Artikel herunterladen - beton informationen

Beton-Info intern – Beton-Info in tern 

Hohe Frühfestigkeit bei Zementen mit Hüttensand - (K)ein Widerspruch? 

Mit steigendem Hüttensandgehalt des Zements fi ndet eine langsamere Anfangserhärtung 

bei gleichzeitig ausgeprägter Nacherhärtung statt. Für die Praxis ist dieses Nach - 

erhärtungsvermögen zwar häufi g vorteilhaft nutzbar, die langsamere Festigkeitsentwicklung 

im frühen Alter dagegen eher von Nachteil. Wünschenswert wäre es, hüttensandhaltige 

Zemente so zu optimieren, dass eine signifi kante Steigerung der Festigkeit 

nach 1 Tag und 2 Tagen bei nur wenig veränderten Festigkeiten nach 28 und 91 Tagen 

erreicht wird, wobei gleichzeitig die Verarbeitungseigenschaften der Zemente, vor allem 

deren Wasseranspruch, nicht beeinträchtigt werden sollten. 

Der übliche Weg zur Steigerung der Anfangsfestigkeit von Portlandhütten- und Hochofenzementen 

ist eine erhöhte Feinmahlung des Zements. Dieser Weg ist jedoch mit 

verschiedenen Nachteilen verbunden. In umfangreichen zement- und mörteltechnischen 

Untersuchungen an verschiedenen Hüttensanden und Klinkern mit sehr verschiedenen 

Korngrößenverteilungen und bei unterschiedlichen Hüttensand/Klinker- 

Verhält nissen konnte gezeigt werden, dass eine konsequente Anhebung des Anteils der 

Hüttensandfraktionen < 2 µm im Zement notwendig ist, um eine signifi kante Steigerung 

der Anfangsfestigkeit um etwa 200 % bis 300 % zu erreichen. In Abhängigkeit 

von verschiedenen Einfl ussparametern, wie z.B. der chemischen Zusammensetzung und 

der Feinheit des Hüttensands sowie des Klinkers, ist hierzu ein Anteil von Feinsthüttensand 

mit einer spezifi schen Oberfl äche ≥ 10.000 cm 2 /g von etwa 15 M.-% bis 20 M.-% 

des Zements notwendig. Der Zementanteil > 20 µm spielt in dem üblicherweise betrachteten 

Zeitraum der Zementerhärtung eine untergeordnete Rolle. 

Durch die Optimierung der Korngrößenverteilung ist es möglich, das Potential des Hüttensands 

und damit von hüttensandhaltigen Zementen zu einem wesentlich früheren 

Zeitpunkt nutzbar zu machen, wodurch allerdings das Nacherhärtungspotential derartiger 

Zemente verringert wird. Auch bei der ökonomischen Bewertung – erhöhte Wertschöfpung 

– und bei der ökologischen Bewertung – verminderter Klinkergehalt – ergeben 

sich für diese Zemente positive Beurteilungen. 

Autor: 

Dr.-Ing. Andreas Ehrenberg, FEhS – Institut für Baustoff-Forschung e.V. 

Bliersheimer Str. 62, 44229 Duisburg 

Beton-Info intern – Beton-Info in tern 

Beton-Informationen 2 · 2005 

22 

Beton-Informationen 

Eine periodisch erscheinende 

Informationsschrift für die Verwendung 

von hüttensandhaltigen Zementen 

Heft 2 · 2005, 45. Jahrgang 

ISSN 0170-9283 

Herausgeber: 

BetonMarketing Nord GmbH, Sehnde 

BetonMarketing Ost GmbH, Berlin 

BetonMarketing Süd GmbH, Ostfi ldern 

BetonMarketing West GmbH, Beckum 

Redaktion: 

Dr.-Ing. K. Rendchen (verantw.) 

BetonMarketing Nord GmbH 

Hannoversche Straße 21 

31319 Sehnde 

Telefon 0 51 32 / 87 96-0 

Telefax 0 51 32 / 87 96-15 

E-mail hannover@betonmarketing.de 

Redaktionsbeirat: 

Ing. P. Bilgeri, 

Readymix Westzement GmbH 

Dipl.-Ing. R. Büchel, 

Verlag Bau+Technik GmbH 

Dr.-Ing. N. Ehrlich, 

SCHWENK Zement KG 

Dr.-Ing. R. Härdtl, 

HeidelbergCement Technology Center GmbH 

Dr.-Ing. E. Lang, Forschungsgemeinschaft 

Ei sen hüt ten schlac ken 

Dr. M. Höppner, Holcim (Deutschland) AG 

Dipl.-Ing. W. Möller, Dyckerhoff AG 

Dipl.-Ing. J. Plöhn, 

LAFARGE Zement GmbH 

Nachdruck nur mit Genehmigung 

der Redaktion 

Schutzgebühr: 5,00 zzgl. 7 % MwSt. 

Jahres-Abo.: 25,00 zzgl. 7 % MwSt. 

Konto: BetonMarketing Nord GmbH 

Hallbaum-Bank (BLZ 250 601 80) 

Konto-Nr. 82693 

Verlag: Verlag Bau+Technik GmbH 

Postfach 12 01 10, 40601 Düsseldorf 

Tel. 02 11 / 9 24 99-0 

Layout/Grafi ken: Ute Müller 

Redaktion: Andrea Jansen 

Lithos und Druck: 

Loose-Durach GmbH, Remscheid 

Titelbild: Hafencity in Hamburg 

Rückbild: Sichtbeton im Stadthaus in 

Ostfi ldern – Scharnhauser Park 

Photos: K. Rendchen

Hohe Frühfestigkeit bei 

Zementen mit Hüttensand - 

(K)ein Widerspruch? 

Von Andreas Ehrenberg, Duisburg-Rheinhausen 

1 Einleitung 

Wesentliche Gesichtspunkte bei der 

Verwendung von Mörteln und Betonen 

sind Verarbeitungsverhalten, 

Festigkeitsentwicklung und Dauerhaftigkeit. 

Sie werden in hohem 

Maß von den Eigenschaften des Zements 

beeinflusst. Der Feinheit eines 

Zements wird dabei seit langem ein 

wesentlicher Einfluss zugeschrieben 

[1-13]. Dies gilt insbesondere für Zemente, 

die neben Portlandzementklinker 

auch Hüttensand und/oder 

andere Hauptbestandteile enthalten, 

die jeweils ein unterschiedlich hohes 

hydraulisches Potential aufweisen. 

Derartige Zemente dominieren 

zahlenmäßig die aktuelle Zementnorm 

DIN EN 197-1 [14]. Für Hüttensand 

galt bereits im Jahr 1886: 

„Unter sonst gleichen Bedingungen 

ist der Grad der Zerkleinerung 

für die Kraftentfaltung der granulierten 

Schlacke von ausschlaggebender 

Bedeutung“ [15]. Und 1913 

hieß es bei Hermann Passow, einem 

Pionier auf dem Gebiet der Hochofenzementforschung: 

„... ist die 

Mahlfeinheit von der allergrößten 

Bedeutung, da die Schlacken von 

Haus aus weit träger erhärten, als 

normaler Portlandzement“ [2]. Dieses 

Verhalten führt dazu, dass hüttensandhaltige 

Zemente bei all ihren 

technischen und ökologischen Vorteilen 

[16-19] meist eine geringere 

Frühfestigkeit bei gleichzeitig guter 

Nacherhärtung aufweisen. Zunehmend 

werden jedoch an die Zemente 

höhere Anforderungen gestellt, 

auch im Hinblick auf die Frühfestigkeit 

[20]. Ziel ist es daher, den 

Widerspruch zwischen hoher Frühfestigkeit 

und langsamerer Reaktivität 

aufzulösen und die Frühfestigkeit 

hüttensandhaltiger Zemente zu 

optimieren, ohne gleichzeitig andere 

wesentliche Eigenschaften, wie z.B. 

die Verarbeitbarkeit, zu beeinträchtigen 

oder die späten Festigkeiten unnötig 

weiter zu erhöhen. Im Folgen- 

Tafel 1: Normanforderungen an die Zementfeinheit [14, 22-28] 

den sollen einige Aspekte zu diesem 

Thema erörtert werden. Eine detaillierte 

Darstellung der diskutierten 

Literatur und der vorgestellten Laborergebnisse 

enthält [21]. 

2 Anforderungen an die 

Feinheit 

Im Laufe der Zeit wurden die Anforderungen 

an die Zementfeinheit 

stetig dem Stand der Technik 

angepasst. Stets bestand jedoch das 

Problem der eindeutigen Kennzeichnung 

der Feinheit in Form des Siebrückstands, 

der spezifischen Oberfläche 

oder der Korngrößenverteilung 

sowie ihrer Korrelation mit den Zementeigenschaften. 

Sah z. B. 1877 

die erste „Norm“ des Vereins deutscher 

Cement-Fabrikanten die Anforderung 

eines maximalen Rückstands 

von 25 M.-% auf dem 

900-Maschen/cm 2 -Sieb (0,222 mm) 

vor [22], so entfielen mit der Zementnorm 

von 1994 konkrete Vorgaben 

hinsichtlich der Feinheit (Tafel 

1). Dass die Feinheit aber nicht 

allein für die Leistungsfähigkeit eines 

Zements ausschlaggebend ist, 

kam bereits 1878 in den ersten offiziellen 

„Normen für die einheitliche 

Lieferung und Prüfung von 

Portland-Cement“ zum Ausdruck: 

„... so ist die feine Mahlung des Cements 

von nicht zu unterschätzen- 

Zement CEM I CEM I CEM I CEM I CEM II/S CEM III CEM I alle alle alle alle 

Jahr 1877 1878 1887 

1892 

* Maschen je cm 2 , 0,222 mm 

** 0,09 mm 

1909 1909 1917 1928 1932 

1939 

1940 

R 900 * ≤ 25 20 10 5 5 – 5 2 – – – 

R 4.900 ** ≤ – – – – – 12 25 25 20 – – 

R 0,2 mm ≤ – – – – – – – – – 3 – 

S m (Blaine) ≥ – – – – – – – – – 2.200 – 

1942 

1958 

1970 

1978 

1986 

1990 

1994 

2001 


23

dem Werth. ... Es wäre indes irrig, 

wollte man aus der feinen Mahlung 

allein auf die Bindekraft eines Cements 

schließen“ [23]. Als wesentliche 

weitere Parameter sind hier 

die unterschiedliche Hydraulizität 

der Zementbestandteile, ihre unterschiedliche 

Sensitivität gegenüber 

Mahlgrad und -technik sowie ihre 

Wechselwirkung untereinander zu 

nennen. 

3 Gemeinsame und getrennte 

Mahlung 

Bei der bis 1990 zwingend vorgeschriebenen 

gemeinsamen Mahlung 

verschiedener Haupt- und Nebenbestandteile 

von Zement stellt sich 

zwangsläufig eine Korngrößenverteilung 

(KGV) ein, die von der unterschiedlichen 

Mahlbarkeit der 

verschiedenen Stoffe und dem verwendeten 

Mahlaggregat abhängt 

und daher nicht optimiert werden 

kann. Härtere Hauptbestandteile, 

wie der Hüttensand, können sich 

insbesondere bei Durchlaufmühlen 

in den gröberen Fraktionen, leichter 

mahlbare, wie Klinker und Sulfatträger, 

in den feineren Fraktionen 

anreichern [11, 29-31]. Bei dem 

härteren Hauptbestandteil stellt 

sich eine enge, bei dem weicheren 

eine breitere Korngrößenverteilung 

ein [32]. Dabei wird unter Umständen 

der Klinker, der hydraulisch 

aktivere Hauptbestandteil, unnötig 

fein, der langsamer reagierende 

Hüttensand hingegen nur ungenügend 

fein gemahlen und sein latent-hydraulisches 

Potential nicht 

ausgenutzt. Zusätzlich kann der 

Wasseranspruch des härteren Zementbestandteils 

durch die engere 

Korngrößenverteilung erhöht werden 

[33]. 

Die Vorteile einer getrennten Mahlung 

der Zementbestandteile, beispielsweise 

die höhere Flexibilität 


24 

bei der Zementherstellung, wurden 

bereits früh diskutiert [2, 34-38], 

konnten aber lange Zeit auf Grund 

von Problemen bei der Homogenisierung 

nicht realisiert werden. Zwar 

können auch heutzutage Zemente 

aus gemeinsam und getrennt gemahlenen 

Bestandteilen deutliche 

Eigenschaftsunterschiede aufweisen 

[39], jedoch ist die Dosier- und 

Mischtechnik durchaus in der Lage, 

leistungsfähige Zemente aus getrennt 

gemahlenen Hauptbestandteilen 

herzustellen [40, 41]. 

4 Grenznutzen der Mahlung 

Üblicherweise werden hüttensandhaltige 

Zemente bei gleicher Festigkeitsklasse 

um 500 cm 2 /g bis 

1.000 cm 2 /g feiner als Portlandzemente 

gemahlen. Feinere Mahlung 

führt jedoch bei den verschiedenen 

Hauptbestandteilen zu einer unterschiedlichen 

Veränderung ihrer Reaktivität. 

Bei der Erhöhung der spezifischen 

Oberfläche ist, bezogen 

auf die Festigkeit, ein abnehmender, 

bei Portlandzementen sogar negativer 

Grenznutzeneffekt feststellbar. 

Dies bedeutet, dass der Festigkeitszuwachs, 

der durch die Anhebung 

der Feinheit der Zementbestandteile 

erreicht werden kann, mit steigender 

spezifischer Oberfläche deutlich 

geringer wird und sogar in 

einen Festigkeitsrückgang umschlagen 

kann. Die erhöhte, kostenintensive 

Feinmahlung des Zements kann 

also nicht nur zu negativen Begleiterscheinungen 

wie einem erhöhten 

Wasseranspruch oder einer Überschreitung 

der 28-Tage-Festigkeiten 

führen, sondern ist auch hinsichtlich 

ihrer Wirksamkeit begrenzt. 

In Untersuchungen an Portlandzementen 

und Hochofenzementen, 

bei denen die spezifische Oberfläche 

des Klinkers (KL) bzw. des Hüttensands 

(HS) schrittweise gesteigert 

worden war [42], wurde für hüttensandreiche 

Hochofenzemente ein 

für Standardfrühfestigkeiten erforderlicher 

Mindestwert für die spezifische 

Oberfläche des Hüttensands 

von etwa 3.000 cm 2 /g und eine maximale, 

effektiv nutzbare spezifische 

Hüttensandoberfläche von rd. 

5.000 cm 2 /g ermittelt (Bild 1). Es 

fällt auf, dass der Portlandzement 

bereits bei deutlich kleinerer spezifischer 

Oberfläche nach 28 Tagen 

ein Festigkeitsplateau erreichte und 

sich nach 91 Tagen die höhere Feinheit 

festigkeitsmindernd auswirkte 

(Bild 1, oben). Hingegen stiegen 

die Festigkeiten bei den Hochofenzementen 

auch bei deutlich höherer 

spezifischer Oberfläche immer noch 

an (Bild 1, unten), wenn auch mit 

geringerem Zuwachs. 

