit aller zu kühlenden Bereiche nur bedingt erfüllt werden.

Materialanhäufungen im Bereich der Verzweigungen, die einer gleichmäßigen Abkühlung entgegen wirken, kommen erschwerend hinzu. Jede Ausführungsvariante der tragenden Elemente nach Fig. 14 stellt aufgrund der unterschiedlichen Profilierung individuelle Anforderungen an die Kühlung. Außerdem muss die Kühlung an die verschiedenen Abmes- sungen anpassbar sein. Es wird deutlich, dass die Anforderungen mit Durchlaufquetten entsprechend dem Stand der Technik nicht erfüllt werden können. Es reicht nicht aus, nur die Ober- und Unterseite der tragenden Elemente zu kühlen, auch die seitlichen Flansche bzw. Rippen müssen gekühlt werden. Gemäß der Darstellung erfolgt die Kühlung erfin- dungsgemäß mit Kühldüsen bzw. Kühldüsenanordnungen KDO und KDU, die einen fä- cher- bzw. kegelförmigen Spritzstrahl mit dem Öffnungswinkel φο erzeugen. Der Öffnungswinkel <|)D ist abhängig vom Spektrum der zu kühlenden Flanschgeometrien und vom Abstand der Kühldüsen AKD. In der Regel wird φο weniger als 180° betragen und ist symmetrisch zur Lotrechten angeordnet. Im Einzelfall können aber auch unsymmetrische Anordnungen von Vorteil sein. Durch die Kegelform des Kühlwasserstrahls wird eine gleichzeitige Benetzung der horizontalen und vertikalen Flächen ermöglicht. Auf diese Weise werden auch die seitlichen Flansche FLo und FLu bzw. Rippen benetzt. In einer besonders vorteilhaften Ausführung ist dabei die Abstrahlcharakteristik der Kühldüsen so ausgebildet, dass der Volumenstrom, ausgehend von den Lotrechten bis jeweils 45° Ab- Strahlwinkel kontinuierlich zunimmt um dann wieder kontinuierlich abzunehmen. Dies trägt ebenfalls zu einer möglichst gleichmäßigen Kühlung und Benetzung bei. Um diese Abstrahlcharakteristik zu erreichen, wird erfindungsgemäß die Verwendung spezieller Düsenköpfe vorgeschlagen, die aus einer Zusammenstellung mehrerer Einzeldüsen bestehen. Der Düsenkopf hat die Form einer Halbkalotte, in der die Einzeldüsen jeweils genau senkrecht zur Oberfläche eingelassen sind. Die Abstrahlcharakteristik ist durch Variation der Düsenabstände und Öffnungsdurchmesser gezielt beeinflussbar. Um darüber hinaus weitere Anpassungen zu ermöglichen, werden einzelne oder alle Düsen individuell über servohydraulische Ventile geregelt. Durch Taktung der Regelventile kann der Volumenstrom gezielt variiert werden. Auf diese Weise können richtungs- und/oder kontur- und/oder wandstärkenabhängige Anpassungen des Volumenstroms durchgeführt werden. Die Kühlung lässt sich optimal an lokale Massenanhäufungen im Bereich der Rippenwurzel anpassen. Die Kühldüsen sind im Abstand AKD oberhalb und unterhalb der zu vergütenden Bauteile befestigt. Die unteren Kühldüsen KDU befinden sich zwischen den einzelnen Rollen des Rollgangs ROG. Entsprechend der Darstellung sind sowohl die unteren als auch die oberen Kühldüsen KDU bzw. KDO so angeordnet, dass sich die Spritzkegel überlappen. Dies trägt zu einer gleichmäßigen Benetzung der Bauteiloberfläche bei. Zwischen den Rollen des Rollgangs ROG sind mehrere Reihen von Kühldüsen angeordnet, wobei die Düsenköpfe reihenweise gegeneinander versetzt sind. Der