Bereits in sehr frühen Untersuchungen 

wurde der Effekt des abnehmenden 

Grenznutzens aufgezeigt [2], der 

verantwortlich ist für die Begrenzung 

der Festigkeitsoptimierung 

mittels Feinmahlung des gesamten 

Zements. Kühl führte zur Effektivitätsbeurteilung 

der Portlandzementmahlung 

eine „Wertzahl“ in Abhängigkeit 

von Druck- (R c) und Biegezugfestigkeit 

(R f) ein (W. Z. (t) = Σ R c (t) 

+ 10 x Σ R f (t)). Sie sollte so „eine allgemeine 

Kennzeichnung der Festigkeitsentwicklung 

des Zements darstellen“ 

[43] und durchlief ein 

Maximum bei mittleren, nicht bei 

maximalen Feinheiten [44]. Allerdings 

muss einschränkend gelten, 

dass in diesen Untersuchungen der 

w/z-Wert mit steigender spezifischer 

Zementoberfläche proportional zum 

höheren Wasseranspruch etwas erhöht 

wurde. In ähnlichen Untersuchungen 

von Eigers [45] wurden bei 

mörteltechnischen Untersuchungen 

mit Portlandzementen bei konstantem 

w/z-Wert für die 28-Tage-Festigkeit 

das Erreichen eines Festigkeitsplateaus 

ermittelt und folgende 

Thesen postuliert:

Die Festigkeitszunahme wird mit 

steigender Oberfläche kleiner. 

Zemente gleicher innerer Oberfläche, 

aber verschiedener Körnung 

ergeben stets verschiedene 

Festigkeiten. 

Die allerfeinsten Fraktionen haben 

einen sehr geringen Einfluss 

auf die Bildung der Festigkeiten. 

(Anm.: Gemeint sind die 28-Tage- 

Festigkeiten.) 

Bild 1: 

Abnehmender 

Grenznutzeneffekt 

bei 

erhöhter spezifischerOberfläche 

(Werte 

aus [42]) 

Demnach muss ein Zement, um 

die größten Festigkeiten zu geben, 

nicht möglichst viel Feines, 

sondern möglichst viele Körner 

zwischen 10 µm und 20 µm haben. 

Eine Reihe weiterer Darstellungen in 

der Literatur belegt ähnliche Ergebnisse. 

Bei konstantem w/z-Wert wurde 

für Portlandzement mit höherer 

spezifischer Oberfläche ein Stagnieren 

der 7-Tage- und ein Rückgang 

der 28-Tage-Festigkeiten ermittelt 

[11]. In [1, 46] wird über Portlandzemente 

berichtet, die bei spezifischen 

Oberflächen > 5.100 cm 2 /g 

nur noch geringe Festigkeitssteigerungen 

zeigten und in [47] wird darauf 

hingewiesen, dass oberhalb von 

5.000 cm 2 /g eine Abnahme der Festigkeit 

stattfindet. Schwiete und 

Dölbor fanden bei Hochofenzementen 

mit 70 M.-% Hüttensand ab einer 

Klinkeroberfläche > 3.000 cm 2 /g 

nur noch geringe Festigkeitszuwächse 

nach 3 und 7 Tagen sowie 

ein Festigkeitsplateau nach 56 und 

90 Tagen [48]. In [49] werden Portlandhüttenzemente 

beschrieben, bei 

denen die Kombination verschiedener 

Hüttensand- mit mittelfeinen 

Klinkerfraktionen höhere Festigkeiten 

nach 28 und 90 Tagen zeigten 

als die Kombination mit den feinsten 

Klinkerfraktionen, bei denen nach 

90 Tagen ein Abfall der Festigkeit 

auftrat. Über nur eine minimale Festigkeitssteigerung 

von hüttensandreichem 

Hochofenzement durch eine 

von 3.000 cm 2 /g auf 4.000 cm 2 /g erhöhte 

spezifische Klinkeroberfläche 

berichtete Schröder [34]. In [4] führte 

die Erhöhung der spezifischen 

Klinkeroberfläche von 2.600 cm 2 /g 

über 4.200 cm 2 /g auf 6.150 cm 2 /g 

zwar zu einer stetigen Steigerung 

der 2-Tage-Festigkeit, jedoch durchlief 

die 28-Tage-Festigkeit ein ausgeprägtes 

Maximum bei 4.200 cm 2 /g. 

Im Gegensatz zu den vorstehend angeführten 

Beispielen wird hingegen 

in [50] die These aufgestellt, dass 

sich im technisch sinnvollen Rahmen 

auch durch eine Kombination unterschiedlich 

fein aufbereiteter Hauptbestandteile 

keine Zemente mit 

wesentlich anderen Festigkeitseigenschaften 

erzeugen lassen. 

Eine Erklärung für den Grenznutzeneffekt, 

insbesondere bei der Klinkermahlung, 

findet sich 1950 in den 


25

Untersuchungen Wuhrers. Er untersuchte 

die Festigkeitsentwicklung 

verschiedener Klinkerfraktionen in 

Labor-Portlandzementen und diejenige 

verschiedener Fraktionen eines 

abgelagerten Handels-Portlandzements 

[51]. Er stellte fest, dass bei 

den Labor-Portlandzementen auf 

Grund mahltechnisch bedingter höherer 

C 3S-Gehalte die feinste Fraktion 

0 / 7 µm die höchste Festigkeitsentwicklung 

bis zum Alter zwischen 

7 und 28 Tagen bewirkte, in höherem 

Alter jedoch die Fraktion 5 / 25 µm 

größere Festigkeiten erbrachte als 

die Ausgangskörnung 0 / 160 µm. 

Der Fraktion > 35 µm wurde kein 

nennenswerter Festigkeitsbeitrag 

beigemessen. Die Untersuchung der 

Fraktion 0 / 7 µm des Handels-Portlandzements 

ergab die niedrigsten 

Festigkeiten, was auf eine Anreicherung 

des leicht mahlbaren Gipses, 

des Klinkersulfats, und eine Vorhydratation 

des feinsten Klinkeranteils 

zurückgeführt wurde, wie sie auch 

an anderer Stelle [5, 52, 53] beobachtet 

wurde. 

Ein weiterer Erklärungsansatz für 

den Grenznutzeneffekt erhielt im 

Zusammenhang mit der Einführung 

hochfester Betone Bedeutung. 

Weil ein geringer w/z-Wert sowie 

eine erhöhte Packungsdichte des Zements 

infolge hoher Feinheit zu einer 

Raumbegrenzung für die Hydratphasen 

führen und eine verringerte 

Kapillarporosität die Wasserzufuhr 

einschränkt oder unterbindet (Selbstaustrocknung 

und verstärktes chemisches 

Schwinden), kann das hydraulische 

Potential hochfeiner 

Zemente häufig nicht ausgenutzt 

werden [54-56]. In [57] wird aus diesem 

Grund für niedrige w/z-Werte 

der Vorschlag gemacht, oberflächenaktive 

Füller zu verwenden, die eine 

ähnlich dichte Reaktionszone ausbilden 

wie der im Kernbereich häufig 

noch unhydratisierte Klinker. Für 

die Herstellung von Hochleistungs- 


26 

betonen wird verschiedentlich die 

Anwendung von gröberen Zementen 

in Verbindung mit Füllern empfohlen. 

Bei den üblichen niedrigen w/z- 

Werten (≤ 0,30) kann bei feinen und 

groben Zementen gleichermaßen die 

Porosität des für die Festigkeits- und 

Dauerhaftigkeitseigenschaften maßgeblichen 

Übergangsbereichs zwischen 

Gesteinskörnung und Zementstein 

sehr ähnlich sein. Gröberer 

Zement benötigt aber eine geringere 

Mahlenergie und weist einen geringeren 

Wasseranspruch auf [56, 58]. 

Eine gegenüber Portlandzement 

geringere Kapillarporosität ist auch 

eine für herkömmlichen Hochofenzement 

typische Erscheinung. Auf 

Grund der geringeren Hydratationsgeschwindigkeit 

von Hüttensand 

gegenüber Klinker gleicher spezifischer 

Oberfläche ist eine Selbstaustrocknung 

bei hüttensandhaltigen 

Zementen aber weniger wahrscheinlich. 

Zusammengefasst kann festgestellt 

werden, dass der unterschiedlich 

ausgeprägte Grenznutzeneffekt 

einerseits die begrenzte Wirkung 

der erhöhten Klinkermahlung aufzeigt 

und andererseits dazu führt, 

dass außer bei hüttensandreichen 

Zementen auch bei den mengenmäßig 

vom Klinker dominierten Portlandhüttenzementen 

die Erhöhung 

der Hüttensandfeinheit eine effektive 

Maßnahme zur Steigerung der 

Festigkeit darstellen kann. Jedoch ist 

die aus Gründen einer erhöhten Anfangsfestigkeit 

von hüttensandhaltigen 

Zementen notwendige Einstellung 

einer höheren spezifischen 

Oberfläche besonders energie- und 

damit kostenintensiv, zumal die Hüttensandmahlung 

im Bereich bis etwa 

4.500 cm 2 /g meist energieintensiver 

als die Klinkermahlung ist [59]. Zusätzlich 

muss die höhere Abrasivität 

des glasigen Hüttensands berücksichtigt 

werden [60]. 

1907 wurde bereits die Meinung 

vertreten, dass nicht allein die feinsten 

Fraktionen als maßgeblich anzusehen 

sind, sondern dass ein Gemisch 

aus feinsten und gröberen 

Teilchen, „bei dem die Raumerfüllung 

eine viel vollkommenere ist“, 

vorteilhafter wäre [61]. Dies deutet 

bereits auf Überlegungen hin, die 

gesamte Korngrößenverteilung und 

nicht nur die spezifische Oberfläche 

zu betrachten und dabei sowohl monomodale 

als auch bimodale Verteilungen 

zu berücksichtigen. 

5 Korngrößenverteilung, 

spezifische Oberfläche und 

Reaktivität 

5.1 Einfluss der Korngrößenverteilung 

Bei konstanter spezifischer Oberfläche 

können die Zementbestandteile 

in sehr unterschiedlichen Korngrößenverteilungen 

(KGV) vorliegen 

[32, 62, 63]. Engere Verteilungen 

können bei Zementmörtelprüfungen 

zu höheren Festigkeiten führen. 

Bei konstanter spezifischer Oberfläche 

und engerer Korngrößenverteilung, 

das heißt, bei größerem 

Steigungsmaß n und kleinerem Lageparameter 

d‘ der RRSB-Verteilung 

(s. Abschnitt 5.2.), wird im Allgemeinen 

eine zunehmende Festigkeit, zumindest 

ab 7 Tagen, infolge höherer 

Hydratationsraten gefunden. Nach 

2 Tagen hingegen können die Festigkeiten 

auch niedriger ausfallen [11, 

63, 64]. Eindeutig führt eine steilere 

Verteilung durch eine geringere 

Packungsdichte zu einem erhöhten 

Wasseranspruch. Der größte Teil des 

Anmachwassers wird aus rheologischen 

Gründen für die nicht-hydratisierten 

Zementpartikel benötigt. Er 

überwiegt mit ca. 20 M.-% gegenüber 

dem für die Hydratation und die 

Beweglichkeit der ersten Hydratationsprodukte 

benötigten Anteil und

hängt weniger stark von der Korngrößenverteilung 

ab als dieser [33, 

65]. Der Einfluss der Korngrößenverteilung 

des Zements auf die Betoneigenschaften 

wurde eingehend in 

[66] untersucht. Insbesondere wurde 

festgestellt, dass sich eine engere 

Korngrößenverteilung des Zements 

nur wenig positiv bzw. sogar negativ 

auf die Betonfestigkeit auswirkt, da 

sie im System Kies/Sand/Zement zu 

einer größeren Abweichung von der 

idealen Packungsdichte führt als im 

Mörtelsystem Sand/Zement. 

Die meisten Autoren sehen beim 

Portlandzement in der Feinstfraktion 

< 5 µm den reaktivsten, aber auch 

vorhydratationsgefährdeten Anteil 

und schreiben die größte praktische 

Bedeutung für das Hydratationsverhalten 

etwa dem Bereich von 

5 µm - 30 µm zu. Gröberen Anteilen, 

die bei üblichen Portlandzementen, 

je nach Festigkeitsklasse, etwa zwischen 

15 M.-% und 20 M.-% betragen, 

wird kein wesentlicher Einfluss 

zugeschrieben. Über hüttensandhaltige 

Zemente gibt es wesentlich weniger 

konkrete Aussagen, aber hier 

kommt den Fraktionen < 10 µm, 

die bei üblichen Hochofenzementen 

etwa 35 M.-% ausmachen, die 

größte Bedeutung für die Festigkeitsentwicklung 

innerhalb der ersten 

28 Tage zu. Für die Anfangsfestigkeit 

ist die Fraktion < 2 µm- 3 µm 

wesentlich. Auf Kompositzemente, 

deren Bestandteile gemeinsam gemahlen 

werden, können pauschale 

Forderungen nach bestimmten Fraktionsanteilen 

auf Grund der unterschiedlichen 

Mahlbarkeit nicht ohne 

weiteres übertragen werden. 

5.2 Beschreibung der 

Korngrößenverteilung 

Viele Arbeiten widmeten sich der 

theoretischen Beschreibung von 

Korngrößenverteilungen und 

sind z.B. mit Namen wie Fuller, 

Andreasen oder Furnas verbunden. 

Über sie wird in [67] ausführlich berichtet. 

Vielfach stand das Ziel im 

Vordergrund, für Baustoffe eine optimale 

Packungsdichte mit minimalem 

Hohlraumvolumen zu finden 

[68], da „deren Stärkeeigenschaften 

allgemein mit der Dichte wachsen“ 

[69]. Die bekannteste Gleichung für 

stetig verlaufende Korngrößenverteilungen 

ist die für Beton empirisch 

abgeleitete „Fullerkurve“ [68, 70]. Ein 

heute meist zur Beschreibung der 

Korngrößenverteilung verwendetes 

Sondernetz mit logarithmischer Abszisse 

und doppeltlogarithmischer Ordinate 

ist das RRSB-Netz (nach Rosin, 

Rammler, Sperling und Bennett). 

Es wird in DIN 66145 [71] beschrieben. 

Die Feinheitsparameter d‘ und 

n beschreiben die RRSB-Gerade eindeutig 

und können mittels linearer 

Regression ermittelt werden. Die Bewertung 

von n als „breit“ („flach“) 

oder „eng“ („steil“) ist hingegen subjektiv. 

Über die Zuverlässigkeit verschiedener 

Regressionsrechnungen 

im RRSB-Netz wird detailliert in [72- 

75] berichtet. Im Rahmen der vorliegenden 

Arbeiten wurde die gewichtete 

lineare Regression nach 

[73] auf der Basis aller für das je- 

weilige Material erfassten Messwerte 

D i > 0 % bzw. < 100 % angewendet. 

Dies hat den Vorteil, dass in die 

Bestimmungsgleichungen für die 

Geradenparameter der im transformierten 

RRSB-Koordinatensystem 

überproportionale Einfluss der Randbereiche 

der Korngrößenverteilung 

vermindert wird. Besonders die Bestimmung 

der Steigung n ist empfindlich 

abhängig von der gewählten 

Berechnungsmethode bzw. von 

dem gewählten Regressionsbereich, 

wie Vergleichsrechnungen zeigten; 

der Lageparameter d‘ ist es weniger. 

In Bild 2 wird deutlich, um wie viel 

besser die Anpassung der berechneten 

Kurve an die vom Lasergranulometer 

gemessenen Werte gelingt, 

d.h. um wie viel geringer die Standardabweichung 

S n-2 wird, wenn die 

gewichtete statt der einfachen linearen 

Regression verwendet wird. 

Problematisch wird die Anwendung 

unterschiedlicher Berechnungsmethoden, 

die häufig nicht deklariert 

werden, beim Vergleich verschiedener 

Analysen und bei der Bewertung 

von Literaturergebnissen. Für 

die Anwendung verschiedener Analysenmethoden(Lasergranulometrie, 

Sedimentationsverfahren, Sie- 

Bild 2: Wirkung der gewichteten und der einfachen linearen Regression 


27

ung) ist dies bereits lange bekannt. 

Eine Mischung aus zwei weit auseinander 

liegenden Korngrößenverteilungen 

lässt sich nur schlecht bzw. 

gar nicht im RRSB-Netz und damit 

mit nur zwei Feinheitsparametern 

beschreiben. In diesen Fällen müssen 

separate Regressionsgeraden für 

den unteren und den oberen Bereich 

der Korngrößenverteilung berechnet 

werden. 

Zusammengefasst kann vereinfacht 

festgestellt werden, dass bei konstanter 

spezifischer Oberfläche eine 

engere Korngrößenverteilung positiven 

Einfluss auf den Hydratationsgrad 

und negativen auf die Verarbeitbarkeit 

nehmen kann. Daher ist 

es notwendig, diese gegenläufigen 

Tendenzen zu berücksichtigen und 

eine optimale Abstimmung der Feinheitsparameter 

zu erreichen. Die beschriebenen 

Aussagen zum Einfluss 

der Feinheit des Zements auf seine 

Eigenschaften sind zwar teilweise widersprüchlich, 

lassen aber erkennen, 

welches Optimierungspotential in der 

gezielten Einstellung der Korngrößenverteilung 

und der Anwendung 

feinster Zementbestandteile liegt. 


28 

6 Versuchsprogramm 

Für die nachstehend beschriebenen 

Untersuchungen wurden vier Hüttensande 

und zwei Klinker unterschiedlicher 

Herkunft und sehr 

unterschiedlicher chemischer Zusammensetzung 

in verschiedenen 

Mahlaggregaten separat zerkleinert 

und gesichtet. Durch diese Aufbereitung 

konnten gezielt verschiedene 

Korngrößenverteilungen und spezifische 

Oberflächen der Zementbestandteile 

und damit der Zemente 

eingestellt werden. Auf der Basis 

der so erhaltenen Feinheiten – für 

die Hüttensande standen 49 verschiedene 

Korngrößenverteilungen 

zur Verfügung – wurden nach vorheriger 

theoretischer Berechnung 

der Soll-Korngrößenverteilung durch 

Mischung der einzelnen Bestandteile 

mehr als 140 Laborzemente 

(Hüttensandgehalt von 0 M.-% bis 

75 M.-%) hergestellt. Diese Zemente 

wurden im Leim und Mörtel vergleichend 

untersucht, einige handelsübliche 

Zemente dienten als Referenz. 

Die Bestimmung des chemisch 

gebundenen Wassers, der Hydratationswärmeentwicklung 

und der Po- 

Bild 3: Größenrelation von Hüttensandgrieß, Hüttensandmehl üblicher Feinheit 

und Feinsthüttensand 

rengrößenverteilung ergänzten die 

Untersuchungen. Einige Mörtelgefüge 

wurden unter dem Rasterelektronenmikroskop 

untersucht. Die 

Korngrößenverteilungen deckten 

hinsichtlich der Feinheitsparameter 

n und d‘ sowie der spezifischen 

Oberfläche einen sehr weiten Bereich 

vom Hüttensandgrieß bis zum 

Feinsthüttensand ab (Bilder 3 bis 5). 

Der Einfluss der Zerkleinerungsart auf 

die Kornform ist nahe liegend und 

z.B. in [76] für Klinkerkörner dokumentiert. 

Jedoch wurde in [76] ebenfalls 

nachgewiesen, dass diese Unterschiede 

nur in der relativ groben 

Fraktion > 63 µm sehr ausgeprägt 

waren. In der Fraktion < 10 µm waren 

hingegen kaum noch Unterschiede 

nachweisbar. Die Kornform der gemahlenen 

Hüttensande wich bei allen 

Feinheiten deutlich von der idealen 

sphärischen Form ab und alle Partikel 

wiesen splittrige Bruchkanten auf. 

Bild 4: REM-Aufnahme von Hüttensandgrieß 

(d‘ = 66,7 µm, n = 0,99, 

S m = 1.240 cm 2 /g) 

Bild 5: REM-Aufnahme von Feinsthüttensand 

(d‘ = 2,9 µm, n= 1,58, 

S m = 24.600 cm 2 /g)

7 Vorhydratation bei 

Portlandzementklinker 

und Hüttensand 

Im Rahmen der Untersuchungen 

wurde ein Klinker u.a. in einer Gutbettwalzenmühle 

im halbtechnischen 

Maßstab gemahlen und gesichtet. 

Das erhaltene Grob- und 

Feingut zeigt Bild 6. Die chemische 

Analyse ergab, dass das Klinkerfeingut 

bereits unmittelbar nach der 

Aufbereitung und Sichtung einen 

um 1,33 M.-% erhöhten Glühverlust 

aufwies, der sich innerhalb der 

weiteren Lagerdauer nur noch wenig 

veränderte. Das Grobgut zeigte nur 

eine geringe Zunahme an H 2O und 

CO 2 (Bild 7). In Bild 8 ist die Veränderung 

des Glühverlustes für einen 

Hüttensand dargestellt, der zunächst 

in einer Walzenschüsselmühle gemahlen 

und anschließend mit einem 

Turboplex-Feinstkornsichter nachgesichtet 

wurde. Man erkennt, dass 

zwar auch in diesem Fall der Gehalt 

an H 2O und CO 2 zunahm, dass aber 

erst bei einer spezifischen Oberfläche 

von 16.000 cm 2 /g Werte erreicht 

wurden, die sich beim Klinkermehl 

bereits bei 7.600 cm 2 /g einstellten. 

Bild 9 zeigt, dass im Gegensatz zum 

Klinkermehl die H 2O- und CO 2-Gehalte 

von Feinsthüttensand im Laufe 

mehrjähriger trockener Lagerung 

stetig zunehmen. Je höher die spezifische 

Oberfläche des Feinsthüttensands 

ist, desto stärker ist die Zunahme 

von H 2O und CO 2, die bei 

ungemahlenem Hüttensand als ein 

Indiz für den Frischegrad dient [77]. 

Die Untersuchungen bestätigen die 

in Abschnitt 4 beschriebene und im 

Vergleich zum Hüttensand erhöhte 

Empfindlichkeit des Portlandzementklinkers 

gegenüber der Feinmahlung. 

Erst wenn Feinsthüttensand mehrere 

Jahre gelagert hatte (z.B. Feinsthüttensand 

A4 aus Bild 9 über 6 Jahre), 

wurde der in den Abschnitten 9 und 

11 beschriebene Optimierungserfolg 

wieder kompensiert und man erhielt 

Bild 6: 

Grob- und Feingut 

eines Klinkers 

nach der Gutbettwalzenmühle 

Bild 7: 

Vorhydratation 

von Klinker bei 

Mahlung in einer 

Gutbettwalzenmühle 

Bild 8: 

Vorhydratation 

von Hüttensand 

bei Mahlung in 

einer Walzenschüsselmühle 

und anschließender 

Nachsichtung 

Bild 9: 

Alterung von 

Feinsthüttensand 

bei mehrjähriger 

trockener Lagerung 


29

Festigkeiten, die denen des nichtoptimierten 

Zements entsprachen. 

Die Klinkeranalysen ergaben auch, 

dass das Grobgut eine deutliche Anreicherung 

an C 2S (25,7 M.-% statt 

17,5 M.-% nach Bogue) und eine 

Verminderung an C 3S (53,7 M.-% 

statt 61,4 M.-%) aufwies. Dies lässt 

sich auf die schlechtere Mahlbarkeit 

des C 2S zurückführen [78]. Die 

in Bild 6 erkennbaren unterschiedlichen 

Farben dürften primär auf die 

sehr unterschiedliche Feinheit beider 

Fraktionen zurückzuführen sein. 

Bei den Hüttensanden unterschiedlicher 

Feinheit wurden keine Unterschiede 

der chemischen Zusammensetzung 

festgestellt. Dies ist durch 

ihre glasige Struktur zu erklären, die 

hinsichtlich der Mahlbarkeit offensichtlich 

keine signifikante Differenzierung 

einzelner Kornbereiche bewirkt 

hat. 

8 Kombination unterschiedlicher 

Feinheiten von 

Hüttensand und Portlandzementklinker 

Zunächst einmal erscheint es nahe 

liegend, zur Erzielung eines maximalen 

Effekts stets diejenige Zementkomponente 

feiner zu mahlen, die 

im Zement mengenmäßig dominiert. 

In umfangreichen Untersuchungen 

an Zementen aus Hüttensand und 

Klinker unterschiedlicher spezifischer 

Oberfläche [21] wurde bei verschiedenen 

HS/KL-Verhältnissen u.a. auch 

dieser Frage nachgegangen. Die Untersuchungen 

bestätigen nachdrücklich 

den in Abschnitt 4 beschriebenen 

abnehmenden bzw. negativen 

Grenznutzeneffekt. Ausgehend von 

einer spezifischen Klinkeroberfläche 

von 4.200 cm 2 /g verminderten sich 

die Festigkeiten mit zunehmender 

Klinkeroberfläche bis 5.700 cm 2 /g 

beim Portlandzement bereits ab 

7 Tagen und beim Hochofenzement 


30 

nach 28 Tagen (HS/KL = 45/55) bzw. 

nach 56 Tagen (HS/KL = 75/25). 

Dies führte dazu, dass bei konstanten 

spezifischen Zementoberflächen, 

die sich durch Kombination von 

feinerem Hüttensand und gröberem 

Klinker bzw. gröberem Hüttensand 

und feinerem Klinker ergaben, 

und bei konstantem HS/KL-Verhältnis 

sehr unterschiedliche Festigkeitsentwicklungen 

beobachtet wurden, 

und zwar sowohl bei unterschiedlichen 

(Bild 10) wie auch bei gleichen 

(Bild 11) Korngrößenverteilungen 

des Zements. Im Bild 10 überlagern 

sich dabei die festigkeitsmindernden 

Einflüsse der breiteren Korngrößenverteilung 

(vgl. Abschnitt 5) und des 

übermahlenen Klinkers. Im Bild 11 

ist allein der negative Klinkereinfluss 

erkennbar. In beiden Fällen ist der 

Klinker der mengenmäßig dominierende 

Hauptbestandteil und die Ergebnisse 

zeigen, dass auch in den 

Fällen, in denen der Hüttensand wie 

bei Portlandhüttenzementen den 

geringeren Anteil ausmacht, die Optimierung 

seiner Feinheit eine effektive 

Maßnahme zur Steigerung der 

Festigkeit darstellt. Allerdings zeigen 

Bild 10: Festigkeitsentwicklung zweier Portlandhüttenzemente bei konstanter 

spezifischer Zementoberfläche und unterschiedlicher Korngrößenverteilung 

Bild 11: Festigkeitsentwicklung zweier Hochofenzemente bei konstanter spezifischer 

Zementoberfläche und gleicher Korngrößenverteilung

die Bilder 10 und 11 auch, dass davon 

nicht nur die Druckfestigkeiten 

nach 1 Tag und 2 Tagen, sondern 

auch die Druckfestigkeiten zu späteren 

Hydratationszeitpunkten betroffen 

sind. Die herkömmliche Feinmahlung 

bietet also keinen Weg, 

gezielt die Frühfestigkeit allein zu 

optimieren. 

Aktuelle Ergebnisse deuten auf einen 

Einfluss des Mahlsystems auf die unterschiedliche 

Festigkeitsentwicklung 

von Zementen gleicher Oberfläche 

und Korngrößenverteilung hin [79]. 

9 Feinsthüttensand 

Auf Grundlage des Wissens um die 

begrenzte Wirksamkeit einer erhöhten 

Feinmahlung des gesamten Hüttensands 

und aus der Überlegung 

heraus, dass nur die feinsten Hüttensandanteile 

< 2 µm auf Grund 

höherer Reaktivität maßgeblich für 

die Anfangsfestigkeit sind, ergab 

sich als einfachster experimenteller 

Ansatz die Substitution von Hüttensand 

üblicher Feinheit durch unterschiedliche 

Mengen an Feinsthüttensand 

(FHS). 

Die grundsätzliche Bedeutung der 

Feinheit des Hüttensands für die Reaktivität 

erkennt man in Bild 12, 

in dem die spezifische Oberfläche 

(sowohl gemessen nach Blaine 1) als 

auch berechnet aus der Korngrößenverteilung) 

in Abhängigkeit vom Lageparameter 

d‘ aufgetragen wurde. 

Der enorme Anstieg der Oberfläche 

im Bereich < 5 µm weist darauf hin, 

dass nur solche Hüttensande einen 

außerordentlichen Beitrag zur Frühfestigkeitsentwicklung 

leisten kön- 

1) Zu beachten ist, dass das Blaine- Verfahren bereits 

bei Oberflächen über 7.000 cm 2 /g nur noch 

tendenzielle Aussagen ermöglicht, da dann im 

Pulverbett keine laminare Luftströmung mehr 

anzunehmen ist. 

nen, deren Feinheit in diesem Bereich 

liegt. 

Die schrittweise Erhöhung des Feinsthüttensandanteils 

auf 100 M.-% 

des Gesamthüttensandgehalts 

(60 M.-% des Hochofenzement 

ohne Sulfatträger) führte bei 

einem Hochofenzement mit einem 

HS/KL-Verhältnis von 60/40 und mit 

einer Hüttensandbasisfeinheit von 

4.900 cm 2 /g (Klinker: 4.200 cm 2 /g) 

zu deutlichen Erhöhungen der Fes- 

tigkeit, allerdings zu jedem Prüftermin 

und nicht speziell nur im frühen 

Hydratationsalter (Bild 13). 