Versatz ist in der Darstellung durch die gestrichelten Kühldüsen angedeutet und trägt ebenfalls zu einer gleichmäßigen Kühlung der Oberfläche bei. Mehrere Kühldüsen KDU bzw. KDO sind zu nicht bezeichneten Gruppen zusammengeschaltet, die hinsichtlich Verteilung und Durch- fluss unterschiedlich mit Kühlmittel beaufschlagt sind und vom Walzgut der Reihe nach durchlaufen werden. Auf diese Weise kann die Abkühlung des Walzgutes nach vorgege- benen Zeit-Temperaturverläufen eingestellt werden. Die Steuerung der einzelnen Gruppen erfolgt entsprechend dem Stand der Technik über ein hier nicht dargestelltes Wasserleitsystem. In der Regel kann man davon ausgehen, dass die Kühlverhältnisse an der Unterseite ungünstiger sind als an der Oberseite. Die Kühlung wird an der Oberseite durch die Schwerkraft unterstützt und es ergeben sich längere Kontaktzeiten von Kühlmedium und Bauteiloberfläche. Die Unterseite muss daher vom Wasserleitsystem intensiver gekühlt werden. Dies macht getrennte Hochdruckkühlkeisläufe für die oberen und unteren Kühlgruppen erforderlich. Durch eine zusätzliche Feineinstellmöglichkeit zumindest einzelner Kühldüsen kann das Kühlergebnis in Problemzonen, insbesondere im Be- reich der Flanschwurzel, weiter verbessert werden. Zur Sicherstellung einer einheitlichen Kühlung der tragenden Elemente verschiedener Geometrie BT1 , BT2 und ST1 etc. kommt es darüber hinaus darauf an, wie diese auf dem Rollgang ROG gelagert sind. Bei der dargestellten, besonders bevorzugten Ausführungsvariante, besteht der Rollgang ROG aus kammartig aufgebauten Rollen. Die Bauteile liegen auf der Oberseite der Käm- me auf, während die seitlichen Flansche in die Ausnehmungen der Rollen eintauchen. Trotz variierender Flanschabmessungen kann ein einheitlicher Abstand zur jeweiligen Bauteilunterseite erreicht werden. Der kammartige Aufbau der Rollen ermöglicht die Aufnahme von Bauteilen mit unterschiedlichen bzw. variierenden Flanschabständen, d. h. auch Breitflanschträger mit nicht parallelen Flanschen können aufgenommen werden. Die Kammgeometrie richtet sich nach dem zu vergütenden Bauteil- und Geometriespektrum und ist, im Sinne der Einheitlichkeit, auch im Rollenherdofen von Vorteil. Die Kammstruktur zentriert die Bauteile, so dass ein konstanter seitlicher Abstand zu den Kühldüsen gewährleistet ist. Dies trägt zu einer gleichmäßigen Kühlung der Flansche bzw. der Rippen bei. In einer nicht dargestellten Variante sind die Rollen des Rollgangs ROG ohne Kammstruktur ausgeführt. In diesem Fall liegen die Bauteile mit den Flanschkanten auf, so dass der Abstand der Kühldüsen von der Flanschgeometrie abhängt. Um die unterschiedliche Flanschgeometrie verschiedener Bauteile auszugleichen, muss die Durchflussmenge stets individuell angepasst werden. Je größer der Abstand von den Kühldüsen ist, desto größer ist auch die Fläche, auf der sich die Kühlwassermenge verteilt. Der Zusammenhang zwischen erforderlicher Durchflussmenge und Abstand ist quadratisch, d. h. bei Verdopplung des Abstandes ist der vierfache Volumenstrom erforderlich. Dies erhöht den regelungstechnischen Aufwand des Wasserleitsystems und erfordert stärkere Hochdruckpumpen.