Damit sind die Ergebnisse mit 

denen vergleichbar, die bei der üblichen 

Feinermahlung des Hüttensands 

beobachtet wurden (vgl. Abschnitt 

4). Eine Ausnahme ist der 

Zement, bei dem der Hüttensand zu 

100 M.-% aus Feinsthüttensand mit 

einer spezifischen Oberfläche von 

12.400 cm 2 /g bestand. Dieser Zement 

wies zwar bei erhöhter An- 

Bild 12: Abhängigkeit der spezifischen Oberfläche nach Blaine vom Lageparameter d‘ 

Bild 13: Einfluss von Feinsthüttensand auf die Festigkeitsentwicklung von 

Hochofenzement 


31

fangsfestigkeit ebenfalls deutlich 

höhere Spätfestigkeiten auf, jedoch 

verringerte sich der Festigkeitsanstieg 

ab dem 28. Tag im Vergleich zu 

den Zementen 1 bis 3. 

Überraschend war zunächst, dass 

sich Feinsthüttensandanteile von 

10 M.-% und 30 M.-% am Hüttensandgehalt 

(und damit von 6 M.-% 

und 18 M.-% des Hochofenzements) 

nicht wesentlich auf die Druckfestigkeiten 

auswirkten. Dieses Verhal- 


32 

Bild 14: 

Einfluss von 


auf den 

Wasseranspruch 

von 


ten bestätigte sich sowohl bei der 

Variation des Feinsthüttensands (je 

10 M.-% Hüttensand mit 7.500 cm 2 /g 

und 25.400 cm 2 /g) als auch bei den 

Hochofenzementen mit erhöhter Hüttensandbasisfeinheit 

(6.300 cm 2 /g). 

Erst ein Anteil von 60 M.-% Feinsthüttensand 

am Hüttensandgehalt 

(36 M.-% des Hochofenzements) 

führte bei den untersuchten Mischungsverhältnissen 

zu einer deutlichen 

Steigerung der Festigkeiten 

um durchschnittlich 7 N/mm 2 , was 

einem relativen Anstieg um 93 % 

nach 1 Tag und um 13 % nach 

91 Tagen entspricht. 

Bei einem Hochofenzement mit 

einem HS/KL-Verhältnis von 75/25 

zeigte sich, dass der Anteil von 

10 M.-% eines Feinsthüttensands 

mit 17.700 cm 2 /g wirksamer war 

als die dreifache Menge eines gröberen 

Hüttensands mit immerhin 

7.700 cm 2 /g. Der Einsatz von Feinsthüttensand 

als Nebenbestandteil 

von Portlandzement (5 M.-%) führte 

nicht zu einer signifikanten Veränderung 

der Festigkeitsentwicklung. 

Mit dem Zusatz von Feinsthüttensand 

war ein z.T. hoher Anstieg des 

Wasseranspruchs verbunden. Bei geringen 

Feinsthüttensandanteilen am 

Hüttensandgehalt (10 M.-%) wurde 

keine Erhöhung des Wasseranspruchs 

gemessen. Der Wasseranspruch 

der Portlandzemente mit 

5 M.-% Feinsthüttensand stieg 

etwas an, das Ausbreitmaß änderte 

sich hingegen kaum. In Bild 14 

ist die Veränderung des Wasseranspruchs 

in Abhängigkeit vom Anteil 

des Feinsthüttensands mit den 

gleichzeitig bedingten Veränderungen 

der spezifischen Oberfläche S m 

sowie des Steigungsmaßes n dargestellt. 

Es wird deutlich, dass die wasseranspruchserhöhende 

Wirkung der größeren 

spezifischen Oberfläche bis 

30 M.-% Feinsthüttensand durch 

eine breitere Korngrößenverteilung 

kompensiert wird. Zwar trat einerseits 

beim Zement mit 30 M.-% 

Feinsthüttensand kein Minimum 

des Wasseranspruchs auf, wie es auf 

Grund theoretischer Berechnungen 

zunächst erwartet werden könnte, 

aber andererseits erhöhte sich trotz 

größerer spezifischer Oberfläche der 

Wasseranspruch auch nur geringfügig. 

Für den Zement mit 100 M.-% 

Feinsthüttensand ist zu beachten,

dass das in Bild 14 dargestellte Steigungsmaß 

(n = 0,78) nur mit dem in 

Abschnitt 5 diskutierten Vorbehalt 

für bimodale Korngrößenverteilungen 

(KGV mit zwei Maxima) zu bewerten 

ist. Bedenkt man, dass immerhin 

70 M.-% bis 80 M.-% dieses 

Zements einer Korngrößenverteilung 

folgten, die mit n = 1,31 wesentlich 

enger war, so erklärt sich auch 

der mit 39 M.-% sehr hohe Wasseranspruch. 

Hier wirken sich sowohl 

die vergrößerte Oberfläche als auch 

die steile Korngrößenverteilung negativ 

aus. Aus verarbeitungstechnischen 

Gründen erhöhte w/z-Werte 

kompensieren den Festigkeitszuwachs 

weitgehend, so dass ein Festigkeitsniveau 

erreicht wird, das mit 

Zementen geringerer Feinheit und 

bei üblichem w/z-Wert auch ohne 

Feinsthüttensand erreicht wird. 

Die Ergebnisse zeigen insgesamt, 

dass durch Zusatz von Feinsthüttensand 

ohne weitere Modifizierung der 

Korngrößenverteilung eine Steigerung 

der Festigkeitsentwicklung der 

Hochofenzemente erreicht werden 

kann, deren Ausmaß vom Feinsthüttensandanteil 

abhängt und in jedem 

Hydratationsalter feststellbar ist. 

Die Ergebnisse deuten dabei darauf 

hin, dass eine geringere Menge extrem 

feinen Hüttensands wirksamer 

ist als eine größere Menge zwar gröberen, 

aber immer noch sehr feinen 

Hüttensands. Daraus lässt sich ableiten, 

dass neben einem bestimmten 

Anteil des Feinsthüttensands 

im Zement, der nach unten durch 

eine Wirksamkeitsschwelle und nach 

oben durch die Beeinträchtigung der 

Verarbeitbarkeit begrenzt wird, auch 

eine Mindestfeinheit gegeben sein 

muss, um signifikante Zuwächse der 

Anfangsfestigkeit zu erzielen. Diese 

Mindestfeinheit liegt oberhalb von 

10.000 cm 2 /g. 

Die hohe Frühfestigkeit bei gleichzeitig 

geringer Festigkeitszunahme 

zwischen 28 und 91 Tagen, die der 

Zement mit 100 M.-% Feinsthüttensand 

im Hüttensandanteil aufwies, 

zeigt, dass bei einer weiteren Modifizierung 

der Korngrößenverteilung 

durch Kombination von Feinsthüttensand 

und gröberem Hüttensand 

auch das Ziel erreicht werden kann, 

die Frühfestigkeit zu steigern, ohne 

die 28-Tage-Festigkeit gegenüber 

einem Referenzzement wesentlich 

zu verändern. 

Die beiden vorstehend erläuterten 

Gesichtspunkte führten zu den in 

den Abschnitten 10 und 11 beschriebenen 

Untersuchungen mit Hüttensandgrieß 

und Hüttensand-Ausfallkörnungen. 

10 Hüttensandgrieß 

Feinsthüttensand wird üblicherweise 

durch eine Sichtung gewonnen, bei 

der auch entsprechendes Grobgut 

(„Hüttensandgrieß“) entsteht. Neben 

der Rückführung in die Mahlanlage 

bietet es sich an, dieses Material unmittelbar 

zur Korrektur der Hüttensandkorngrößenverteilung 

im Sinne 

der vorstehend erfolgten Diskussion 

zu verwenden. Daher war zu überprüfen, 

welchen Einfluss der partielle 

Ersatz von Hüttensand üblicher 

Feinheit durch dieses relativ grobe 

Material auf die Festigkeitsentwicklung 

und die Verarbeitbarkeit hat. 

Bei diesen Untersuchungen stand 

nicht die Erhöhung der Anfangsfestigkeit, 

sondern die Modifizierung 

der Hüttensandkorngrößenverteilung 

im gröberen Bereich mit dem 

Ziel einer besseren Verarbeitbarkeit 

im Vordergrund. Es sollte die Grenze 

aufgezeigt werden, bis zu der Hüttensandgrieß 

in verschiedener Feinheit 

ohne Beeinträchtigung der Festigkeiten 

verwendet werden kann. 

Bild 15 zeigt die Festigkeitsentwicklung 

von Portlandhüttenzementen 

(HS/KL = 30/70), bei denen schritt- 

weise Hüttensand üblicher Feinheit 

(4.200 cm 2 /g) durch das gröbste 

Grieß c (d‘ = 66,7 µm, n = 0,99, 

1.240 cm 2 /g) von 5 M.-% auf 

62 M.-% substituiert wurde. Zum 

Vergleich wurde in die Graphik die 

Festigkeitsentwicklung eines Portlandzements 

(Kurve 1) aufgenommen. 

Bild 16 zeigt analog die Werte 

für Hochofenzemente (HS/KL = 

75/25). 

Die Festigkeitseinbußen bei Einsatz 

von Hüttensandgrieß lagen beim 

Portlandhüttenzement bis zu einem 

Grießanteil von 25 M.-% am Hüttensand 

(8 M.-% am Zement) auf 

niedrigem Niveau und betrafen im 

Wesentlichen die Festigkeiten nach 

7 und 28 Tagen, beeinflussten die 

Anfangsfestigkeiten hingegen kaum. 

Dies war erst bei höheren Grießgehalten 

der Fall. Ein Grießanteil von 

62 M.-% am Hüttensand (19 M.-% 

am Zement) minderte hingegen bereits 

die 2- und 7-Tage-Festigkeiten 

spürbar. Dies kann als Indiz dafür 

gewertet werden, dass der Feinstanteil 

im Hüttensand mit der spezifischen 

Oberfläche 4.200 cm 2 /g, der 

durch den Hüttensandgrieß teilweise 

ersetzt wurde, bereits einen signifikanten 

Beitrag zur 2- und 7-Tage- 

Festigkeit lieferte und nunmehr 

fehlte. Bei den Hochofenzementen 

ist die Festigkeitsminderung bereits 

ab dem 2. Tag erkennbar. Aber erst 

bei Ersatz von 25 M.-% des Hüttensands 

durch Hüttensandgrieß, was 

ebenfalls einem Anteil am Zement 

von 19 M.-% entspricht, überschritt 

bei Verwendung des gröbsten Hüttensandgrießes 

c der Festigkeitsverlust 

einen Wert von 4 N/mm 2 und 

damit deutlich die Signifikanzgrenze. 

Die Erhöhung der spezifischen 

Klinkeroberfläche von 4.200 cm 2 /g 

auf 5.000 cm 2 /g (Bild 15, Kurve 7) 

führte selbst beim Portlandhüttenzement 

nicht zu einer Kompensation 

des grießbedingten Festigkeitsverlustes 

bei gleichzeitiger Verschlech- 


33

Bild 15: Festigkeitsentwicklung von Portlandhüttenzementen mit Hüttensandgrieß 

c (1.240 cm 2 /g) 

Bild 16: Festigkeitsentwicklung von Hochofenzementen mit Hüttensandgrieß c 

(1.240 cm 2 /g) 

Bild 17: Einfluss von Hüttensandgrieß auf den Wasseranspruch 


34 

terung der späteren Festigkeiten. 

Bild 17 zeigt den positiven Einfluss 

der Grießzusätze auf den Wasseranspruch 

der Zemente bei Verwendung 

unterschiedlicher Grießfeinheiten 

und -anteile. 

Bild 17 zeigt, dass der Wasseranspruch 

mit steigendem Hüttensandgehalt 

kleiner wurde (Nr. 1, 2, 8), 

mit steigendem Grießgehalt kleiner 

wurde (Nr. 2, 5, 6 und 8, 11), 

mit fallender Grießfeinheit kleiner 

wurde (Nr. 3, 4, 5 und 9, 10, 11), 

mit steigender Klinkerfeinheit 

beim Portlandhüttenzement 

größer wurde (Nr. 6, 7) und 

bei konstanter spezifischer Zementoberfläche 

und konstantem 

Hüttensandgehalt maßgeblich 

von der Korngrößenverteilung 

und Oberfläche der Zementbestandteile 

abhing (Nr. 2, 7). 

Dabei ist zu beachten, dass 

sich die fallende Grießfeinheit 

beim Portlandhüttenzement nicht 

so stark auswirkte wie beim Hochofenzement 

(Nr. 3, 4, 5), da nur 

8 M.-% des Zements aus Hüttensandgrieß 

bestanden und nicht 

19 M.-% wie beim Hochofenzement 

(Nr. 9, 10, 11) und dass 

sich die steigende spezifische 

Klinkeroberfläche beim Hochofenzement 

mit 25 M.-% Klinker 

(Nr. 11, 12) nicht wie beim Portlandhüttenzement 

(Nr. 6, 7) bemerkbar 

machte. 

Obwohl beim Portlandhüttenzement 

unter Verwendung des feineren Klinkers 

eine aus verarbeitungstechnischen 

Gründen wünschenswerte 

breitere Korngrößenverteilung erreicht 

wurde (Nr. 7), stieg der Wasseranspruch 

durch die Erhöhung der 

Klinkerreaktivität gegenüber dem

Zement um 1 M.-% von 25,0 M.-% 

auf 26,0 M.-% an. Die klinkerfeinheitsbedingt 

ohnehin nur minimal 

erhöhte Festigkeit nach 1 Tag und 

2 Tagen war also gleichzeitig mit 

einer Verschlechterung der Verarbeitbarkeit 

verbunden. Gegenüber 

dem Referenzzement CEM II/B-S 

blieb der Wasseranspruch jedoch auf 

Grund des Grießanteils um immerhin 

2,5 M.-% niedriger. 

Die Festigkeitsentwicklung bestätigt 

den im Abschnitt 4 eingehend 

diskutierten Grenznutzeneffekt der 

Klinkermahlung. Da also eine Verbesserung 

der Zementeigenschaften 

durch die erhöhte Klinkermahlung 

auch bei den klinkerreichen Portlandhüttenzementen 

begrenzt ist, 

kommt der Optimierung des Hüttensands 

in diesen Zementen eine erhebliche 

Bedeutung zu. Dies wird 

in der industriellen Praxis zurzeit 

häufig nicht genügend beachtet. 

Betrachtet man beim Portlandhüttenzement 

(Bild 15, Kurve 2) den 

Festigkeitsverlauf im Vergleich zum 

Portlandzement (Kurve 1), so erkennt 

man beim Portlandhüttenzement 

die typischen höheren Festigkeiten 

nach 28 Tagen, sofern kein 

Hüttensandgrieß eingesetzt wurde. 

Diese hohen Festigkeiten sind jedoch 

oft gar nicht notwendig und wegen 

des Risikos, die normgesetzten Obergrenzen 

für die jeweilige Festigkeitsklasse 

zu überschreiten, auch nicht 

erwünscht. Daher wird Hüttensandgrieß 

in der Praxis auch bereits erfolgreich 

zur Steuerung der (Spät-) 

Festigkeitsentwicklung von Portlandhüttenzementen 

verwendet [80]. 

Ein weiterer umweltrelevanter Aspekt 

betrifft die Dauerhaftigkeit von 

Betonbauwerken. Es ist bekannt, 

dass auch bei Portlandzementen, je 

nach Umgebungsbedingungen und 

Dichtigkeit des Zemensteins, nach 

Ablauf von Jahren noch ein deutli- 

cher Anteil nicht-hydratisierter Zementpartikel 

vorhanden ist. Da es 

sich dabei um die gröberen Fraktionen 

des Zements handelt [45], ist 

es nahe liegend, den rohstoff- und 

energieintensiv hergestellten Klinker 

in diesen Fraktionen durch Hüttensand 

zu ersetzen, ohne damit die 

Festigkeitsentwicklung während der 

ersten Wochen zu beeinträchtigen. 

Stellen die Umgebungsbedingungen 

eine Feuchtezufuhr auch über Jahre 

hinweg sicher, bieten die gröberen 

Hüttensandfraktionen zusätzlich ein 

Nacherhärtungspotential, das sich 

positiv auf die Dauerhaftigkeit von 

Betonbauwerken auswirken sollte. 

Der Zement mit 62 M.-% Grießanteil 

am Hüttensand führte gegenüber einem 

25 %igen Grießanteil nur zu einer 

geringen weiteren Verschlechterung 

der 1- und 2-Tage-Festigkeit, 

erreichte aber nach 56 und 91 Tagen 

immer noch fast die Festigkeit des 

Portlandzements. Daher ist es nahe 

liegend, den Festigkeitsverlauf dieses 

Portlandhüttenzements durch Verwendung 

von Feinsthüttensand und 

eine Veränderung der Grießfeinheit 

parallel zu verschieben, um so die 

gleiche 28-Tage-Festigkeit wie beim 

Portlandzement zu erhalten und 

gleichzeitig die Anfangsfestigkeit 

erhöhen zu können. Die erfolgreiche 

Realisierung dieser Vorstellung wird 

im folgenden Abschnitt diskutiert. 

11 Hüttensand- 

Ausfallkörnungen 

Auf der Grundlage der bekannten 

positiven Wirkung einer engen Korngrößenverteilung 

auf die Festigkeitsentwicklung 

von Portlandzement bei 

gleichzeitig verschlechtertem Verarbeitungsverhalten, 

der im Vergleich 

zu feinsten Klinkerfraktionen geringeren 

Gefahr einer Vorhydratation 

feinster Hüttensandanteile, Hinweisen 

in der Literatur (z.B. [9, 37, 

49, 63]) sowie den vorstehend diskutierten 

Ergebnissen wurden Hüttensand-„Ausfallkörnungen“ 

konzipiert, 

bei denen der Feinsthüttensandanteil 

konsequent erhöht wurde und 

gleichzeitig gezielt eine Reduzierung 

der mittleren Hüttensandfraktionen 

erfolgte. Damit ergaben sich 

mehr oder weniger bimodal ausgeprägte 

Korngrößenverteilungen des 

Hüttensands, die als „Ausfallkörnungen“ 

bezeichnet werden, ohne dass 

tatsächlich einzelne Fraktionen des 

Kornbands vollständig ausgeschlosssen 

wurden. 

Ein Feinsthüttensand oder mehrere 

gleichzeitig wurden mit einer deutlich 

gröberen Hüttensandfraktion, 

z.B. mit Hüttensandgrieß, kombiniert. 

Mit den Hüttensand-Ausfallkörnungen 

wurden durch Mischung 

mit Klinker und Sulfatträger Hochofenzemente 

mit einem HS/KL-Verhältnis 

von 75/25 sowie Portlandhüttenzemente 

mit einem HS/KL- 

Verhältnis von 30/70 hergestellt. 

Der Anteil des Feinsthüttensands am 

Hüttensandgehalt der Hochofenzemente 

betrug 20 M.-% bis 40 M.-% 

(15 M.-% bis 30 M.-% des Zements), 

am Hüttensandgehalt der Portlandhüttenzemente 

20 M.-% bis 60 M.-% 

(6 M.-% bis 18 M.-% des Zements). 

Der Zement mit der Hüttensand- 

Ausfallkörnung Nr. 17 (AFK-17) 

wurde gezielt entwickelt, um die im 

Rahmen des Teilprogramms gewonnenen 

Erkenntnisse mit den im Kapitel 

10 speziell in Hinsicht auf den 

grießreichen Zement (62 M.-% Hüttensandgrieß) 

gezogenen Schlussfolgerungen 

zu kombinieren. 

Im Folgenden soll die Optimierung 

von vier verschiedenen Hochofen- 

und von drei Portlandhüttenzementen, 

deren Hüttensandanteil gemäß 

Tafel 2 zusammengesetzt war, exemplarisch 

diskutiert werden. Die 

spezifische Klinkeroberfläche betrug 

in allen Fällen 4.200 cm 2 /g. 


35

Tafel 2: Zusammensetzung der Hüttensand-Mischungen 

11.1 Die Variation der 


In den Bildern 18, 20, 22, 24, 26 

und 28 sind die aus der Lasergranulometeranalyse 

der Einzelbestandteile 

und aus der Mischungsrechnung 

berechneten Anteile der 

verschiedenen Kornfraktionen dargestellt, 

aus denen sich die Hüttensand-Ausfallkörnungen 

(blaue Kurven) 

sowie – unter Einbezug des 

Klinkers (rote Kurven) – die jeweiligen 

Zemente (grüne Kurven) zusammensetzten. 

Dazu gehören jeweils 


36 

Hüttensand-Mischungen (Anteile in M.-%) 

Gröberer Hüttensand Referenzhüttensand Feinsthüttensand 

B D B D B D 

S m [cm 2 /g] 1.240 1.730 2.350 4.180 4.150 21.500 14.900 

d‘ [µm] 66,7 34,7 34,7 16,7 16,5 2,8 3,7 

n [-] 0,99 1,49 1,00 1,16 1,00 1,37 0,91 

BL 75/25 42 42 – – – 100 – – – 

BL 75/25 AFK-5 42 – 60 – – – 40 – 

DL 75/25 42 42 – – – – 100 – – 

DL 75/25 AFK-16 42 – – 60 – – – 40 

BL 30/70 42 42 – – – 100 – – – 

BL 30/70 G-c (62) 42 62 – – 38 – – – 

BL 30/70 AFK-17 42 40 – – – – 60 – 

Bild 18: Ausgangsfraktionen des Zements BL 75/25 42 42 (berechnet) 

(HS/KL = 75/25, Hüttensand B mit spez. Oberfläche = 

4.200 cm 2 /g, Klinker L mit spez. Oberfläche = 4.200 cm 2 /g) 

Flächendiagramme (Bilder 19, 21, 

23, 25, 27 und 29), aus denen – 

normiert auf 100 % – für jede Zementfraktion 

das Verhältnis von 

Hüttensand zu Klinker im Zement 

hervorgeht (linke Ordinate). In den 

Randbereichen der Korngrößenverteilungen, 

in denen fallweise nur 

Hüttensand oder Klinker vorkommen 

kann (relativer Anteil 100 %), ist zu 

beachten, dass der absolute Anteil 

dieser Fraktionen an der Korngrößenverteilung 

des Zements nur sehr 

gering ist (grüne Kurve, rechte Ordinate). 

Die eingetragene waagrechte 

Hilfslinie HS/KL = 75/25 bzw. 30/70 

erleichtert den Vergleich mit dem 

eingestellten mittleren Hüttensand/ 

Klinker-Verhältnis der Zemente. Theoretisch 

stellt diese Linie bei identischer 

Korngrößenverteilung des 

Hüttensands und des Klinkers die 

Grenze dar, oberhalb derer nur Klinker 

und unterhalb derer nur Hüttensand 

auftritt. Die Korngrößenverteilung 

der beiden Sulfatträger ist 

nicht separat dargestellt, wurde 

aber in der Korngrößenverteilung 

des Zements (rechte Ordinate) berücksichtigt. 

Bild 19: Anteile Hüttensand B und Klinker L des Zements 

BL 75/25 42 42 (berechnet)

Bild 20: Ausgangsfraktionen des Zements BL 75/25 AFK-5 

42 (berechnet) (HS/KL = 75/25, Ausfallkörnung 5 des Hüttensands 

B, Klinker L mit spez. Oberfläche = 4.200 cm 2 /g) 

Bild 22: Ausgangsfraktionen des Zements DL 75/25 42 42 (berechnet) 

(HS/KL = 75/25, Hüttensand D mit spez. Oberfläche = 


Bild 24: Ausgangsfraktionen des Zements DL 75/25 AFK-16 


D, Klinker L mit spez. Oberfläche = 4.200 cm 2 /g) 


BL 75/25 AFK-5 42 (berechnet) 

Bild 23: Anteile Hüttensand D und Klinker L des Zements 

DL 75/25 42 42 (berechnet) 

Bild 25: Anteile Hüttensand D und Klinker L des Zements 

DL 75/25 AFK-16 42 (berechnet) 


37

Bild 26: Ausgangsfraktionen des Zements BL 30/70 42 42 (berechnet) 

(HS/KL = 30/70, Hüttensand B mit spez. Oberfläche = 


Bild 28: Ausgangsfraktionen des Zements BL 30/70 AFK-17 


B, Klinker L mit spez. Oberfläche = 4.200 cm 2 /g) 

Man erkennt, dass bei den Referenzzementen 

ohne Feinsthüttensand 

(Bilder 19, 23 und 26) die berechnetenHüttensand/Klinker-Verhältnisse 

recht eng um den mittleren Wert 

schwanken. Dies ist auf die getrennte 

Mahlung der Zementbestandteile 

zurückzuführen, die eine Anreicherung 

des Hüttensands im groben und 

des Klinkers im feinen Kornbereich 

verhindert hat (vgl. Abschnitt 5). 

Bei einigen Zement-Korngrößenverteilungen 

war der bimodale Charakter, 

der durch die Hüttensand-Ausfallkörnungen 

bewirkt wurde, noch 

sehr gut zu erkennen. Dies gilt zum 


38 

Beispiel für den Hochofenzement 

mit der Hüttensand-Ausfallkörnung 

Nr. 5 (AFK-5, Bild 21), da dort der 

Hüttensandanteil aus einer Kombination 

von 40 M.-% sehr feinen 

Filterguts (21.500 cm 2 /g) und 

von 60 M.-% Sichter-Grobguts 

(1.700 cm 2 /g) bestand. Die Verteilungen 

dieser beiden Hüttensandmehle 

lagen sehr weit auseinander 

(Bild 20). Bei anderen Zementen 

ergab sich eine nahezu stetig verlaufende 


(Bild 25). Die Korngrößenverteilung 

des Portlandhüttenzements mit der 

Hüttensand-Ausfallkörnung Nr. 17 

(AFK-17) wurde, um eine stetige 


BL 30/70 42 42 (berechnet) 


BL 30/70 AFK-17 42 (berechnet) 

Korngrößenverteilung zu erhalten, 

gezielt so modifiziert, dass Feinsthüttensand 

und Hüttensandgrieß 

den unteren bzw. oberen Bereich der 

Klinker-Korngrößenverteilung ergänzten 

(Bilder 28 und 29). 

Die grundsätzliche Vorgehensweise 

bei der Kombination verschiedener 

Korngrößenverteilungen ergibt sich 

aus Bild 30. Idealerweise müsste bei 

diesem konkreten Beispiel der Klinker 

noch eine engere Korngrößenverteilung 

aufweisen, um im Mittelkornbereich 

zwischen 10 µm und 

30 µm eine stetigere Verteilung zu 

erreichen.

11.2 Festigkeitsentwicklung 

Aus Bild 31 wird die sehr große Zunahme 

der Festigkeit nach 1 Tag und 

2 Tagen ersichtlich, die für die Hochofenzemente 

mit der Hüttensand- 

Ausfallkörnung Nr. 5 (AFK-5) erzielt 

werden konnte. Gleichzeitig wurden 

nach 28 Tagen etwa gleiche oder 

etwas verminderte Festigkeiten gegenüber 

den Referenzzementen beobachtet. 

Die Relation der 2-Tage- 

zur 28-Tage-Druckfestigkeit wurde 

von 32 % auf 58 % (BK 75/25) bzw. 

von 33 % auf 66 % (BL 75/25) gesteigert. 

Aus dem gleichen Bild wird 

erkennbar, wie sich zwei chemisch 

unterschiedliche Klinker gleicher 

Feinheit auf die Festigkeitsentwick- 

Bild 30: Kombination verschiedener Korngrößenverteilungen; 

FHS: Feinsthüttensand, HSG: Hüttensandgrieß, KL: Klinker, 

HS: Hüttensandmischung 

Bild 32: Druckfestigkeit der Zemente DL 75/25 AFK-14 15, 

DL 75/25 AFK-15 42 und DL 75/25 AFK-16 42 

lung auswirken, von denen Klinker L 

mit 61,4 M.-% C 3S und 17,5 M.-% 

C 2S (nach Bogue) als der reaktivere 

gegenüber Klinker K (55,6 M.-% bzw. 

20,8 M.-%) zu bezeichnen war. 

Für die Hochofenzemente DL 75/25 

AFK-15/16 mit dem reaktionsträgeren 

Hüttensand D konnte eine 

deutliche Anhebung der Anfangsfestigkeit 

bei nur wenig erhöhten 

91-Tage-Festigkeiten erreicht 

werden, wohingegen die Feinmahlung 

des gesamtem Hüttensands 

auf 7.300 cm 2 /g die typische Festigkeitssteigerung 

in jedem Hydratationsalter 

bewirkte (Bild 32). Auch 

bei gleichzeitiger Verwendung eines 

gröberen Klinkers (1.500 cm 2 / g) 

beim Zement DL 75/25 AFK-14 15 

wurden die Festigkeiten im Alter von 

2 und 7 Tagen erhöht. Danach fielen 

sie allerdings gegenüber dem Referenzzement 

DL 75/25 42 42 merklich 

ab. Dabei ist zu beachten, dass im 

Klinker L GBW/Stg GG (15) aufbereitungsbedingt 

ein wesentich geringerer 

C 3S-Gehalt als in der Durchschnittsprobe 

vorlag (vgl. Abschnitt 7), der 

zusätzlich zur verminderten Feinheit 

eine Verringerung der hydraulischen 

Aktivität des Zements bewirkte. 