Fig. 21 zeigt schematisch die Richtscheibenanordnung und Achsenkinematik der erfin- dungsgemäßen Warmrichtmaschine zum Richten der tragenden Elemente mit nicht parallelen Flanschen in einer Draufsicht. Profile werden üblicherweise kalt gerichtet, da sich warme Profile beim Abkühlen verziehen. Grund ist die unterschiedliche Massenverteilung vor allem im Bereich der Flanschwurzel, die zu unterschiedlichen Abkühlgeschwindigkeiten führt. Das Richten im kalten Zustand hat den Nachteil längerer Durchlaufzeiten, da die Abkühlung Zeit benötigt. Je wärmer das Material gerichtet werden kann, desto kleiner sind nicht nur die Durchlaufzeiten, sondern auch die Umformkräfte. Dies gilt insbesondere für die tragenden Elemente, die in Folge der Vergütung eine erhöhte Festigkeit aufweisen. Im erfindungsgemäß besonders bevorzugten Verfahrensablauf nach den Figuren 14.1 und 14.2 wird der Richtprozess daher warm im Anschluss an den Anlassglühofen AGO durchgeführt. Hierfür kommt eine Warmrichtmaschine WR zum Einsatz, in der das Walzgut bei 70 bis 100°C bzw. bei maximal 200°C gerichtet wird. Da die Glühtemperatur im Anlass- glühofen AGO höher ist, wird das Walzgut zunächst in einer Pufferzone zwischen Anlassglühofen AGO und Warmrichtmaschine WR konditioniert. Die Pufferzone besteht beispielsweise aus einem Hubbalkenkühlbett, auf dem das Walzgut temporär abgelegt wird. Das Verfahren des Warmrichtens von Profilen ist in der Patentschrift EP1641575A1 beschrieben. Die Richtscheiben, die die Richtkraft in die Flansche des Profils einleiten, sit- zen in dieser Patentschrift auf einer gemeinsamen Welle. Mit dieser Anordnung lassen sich jedoch nur parallelflanschige Profile richten. Im Rahmen der vorliegenden Erfindung soll das Verfahren dahingehend verbessert werden, dass auch die erfindungsgemäßen Breitflanschträger BT mit nicht parallelen Flanschen warm gerichtet werden können. Die Funktionsweise der modifizierten Vorrichtung wird hier am Beispiel von zwei Richtschei- ben erläutert. In Anlehnung an die ausführlichen Erläuterungen zum Walzen veränderlicher Flanschabstände unter den Figuren 15.2 und 15.3 ist unmittelbar einsichtig, dass nicht parallelflanschige Breitflanschträger BT Richtscheiben RS1 und RS2 auf getrennten Achsen ARS1 und ARS2 mit separaten Antrieben erfordern. Hierfür kann der Aufbau der nachführbaren Gerüste nach Fig. 19 bzw. 19.1 verwendet werden. Die separate Lagerung der Richtscheiben gestattet eine Einstellung und Nachführung der Achsen entsprechend der Neigungswinkel der Flansche FL. Die Achsen der Richtscheiben werden zu den Flanschen FL so eingestellt, dass sich ein rechter Winkel ergibt. Die seitliche Nachführung in Richtung der Pfeile erfolgt über NC-gesteuerte Achsen und ist, analog zu den beschriebenen Walzverfahren, mit der Vorschubbewegung V synchronisiert. Die Richtscheibenge- ometrie in dieser Figur ist als Beispiel zu verstehen. Wesentlich sind die besondere Achsenanordnung, sowie die seitliche Nachführung über Stellantriebe. Um das Richtergebnis weiter zu verbessern, wird erfindungsgemäß die Kombination mit einem automatisierten Flammrichtprozess vorgeschlagen. Hierzu werden fest eingebaute oder flexible robotergeführte Brenner BRE gezielt an den Stellen eingesetzt, die durch das oben beschriebene Warmrichten allein nicht beherrschbar sind.

Eine Alternative zum beschriebenen Gerüstaufbau ist die Ausrichtung der Flansche nach dem Prinzip der Figuren 15.3.1 bzw. 15.3.2.