Für den Portlandhüttenzement 

BL 30/70 AFK-17 42 konnte eine Festigkeitsentwicklung 

erreicht werden, 

die weitgehend dem Verlauf des 

Portlandzements entsprach (Bild 33). 

Bild 31: Druckfestigkeit der Zemente BK 75/25 AFK-5 42 und 

BL 75/25 AFK-5 42 mit Ausfallkörnung 5 von Hüttensand B 

im Vergleich zu den Referenzzementen 

Bild 33: Druckfestigkeit von Zement BL 30/70 AFK-17 42 


39

Tafel 3: Relative Druckfestigkeiten und Festigkeitsveränderungen in % 

Ein Vergleich mit den Festigkeiten 

des Referenzzements BL 30/70 42 42 

zeigt den starken Anstieg der Druckfestigkeit 

im Alter von 1 Tag und 

2 Tagen bei gleichzeitigem Nachlassen 

der späteren Festigkeit, wie 

er auch für den Hochofenzement 

BL 75/25 AFK-5 42 beobachtet wurde 

(Bild 31). 

Der Vergleich mit der Festigkeitsentwicklung 

des bereits im Abschnitt 10 

diskutierten Zements BL 30/70 

G-c (62) 42 zeigt, dass trotz des von 

62 M.-% auf 40 M.-% reduzierten 

Grießanteils am Hüttensand die 

91-Tage-Festigkeit etwas verringert 

wurde. Hier wirkte sich die Verminderung 

der Hüttensandfraktionen im 

Bereich von 10 µm aus (Bild 29). 

Die Festigkeitsverläufe in den Bildern 

31 bis 33 belegen, dass eine 

gezielte Optimierung der Frühfestigkeit 

über die Kombination von 

Feinsthüttensand und Hüttensandgrieß 

erreicht werden kann. 

Die relativen Festigkeiten, d.h. das 

Verhältnis der 1- bzw. 2-Tage-Festigkeit 

zur 28-Tage-Festigkeit, und 


40 

Zement β 1 / β 28 β 2 / β 28 

die Veränderungen im Vergleich zum 

jeweiligen Referenzzement (grau unterlegt) 

sind in Tafel 3 zusammengestellt. 

Daraus geht hervor, dass die 

relativen Festigkeiten bei den hüttensandreichen 

Zementen um das 

3- bis 4fache (1 d / 28 d) bzw. 2- bis 

3fache (2 d / 28 d) gesteigert werden 

konnten. Bei den Portlandhüttenzementen, 

bei denen der modifizierte 

HS-Anteil nur 30 M.-% des 

Zements ausmachte, lagen die Steigerungen 

wesentlich niedriger. 

Das Verhältnis der Biegezug- zur 

Druckfestigkeit im Alter von 56 und 

91 Tagen, das im Mittel für die im 

Rahmen der Untersuchungen überprüften 

Hochofenzemente (75 M.-% 

Hüttensand) bei 20 % lag, betrug für 

die Zemente mit Hüttensand-Ausfallkörnungen 

im Mittel 17 %. Die 

Biegezugfestigkeiten einiger Zemente 

mit Ausfallkörnungen gingen im 

Alter von 56 und 91 Tagen leicht zurück, 

was einige in der Literatur beschriebene 

Phänomene bestätigt. 

Dabei wurden an Zementen mit 

feinsten Klinker- [51] bzw. Hüttensandfraktionen 

[37] ebenfalls Festigkeitsrückgänge 

festgestellt. Es ist 

Vergleich zu Referenzzementen 

1 d 2 d 7 d 28 d 91 d 

BK 75/25 42 42 9 32 – – – – – 

BK 75/25 AFK-5 42 30 58 220 79 11 -1 -4 

BL 75/25 42 42 9 33 – – – – – 

BL 75/25 AFK-5 42 31 66 204 81 8 -11 -15 

DL 75/25 42 42 6 14 – – – – – 

DL 75/25 73 42 8 32 87 257 109 56 22 

DL 75/25 AFK-15 42 11 41 143 320 91 42 12 

DL 75/25 AFK-16 42 19 52 274 369 87 26 7 

BL 30/70 42 42 30 45 – – – – – 

BL 30/70 G-c (62) 42 34 49 -8 -12 -13 -19 -12 

BL 30/70 AFK-17 42 46 70 31 33 7 -14 -17 

denkbar, dass die beobachtete Veränderung 

des Mörtelgefüges und der 

Porenverteilung (vgl. Abschnitt 11.5) 

auch zu einer Veränderung der Porenform 

und damit der Empfindlichkeit 

gegenüber der für die Biegezugfestigkeit 

relevanten Zugspannungen 

geführt hat [81]. Auch ein 

ggf. erhöhtes chemisches Schwinden, 

das zu Zugspannungen im Mörtel 

führt, mindert die Biegezugfestigkeit 

[82, 83] und könnte für dieses 

Phänomen verantwortlich sein. 

11.3 Verarbeitungsverhalten 

Die Verwendung von Feinsthüttensand 

zur Einstellung von Hüttensand-Ausfallkörnungen 

führt zu 

sehr hohen spezifischen Oberflächen 

der Zemente. Auf der Basis 

der in Abschnitt 9 diskutierten Ergebnisse 

wäre es daher zumindest 

nahe liegend, bei diesen Zementen 

mit einem deutlichen Anstieg 

des Wasseranspruchs mit verringertem 

Ausbreitmaß und ggf. mit veränderten 

Erstarrungszeiten zu rechnen. 

Da aber bei der Berechnung der 

Hüttensand-Ausfallkörnungen gezielt 

versucht wurde, für die Zemen-

te eine breite Korngrößenverteilung 

zu erhalten, wurden trotz der hohen 

Feinheiten in den meisten Fällen 

keine größeren, z.T. sogar geringere 

Wasseranspruchswerte gemessen, 

wie aus den Bildern 34 bis 36 hervorgeht. 

Der Nachteil eines hohen 

Wasseranspruchs, wie er bei dem 

bisher üblichen Verfahren – erhöhte 

Feinmahlung des gesamten Hüttensands 

bzw. des Zements zur Erzielung 

höherer Festigkeiten – wird 

dadurch vermieden. Dies wird am 

Beispiel des Zements DL 75/25 73 42 

im Bild 35 deutlich. 

Beim Portlandhüttenzement BL 30/ 

70 AFK-17 42 wurde der Wasseranspruch 

im Vergleich zum Referenzzement 

trotz der um 2.600 cm 2 /g 

größeren spezifischen Oberfläche 

geringfügig von 28,5 M.-% auf 

28,0 M.-% abgesenkt, was auf das 

geringere Steigungsmaß der KGV 

(0,81 statt 1,04) zurückführbar ist 

(Bild 36). Der sehr niedrige Wasseranspruch 

von 25,0 M.-% des mit 

3.820 cm 2 /g relativ groben Zements 

BL 30/70 G-c (62) 42, der gegenüber 

dem Referenzzement ebenfalls eine 

breitere Korngrößenverteilung aufwies 

(0,99), konnte erwartungsgemäß 

nicht wieder erreicht werden. 

Beim Zement DL 75/25 AFK-14 15 

macht sich neben der breiteren 

Korngrößenverteilung die geringere 

Klinkerreaktivität infolge der deutlich 

kleineren spezifischen Oberfläche 

(1.500 cm 2 /g statt 4.200 cm 2 /g) 

bemerkbar (Bild 35). Weitere Ergebnisse 

belegen, dass die Erhöhung der 

spezifischen Klinkeroberfläche von 

2.800 cm 2 /g auf 4.200 cm 2 /g den 

Wasseranspruch wesentlich mehr 

erhöht als die deutlich größere Zunahme 

der spezifischen Oberfläche 

durch die Hüttensand-Ausfallkörnungen. 

Die Erstarrungszeiten der 

Zemente mit Hüttensand-Ausfallkörnungen 

wurden nur wenig beeinflusst. 

Bild 34: Ausfallkörnung 5 von Hüttensand B und Wasseranspruch 

(BK, BL 75/25 AFK-5 42) 

Bild 35: Ausfallkörnungen 14, 15 und 16 von Hüttensand D und Wasseranspruch 

(DL 75/25 AFK-14 15, AFK-15 42 und AFK-16 42) 

Bild 36: Ausfallkörnung 17 von Hüttensand B und Wasseranspruch 

(BL 30/70 AFK-17 42) 


41

Aktuelle Mörtelergebnisse zeigen, 

dass auch ein unter Umständen erhöhter 

Wasseranspruch von Zementen 

mit Hüttensand-Ausfallkörnungen 

nicht zwingend zu einem 

schlechteren Verarbeitungsverhalten 

führen muss. Es ist nahe liegend, 

dass sich das System Zement/ 

Wasser anders verhält als das System 

Zement/Sand/Wasser (vgl. [66]). 

Als Erklärung für die Verringerung 

des Wasseranspruchs kommt nur 

eine optimierte Packung der Ze- 


42 

mentpartikel in Frage, die den physikalisch 

bedingten Anteil des Wasseranspruchs 

vermindert. Dass es sich 

beim Einsatz von Feinsthüttensand 

nicht um eine reine Füllerwirkung 

handelt, zeigen die im folgenden 

Abschnitt beschriebenen Bestimmungen 

der Hydratationswärme und 

des chemisch gebundenen Wassers. 

11.4 Hydraulisches Verhalten 

Eine oberflächenbedingte unterschiedliche 

Festigkeitsentwicklung 

Bild 37: Hydratationswärme bei erhöhter spezifischer Oberfläche von Hüttensand 

B und Klinker K 

Bild 38: Ausfallkörnung 5 von Hüttensand B und Hydratationswärmeentwicklung 

(BL 75/25 AFK-5 42) 

korrelierte mit einer unterschiedlichenHydratationswärmeentwicklung 

der Zemente. Bild 37 zeigt 

die Ergebnisse von Messungen 

mit dem Differentialkalorimeter 

(DCA) sowohl für Portlandzemente 

mit einer spezifischen Oberfläche 

von 4.200 cm 2 /g (Kurve 2) und 

5.700 cm 2 /g (Kurve 1) als auch für 

Hochofenzemente (HS/KL = 60/40), 

bei denen die spezifische Oberfläche 

des Hüttensands 2.400 cm 2 /g, 

4.200 cm 2 /g und 6.300 cm 2 /g betrug 

(Kurven 3, 4 und 5). 

Die Messungen ergaben, dass die 

Hydratationswärme beim Portlandzement 

und Hochofenzement mit 

höherer spezifischer Klinkeroberfläche 

deutlich anstieg und früher freigesetzt 

wurde, was Angaben in der 

Literatur entspricht [84], und mit 

höherer spezifischer Hüttensandoberfläche 

ebenfalls erhöht wurde, 

ohne jedoch das Maximum bei 10 

Stunden zeitlich zu verschieben. 

Bei den im Rahmen dieses Teilprogramms 

untersuchten spezifischen 

Hüttensandoberflächen war außer 

dem Primärpeak, der unmittelbar 

nach der Wasserzugabe auftritt, und 

dem C 3S-Peak, der nach etwa 8 bis 

12 Stunden im Anschluss an die Induktionsperiode 

auftritt, kein weiterer 

Wärmeeffekt erkennbar. Allenfalls 

beim Zement BK 60/40 63 57 

wird andeutungsweise nach 

13 Stunden ein geringer zusätzlicher 

Wärmeeffekt sichtbar (schmaler 

Pfeil). Die Anhebung des C 3S-bedingten 

Peaks bei höherer spezifischer 

Hüttensandoberfläche kann mit einem 

verstärkten Ca(OH) 2-Abbau infolge 

der erhöhten Hüttensandreaktivität 

erklärt werden. Nach [85, 86] 

führt die Minderung der Ca-Ionen- 

Konzentration in der das Klinkerkorn 

umgebenden Porenlösung zu einer 

beschleunigten C 3S-Reaktion. 

Um den positiven Effekt verschiedener 

Hüttensand-Ausfallkörnungen

auf die Festigkeitsentwicklung hinsichtlich 

der Frage einer erhöhten 

Reaktivität oder einer Füllerwirkung 

nachzugehen, wurde die Hydratationswärme 

ebenfalls mittels DCA 

über einen Zeitraum von 72 h ermittelt, 

der die besonders interessierende 

Frühphase der Erhärtung umfasste. 

Die Bilder 38 bis 40 zeigen den 

unterschiedlichen Verlauf der Hydratationswärmeentwicklung 

für verschiedene 

Hochofenzemente (HS/KL 

= 75/25) mit und ohne Feinsthüttensand 

sowie mit optimierter Korngrößenverteilung. 

Die Hüttensande B, C und D unterschieden 

sich deutlich hinsichtlich 

ihrer chemischen Zusammensetzung 

(Tafel 4) und damit ihrer Reaktivität. 

Daher ist der Verlauf der Hydratationswärmeentwicklung 

bereits bei 

den Referenzzementen trotz einer 

vergleichbaren spezifischen Oberfläche 

und Korngrößenverteilung sehr 

unterschiedlich (Kurven 1). 

Bei den Zementen mit optimierter 

Korngrößenverteilung (Kurven 2 in 

den Bildern 38 und 39, Kurve 3 in 

Bild 40) ist außer dem Primär- und 

dem C 3S-bedingten Hauptpeak, der 

im Anschluss an die Induktionsperiode 

nach etwa 8 bis 12 Stunden auftritt, 

deutlich ein zusätzlicher Hydratationspeak 

(Hüttensand B mit 

AFK-5 (Bild 38, Kurve 2), Hüttensand 

D mit AFK-16 (Bild 40, Kurve 3)) erkennbar 

bzw. findet eine wesentliche 

Verstärkung eines bereits bei geringerer 

Feinheit andeutungsweise vorhandenen 

Peaks statt (Hüttensand C 

mit 4.600 cm 2 /g (Bild 39, Kurve 1), 

Hüttensand D mit 7.300 cm 2 /g 

(Bild 40, Kurve 2)). Die schmalen 

Pfeile in den Grafiken kennzeichnen 

die mit den Hüttensandausfallkörnungen 

bzw. den darin enthaltenen 

Feinsthüttensandanteilen verbundenen 

zusätzlichen Wärmeeffekte. 

Der Zeitpunkt des Auftretens und 

die Höhe dieser Peaks hängen von 

Bild 39: Ausfallkörnung 7 von Hüttensand C und Hydratationswärmeentwicklung 

(CL 75/25 AFK-7 42) 

Bild 40: Ausfallkörnung 16 von Hüttensand D und Hydratationswärmeentwicklung 

(DL 75/25 AFK-16 42) 

Tafel 4: Kennwerte der Hüttensande B, C und D 

(Granulometrische Daten gelten für die Hüttensande in den Referenzzementen) 

B C D 

CaO / SiO 2 – 1,22 1,18 1,01 

(CaO+MgO) / SiO 2 – 1,45 1,51 1,24 

F-Wert [87] – 1,67 1,84 1,34 

Al 2O 3 M.-% 11,4 15,6 9,2 

Na 2O-Äquivalent M.-% 0,57 0,67 1,26 

Glasgehalt Vol.-% 95,2 98,7 99,9 

Spezif. Oberfläche cm 2 /g 4.180 4.600 4.150 

d‘ µm 16,7 14,1 16,5 

n – 1,16 1,18 1,00 


43

der Menge, der Feinheit (spezifische 

Oberfläche und Korngrößenverteilung) 

und der Reaktivität des verwendeten 

Feinsthüttensands ab. So 

erreicht bei den reaktiven Hüttensanden 

B und C der zweite Peak bei 

14 h bis 16 h (Bild 38, Bild 39), beim 

reaktionsträgeren Hüttensand D erst 

bei 29 h sein Maximum (Bild 40). 

Der Einfluss der Feinsthüttensandfeinheit 

lässt sich an der Höhe des 

zusätzlichen Peaks erkennen. Beim 

Zement BL 75/25 AFK-5 42 bewirkten 

40 M.-% des mit 21.500 cm 2 /g 

sehr feinen Feinsthüttensands im 

Hüttensandanteil etwa eine Verdoppelung 

des Hydratationswärmemaximums. 

Beim Zement CL 75/25 

AFK-7 42 führte die gleiche Menge 

des gröberen Feinsthüttensands 

(8.800 cm 2 /g) nur zu einer Steigerung 

um ca. 40 %, allerdings von einem 

hohen Niveau ausgehend, das 

der hohen Reaktivität des Hüttensands 

C entspricht. 

Insgesamt führt die Verwendung von 

Hüttensandausfallkörnungen zwar 

zu einem Anstieg der Hydratationswärme. 

Nimmt man jedoch den integralen 

Summenkurvenwert nach 

3 Tagen als einen Maßstab für die 

mit dem Lösungskalorimeter bestimmte 

und normrelevante 7-Tage- 

Hydratationswärme, so führt der 

Feinsthüttensand nicht zwingend zu 

einem gleich hohen Anstieg, wie er 

bei der Feinmahlung des gesamten 

Hüttensandanteils zu beobachten 

ist. In welcher Höhe und zu welchem 

Zeitpunkt die Hydratationswärmeentwicklung 

verändert wird, hängt 

sowohl vom Gehalt und der Feinheit 

des Feinsthüttensands als auch von 

der Korngrößenverteilung des übrigen 

Hüttensands ab. Hohe Zuwächse 

der Wärmeentwicklung in der Frühphase 

der Hydratation nach 1 Tag 

und 2 Tagen können durch eine geringere 

Wärmeentwicklung zu späteren 

Zeitpunkten zumindest teilweise 

kompensiert werden, so dass der in- 


44 

tegrale Summenwert unter Umständen 

nur wenig verändert wird. 

Das Auftreten eines neuen Peaks 

deutet auf die beschleunigte Reaktion 

des Feinstanteils der Hüttensandkomponente 

hin. Gleichzeitig ist in 

einigen Fällen auch eine Wechselwirkung 

mit der Reaktion des Klinker-C 

3S erkennbar. Beim Zement 

DL 75/25 73 42 mit dem insgesamt 

feineren Hüttensand ist hingegen 

die bereits in Bild 37 dokumentierte 

Anhebung dieses C 3S-Peaks und nur 

andeutungsweise ein zweiter Peak 

erkennbar. 

Aus welchen Gründen der Zement 

DL 75/25 73 42, dessen Hüttensand 

an der Zementfraktion < 2 µm einen 

Anteil von 20 M.-% hatte und 

damit deutlich über den Werten bei 

DL 75/25 AFK-16 42 (15 M.-%) oder 

DL 75/25 42 42 (7 M.-%) lag, keinen 

ausgeprägten zweiten Hydratationspeak 

aufwies, wurde im Rahmen der 

vorliegenden Arbeiten nicht weiter 

überprüft. Ebenso wenig die wechselseitige 

Beeinflussung des Hüttensands 

und des Klinkers. Grundsätzlich 

gilt, dass der Mechanismus 

der Hüttensandanregung durch den 

Klinker auch heute noch nicht vollständig 

geklärt ist. Nach [54] ist es 

möglich, dass sich nur in Gegenwart 

von Klinker solche CSH-Phasen 

bilden können, die schnell genug 

wachsen, um die Hüttensandhydratation 

nicht durch eine dichte Reaktionsproduktschicht 

auf dem Hüttensandkorn 

zu verzögern. 

Der Frage, ob der Festigkeitszuwachs 

auf einen Füllereffekt oder auf eine 

erhöhte Hydraulizität des Hüttensands 

zurückzuführen ist, wurde 

auch durch die Bestimmung des 

chemisch gebundenen Wassers w n/z 

nachgegangen. In Tafel 5 sind für 

verschiedene Hydratationszeitpunkte 

die Gehalte an chemisch gebundenem 

Wasser und die dazugehörigen 

Festigkeiten gegenübergestellt. Man 

erkennt, dass mit Einstellung einer 

bimodalen Korngrößenverteilung des 

Hüttensands unter Verwendung von 

Feinsthüttensand beim optimierten 

Hochofenzement der Anteil des chemisch 

gebundenen Wassers zu einem 

bestimmten Hydratationszeitpunkt 

deutlich zunimmt. Damit verbunden 

ist der gleichfalls deutliche Anstieg 

insbesondere der Anfangsfestigkeit. 

In Verbindung mit dem zusätzlichen 

Wärmeeffekt kann dies als Hinweis 

auf eine deutliche Verstärkung der 

Hydraulizität der Hüttensandkomponente 

gewertet werden. 

Tafel 5: Chemisch gebundenes Wasser w n, bezogen auf den Zement, und Festigkeitsentwicklung 

CEM III/B mit 75 M.-% HS D 

Alter CEM I Referenzhochofenzement 

1 Tag 

2 Tage 

28 Tage 

91 Tage 

optimierter 


w n/z M.-% 10,3 4,0 5,6 

β N/mm 2 28,9 2,3 8,6 

w n/z M.-% 12,2 4,7 8,2 

β N/mm 2 37,1 5,1 23,9 

w n/z M.-% 15,5 7,6 8,6 

β N/mm 2 59,2 36,5 46,0 

w n/z M.-% 17,0 9,7 9,1 

β N/mm 2 62,1 50,4 53,8

11.5 Gefügeentwicklung 

Die Bruchflächen von 3 Mörteln mit 

Portlandhüttenzementen unter Verwendung 

von Hüttensandgrieß (Festigkeitskurve 

Nr. 6 in Bild 15, Abschnitt 

10), Feinsthüttensand ohne 

Optimierung der Korngrößenverteilung 

(Mix-8) und mit solcher Optimierung 

(AFK-17) (Festigkeitskurve 

Nr. 4 in Bild 33, Abschnitt 11) 

wurden im Alter von 7 Tagen rasterelektronenmikroskopisch 

untersucht. 

Auf den folgenden Bildern ist gut 

zu erkennen, dass die deutliche Festigkeitssteigerung, 

die insbesondere 

mit der Hüttensand-Ausfallkörnung 

(AFK-17) erzielt wurde, in einem wesentlich 

dichteren Gefüge begründet 

ist. 

Der Zement mit 62 M.-% Hüttensandgrieß 

hatte ein relativ poriges 

Gefüge. So ist in Bild 41 im linken 

Teil die porige Übergangszone 

zwischen der etwa 1 µm dicken 

Kontaktzone (Bildmitte) auf dem 

Hüttensandkorn (rechts) und der 

Zementsteinmatrix erkennbar. Der 

schmale Spalt zwischen Korn und 

Kontaktzone ist als Artefakt wahrscheinlich 

trocknungsbedingt. 

Auch Bild 42 zeigt die nur wenig 

dichte Struktur des Mörtels, in 

dem unter anderem große tafelige 

Ca(OH) 2-Kristalle zu finden sind. 

Beim Bruch der Probe wurde offensichtlich 

ein hydratisierendes Hüttensandkorn 

herausgelöst (Bildmitte). 

Partiell zurück blieb die mit b) 

gekennzeichnete Kontaktzone, die 

aus einer sehr dünnen Schicht parallel 

zur Kornoberfläche ausgerichteter 

Ca(OH) 2-Kristalle und vertikal ausgerichteter 

CSH-Phasen besteht 

(vgl. [88]). Im Bereich a) ist ein etwa 

2 µm breiter Riss innerhalb der 

Übergangszone erkennbar (links im 

Bild). Diese porige Übergangszone 

bildet üblicherweise die Schwachstelle 

des Gefüges sowohl hinsicht- 

Bild 41: Portlandhüttenzement 

(HS/ 

KL = 30/70) 

mit 62 M.-% 

Grießgehalt 

im Hüttensand, 

7 Tage 

alt; hydratisierendes 

HS- 

Korn (rechts), 

Kontaktzone 

(Mitte) und 

porige Übergangszone 

(links) 


(HS/ 

KL = 30/70) 

mit 62 M.-% 

Grießgehalt 


7 Tage 

alt; poriges 

Gefüge 

Bild 43: 

Detail aus 

Bild 42 


45


(HS/ 

KL = 30/70) 

mit 20 M.-% 

Feinsthüttensandgehalt 

im Hüttensand 

(Mix-8), 

7 Tage alt; 

Verdichtung 

durch Einsatz 

von Feinsthüttensand 

(ohne optimierteKorngrößenverteilung) 


(HS/ 

KL = 30/70) 

mit 62 M.-% 

Grießgehalt 


7 Tage 

alt; grobe 

Ca(OH) 2-Kristalle 

in der 

CSH-Matrix 


(HS/ 

KL = 30/70) 

mit 60 M.-% 


im 

Hüttensand 

(AFK-17), 

7 Tage alt; 

hydratisierendesHüttensandkorn 


46 

lich der mechanischen Festigkeit wie 

auch hinsichtlich der Dichtigkeit. 

Ein Detail aus Bild 42 zeigt Bild 43, 

um es maßstabsgerecht mit dem 

Gefüge, das bei Verwendung des 

Zements mit 20 M.-% Feinsthüttensand 

(Mix 8) entstand, vergleichen 

zu können (Bild 44). Man erkennt 

darin eine wesentlich dichtere Übergangszone 

(rechts). Die glatte Bruchfläche 

des Quarzkorns (Q, links) 

zeigt, dass die Einbindung der Gesteinskörnung 

wesentlich verbessert 

wurde. An den Bruchflächen der 

Mörtel mit nicht-optimierten Zementen 

verbleibt die Gesteinskörnung 

entweder ganz im Mörtel oder 

wird vollständig aus dem Zementstein 

herausgelöst. Bei der Verwendung 

der optimierten Zemente ist 

darüber hinaus ein verringertes Auftreten 

großer, tafeliger, zum Teil 

blockweise gelagerter Ca(OH) 2-Kristalle 

zu beobachten, die auf Grund 

ihrer Größe und geringen Eigenfestigkeit 

ebenfalls Schwachpunkte des 

Gefüges darstellen und in Bild 45 

von feinkristallinen CSH-Phasen umgeben 

sind. 

Ein dicht von feinsten Hydratationsprodukten 

besetztes Hüttensandkorn 

zeigt Bild 46. In der Unschärfe 

der rechten Bildhälfte (Maßstab: 

100 nm) macht sich bereits die etwa 

15 nm bis 20 nm dicke Goldbedampfungsschicht 

auf der Probe bemerkbar. 

Die Bestimmung der offenen Porosität 

mittels Quecksilberdruckporosimetrie 

an den 3 Mörteln, die auch 

rasterelektronenmikroskopisch untersucht 

worden waren, ergab im 

Alter von 7 Tagen eine deutlich geringere 

Porosität des Mörtels mit 

der Hüttensand-Ausfallkörnung 

(AFK-17, Bild 47). Dies ist im Wesentlichen 

auf deutlich geringere 

Anteile der Kapillarporen (Porenradius 

> 30 nm) im Bereich von

100 nm bis 300 nm zurückzuführen 

(Bilder 48, 49 und 50). Die Kapillarporen 

sind, da sie wässrigen Lösungen 

und damit z.B. den in ihnen enthaltenen 

Ionen zugänglich sind, von 

wesentlicher Bedeutung für die Dauerhaftigkeitseigenschaftenzementgebundener 

Baustoffe. Beim optimierten 

Portlandhüttenzement wirkt 

sich der durch Feinsthüttensand bedingte 

etwa doppelt so hohe Kornanteil 

< 1 µm aus, dessen feinteilige 

Hydratationsprodukte (Bild 46) zur 

Gefügeverdichtung beitragen. 

Gleichzeitig ist im Bereich der Porenradien 

300 nm bis 3000 nm eine 

etwas höhere Porosität als bei den 

beiden anderen Zementen zu beobachten. 

Dies könnte granulometrisch 

bedingt sein und auf der engen 

Korngrößenverteilung (n = 1,37, 

d‘ = 2,8 µm, 35 M.-% < 1 µm) des 

verwendeten Feinsthüttensands beruhen, 

der immerhin 60 M.-% des 

Hüttensandanteils (18 M.-% des Zements) 

ausmachte. Eine enge Korngrößenverteilung 

führt zu einer ungünstigeren 

Packungsdichte (vgl. 

Abschnitt 5). Die Gelporosität (Porenradius 

< 30 nm) unterschied sich 

weder nach 7 Tagen noch später 

wesentlich voneinander. 

Bild 47: Porengrößenverteilung; Portlandhüttenzemente (HS/KL=30/70) mit 

62 M.-% Hüttensandgrieß nach 7 Tagen; mit 20 M.-% Feinsthüttensand (Mix-8) 

ebenfalls nach 7 Tagen und mit 60 M.-% Feinsthüttensand im Zement mit Hüttensand-Ausfallkörnung 

AFK-17 nach 7, 28 und 91 Tagen 

Bild 48: Porengrößenverteilung 

(7 Tage) 

Bild 49: Porengrößenverteilung (28 Tage) Bild 50: Porengrößenverteilung (91 Tage) 


47

12 Ausblick 

Das Ziel der Untersuchungen, einen 

Weg zur deutlichen Anhebung der 

Anfangsfestigkeit hüttensandhaltiger 

Zemente bei gleichzeitig 

konstanter oder nur wenig veränderter 

Festigkeit nach 28 Tagen sowie 

unveränderten Verarbeitungseigenschaften 

aufzuzeigen, wurde 

erreicht. Dieser Weg besteht in der 

Nutzung von Feinsthüttensand als 

einem sehr reaktiven Zementbestandteil 

und einer optimalen Abstimmung 

der Korngrößenverteilungen 

der Hüttensand- und Klinkeranteile. 

Hüttensandgrieß bietet sich dabei 

als gröbere Korrekturkomponente an 

und der Klinker könnte auf eine geringere 

Feinheit eingestellt werden 

als dies zurzeit allgemein üblich ist. 

Die gezielte Kombination extrem unterschiedlicher 

Feinheiten verschiedener 

Zementbestandteile unter 

Verwendung von Feinsthüttensand 

> 10.000 cm 2 /g, Hüttensandgrieß 

< 2.000 cm 2 /g und Portlandzementklinker 

mittlerer Feinheit, alle vorzugsweise 

mit jeweils steiler Korngrößenverteilung, 

ist ein Weg zur 

gezielten Optimierung der Zementeigenschaften 

hinsichtlich Frühfestigkeit 

und Verarbeitbarkeit. Die Anfangsfestigkeit 

kann sowohl für sehr 

reaktive als auch für reaktionsträge 

Hüttensande signifikant verbessert 

werden. Relativ betrachtet ist der 

Optimierungserfolg für den reaktionsträgeren 

Hüttensand mit einer 

geringen Basizität größer. Es zeigte 

sich, dass die Optimierung der Korngrößenverteilung 

das auf Grund der 

chemischen und mineralogischen 

Eigenschaften vorhandene latenthydraulische 

Potential der Hüttensande 

zu einem wesentlich früheren 

Zeitpunkt nutzbar macht, als es mit 

üblicher Korngrößenverteilung der 

Fall ist. Gleichzeitig ist aber damit 

zu rechnen, dass das langfristige 

Nacherhärtungspotential der hüttensandhaltigen 

Zemente abnimmt. 


48 

Bei der ökonomischen Bewertung 

der erreichten Optimierung muss der 

Mehraufwand für die Erzeugung des 

Feinsthüttensands und für den Mischvorgang 

der eingesparten Mahlenergie 

beim Klinker, einem eventuell 

verminderten Klinkergehalt des 

Zements sowie der realisierten Festigkeitssteigerung 

und der damit 

verbundenen erhöhten Wertschöpfung 

gegenübergestellt werden. 

Zurzeit laufen Untersuchungen, die 

die Übertragbarkeit der an Mörteln 

gewonnenen Ergebnisse auf den Beton 

überprüfen. Hauptproblem dabei 

war die Bereitstellung ausreichender 

Mengen an Feinsthüttensand. 

Dieser findet zwar als Bestandteil 

von hochpreisigen Spezialbindemitteln 

bereits praktische Anwendung, 

einer breiten Verwendung steht jedoch 

noch der hohe Aufwand für die 

Sichtung entgegen. Sollte verschiedenen 

Arbeiten, die die Erzeugung 

von feinstem Hüttensand direkt aus 

der Schmelze heraus oder mittels alternativer 

Zerkleinerungsverfahren 

zum Ziel haben, Erfolg beschieden 

sein, so wäre die Frage Hohe Frühfestigkeit 

mit Hüttensand – (K)ein 

Widerspruch? auch für die industrielle 

Praxis endgültig verneinend beantwortet. 

13 Danksagung 

Die vorgestellten Ergebnisse entstammen 

der von der TU Clausthal 

genehmigten Dissertation des Autors. 

Hauptberichterstatter war dankenswerterweise 

Prof. Dr. rer. nat. A. 

Wolter, Institut für Nichtmetallische 

Werkstoffe. Berichterstatter war 

Prof. Dr.-Ing. J. Geiseler, Forschungsgemeinschaft 

Eisenhüttenschlacken, 

Duisburg. 

Ein Teil der vorgestellten Untersuchungen 

wurde im Rahmen des AiF- 

Forschungsvorhabens Nr. 11587/N 

aus Haushaltsmitteln des Bundesministeriums 

für Wirtschaft 

und Technologie (BMWi) über die 

Arbeitsgemeinschaft industrieller 

Forschungsvereinigungen „Otto von 

Guericke“ e.V. gefördert. Dafür sei 

auch an dieser Stelle gedankt. 

14 Literatur 

[1] Passow, H.: Die Hochofenschlacke 

in der Zementindustrie. 

Würzburg, 1908. 

[2] Passow, H.: Hochofenzement. 

Berlin, 3. Auflage, 1913. 

[3] Grün, R.: Über die Mahlfeinheit 

von Hochofenzement. Tonindustrie-Zeitung 

48 (1924) H. 3, 

S. 18-21. 

[4] Beke, B.: Einige Fragen der 

Zementvermahlung. Zement- 

Kalk-Gips 18 (1965) H. 5, 

S. 259-264. 

[5] Beke, B.: Mahlverfahren, Kornaufbau 

und Festigkeitsverlauf 

verschiedener Zemente. Zement-Kalk-Gips 

13 (1960) 

H. 9, S. 419-424. 

[6] Tsivilis, S.; Tsimas, S.; Benetatou, 

A.; Haniotakis, E.: Study on 

the contribution of the fineness 

on cement strength. ZKG 

International 43 (1990) H. 1, 

S. 26-29. 

[7] Gründer, W.; Tabbah, S.: Der 

Einfluss der Feinheit auf die 

Anfangs- und Endfestigkeiten 

von Portland-Zement. Zement-Kalk-Gips 

3 (1950) 

H. 4, S. 67-71. 

[8] Poijärvi, H.; Matikkala, J.: Über 

Festigkeitsuntersuchungen an 

scharf klassierten Zementen. 

ZKG International 30 (1977) 

H. 11, S. 586-591. 

[9] Keienburg, R. R.: Kornverteilung 

und Normfestigkeit von 

Portlandzement. Dissertation 

TU Karlsruhe, Schriftenreihe 

der Zementindustrie, H. 42, 

1976.

[10] Koubuwetz, F.-R.: Spritzbeton 

aus der Sicht des Zementherstellers. 

Internationale Fachtagung 

Spritzbeton-Technologie, 

Innsbruck, 15.-16.1.1987. 

[11] Syrkin, Y. M.; Sibiryakova, I. A.; 

Shatokhina, L. P.: The significance 

of grain size distribution 

in cement strength formation. 

6 th International Congress on 

the Chemistry of Cement, Moskau, 

1974. 

[12] Locher, F. W.; Sprung, S.; Korf, 

P.: Der Einfluss der Korngrößenverteilung 

auf die Festigkeit 

von Portlandzement. Zement- 

Kalk-Gips 26 (1973) H. 8, 

S. 349-355. 

[13] Ritzmann, H.: Über Beziehungen 

zwischen der Kornverteilung 

und der Festigkeit von Portlandzement. 

Zement-Kalk-Gips 

21 (1968) H. 9, S. 390-396. 

[14] DIN EN 197-1: Zement, Teil 1: 

Zusammensetzung, Anforderungen 

und Konformitätskriterien 

von Normalzement 

(Ausgabe Februar 2001). 

[15] Tetmajer, L.: Der Schlackenzement. 

Stahl und Eisen 6 (1886) 

H. 7, S. 473-483. 

[16] Rendchen, K.: Hochofenzement 

– Charakteristische Merkmale 

und Eigenschaften im 

Beton. beton 50 (2000) H. 6, 

S. 312-317. 

[17] Rendchen, K.: Hüttensandhaltiger 

Zement, Verkehrsbau, 

Wasserbau, Kanalisation. 

Verlag Bau+Technik GmbH, 

Düsseldorf 2002. 

[18] Weber, R.; Bilgeri, P.; Kollo, H.; 

Vißmann, H.-W.: Hochofenzement, 

2. Auflage. 

Verlag Bau+Technik GmbH, 


[19] Ehrenberg, A.; Geiseler, J.: Ökologische 

Eigenschaften von 

Hochofenzement, Lebenswegphase 

Produktion: Energiebedarf, 

CO 2-Emission und 

Treibhauseffekt. Beton-Infor- 

mationen 37 (1997) H. 4, 

S. 51-63. 

[20] Ludwig, H.-M.: Einfluss der 

Verfahrenstechnik auf die Herstellung 

marktorientierter Zemente. 

Cement International 

1 (2003) H. 3, S. 76-85. 

[21] Ehrenberg, A.: Zur Optimierung 

der Korngrößenverteilung von 

hüttensandhaltigen Zementen. 

Dissertation TU Clausthal, 

Schriftenreihe der FEhS 

8 (2001) Heft 10. 

[22] Riepert, P. H.: Die deutsche Zementindustrie. 

Charlottenburg, 

1927. 

[23] Circular an die Königl. Regierungen, 

Normen über einheitliche 


Portland-Cement betreffend, 

vom 12. November 1878. Ministerial-Blatt 

für die gesamte 

innere Verwaltung in den königlich-preußischen 

Staaten 40 

(1879) H. 1, S. 14-19. 

[24] Kaminsky, W. A.: Wecke-Kaminsky 

Zement, 3. Auflage. 

Dresden und Leipzig, 1950. 

[25] Deutsche Normen für einheitliche 

Lieferung und Prüfung 

von Eisenportland-Zement, genehmigt 

durch Erlass des Preußischen 

Ministers der öffentlichen 

Arbeiten vom 30.12.1909. 

[26] Deutsche Normen für einheitliche 


Hochofenzement, genehmigt 

durch Runderlass des Ministers 

der öffentlichen Arbeiten vom 

22.11.1917. 

[27] DIN 1164-1: Portland-, Eisenportland-, 

Hochofen- und 

Trasszement, Teil 1: Begriffe, 

Bestandteile, Anforderungen, 

Lieferung (Ausgabe März 1990). 

[28] DIN 1164-1: Zement, Teil 1: Zusammensetzung,Anforderungen 

(Ausgabe Oktober 1994). 

[29] Guttmann, A.: Über die Kornfeinheit 

der Zemente, insbesondere 

der Eisenportlandzemente. 

Zement 15 (1926) 

H. 9, S. 164-168, H. 10, S. 185- 

187 und H. 11, S. 200-203. 

[30] Brand, J.: Zum Einfluss der 

Korngrößenverteilung von Hüttensand 

und Klinker auf die Eigenschaften 

von Hochofenzementen. 

Dissertation RWTH 

Aachen, 1988. 

[31] Rose, D.: Granulated blast furnace 

slag grinding. World Cement 

31 (2000) H. 9, S. 49-56. 

[32] Schiller, B.; Ellerbrock, H.-G.: 

Mahlung und Eigenschaften 

von Zementen mit mehreren 

Hauptbestandteilen. 


H. 7, S. 325-334. 

[33] Kuhlmann, K.; Ellerbrock, H.-G.; 

Sprung, S.: Korngrößenverteilung 

und Eigenschaften von 

Zement, Teil 1: Festigkeit von 

Portlandzement. ZKG International 

38 (1985) H. 4, S. 169- 

178; Teil 2: Wasseranspruch 

von Portlandzement. ZKG International 

38 (1985) H. 9, 

S. 528-534; Teil 3: Einflüsse des 

Mahlprozesses. ZKG International 

43 (1990) H. 1, S. 13-19. 

[34] Schröder, F.: Slags and slag cement. 

5 th International Congress 

on the Chemistry of 

Cement, Tokyo, 1968, Proceedings, 

Principal paper, part IV 

Admixtures and special cements. 

[35] Kramer, W.: Blast-furnace slags 

and slag cements. 4 th International 

Congress on the Chemistry 

of Cement, Washington, 1960, 

Proceedings, Vol. II, 

S. 957-973. 

[36] Frigione, G.; Murolo, P.: Gemeinsame 

und getrennte Mahlung 

von Hochofenzement bei 

unterschiedlichen Feinheiten. 


H. 10, S. 601-603. 

[37] Kayser, W.: Über den Einfluss 

der Korngrößenverteilung auf 

die Eigenschaften von Hütten- 

und Portlandzementen. Dissertation 

TU Karlsruhe, 1965. 


49

[38] Strasser, S.; Wolter, A.: Zukunftspotentiale 

der Mahltechnik mit 

der Rollenpresse. ZKG International 

44 (1991) H. 7, S. 345-350. 

[39] Schiller, B.: Mahlbarkeit der 

Hauptbestandteile des Zements 

und ihr Einfluss auf den Energieaufwand 

beim Mahlen und 

auf die Zementeigenschaften. 

Dissertation RWTH Aachen, 

Schriftenreihe der Zementindustrie, 

Heft 54, 1992. 

[40] Müller-Pfeiffer, M.: Herstellung 

von Zementen mit mehreren 

Hauptbestandteilen durch 

gemeinsames oder getrenntes 

Mahlen und Mischen. Dissertation 

TU Clausthal, Schriftenreihe 

der Zementindustrie, 

Heft 61, 2000. 

[41] Trenkwalder, J.; Ludwig, H.-M.: 

Herstellung hüttensandhaltiger 

Zemente durch getrenntes 

Mahlen und Mischen im Zementwerk 

Karlstadt. ZKG International 

54 (2001) H. 9, 

S. 480-491. 

[42] Dahlhoff, U.: Untersuchungen 

an Mörtel und Beton zur Entwicklung 

von Hochofenzement 

mit erhöhter Frühfestigkeit. 

Dissertation RWTH Aachen, 

Aachen, 1994. 

[43] Kühl, H.: Der Einfluss des Feinkornaufbaues 

auf die Festigkeitseigenschaften 

der Portlandzemente. 

Zement 19 (1930) 

H. 26, S. 604-608 und H. 27, 

S. 630-633. 

[44] Kühl, H.: Die Bedeutung der 

Mahlfeinheit und der chemischen 

Zusammensetzung für 

den Wasserbedarf der Zemente. 

Protokoll der Verhandlungen 

des Vereins deutscher Portland- 

Zement-Fabrikanten (1929), 

S. 12-35. 

[45] Eiger, A.: Feinzement. Tonindustrie-Zeitung 

55 (1931) 

H. 100, S. 1389-1390, 56 (1932) 

H. 42, S. 532-533 und H. 94, 

S. 558-560. 


50 

[46] Reinsdorf, S.: Verwendung 

nachgemahlener Zemente oder 

Dampfbehandlung des Betons? 

Silikattechnik 10 (1959) H. 7, 

S. 354-357. 

[47] Duda, W. H.: Cement-databook, 

Band 1, 3. Auflage. 

Bau-Verlag GmbH, Wiesbaden 

und Berlin 1985. 

[48] Schwiete, H.-E.; Dölbor, F.-C.: 

Einfluss der Abkühlungsbedingungen 

und der chemischen 

Zusammensetzung auf die hydraulischen 

Eigenschaften von 

Hämatitschlacken. Forschungsberichte 

des Landes NRW, 

H. 1186, Köln 1963. 

[49] Schweden, K.: Einfluss der 

Mahlfeinheit und der Kornverteilung 

auf die Eigenschaften 

von Portland- und Hüttenzementen 

sowie von hydraulischen 

Kalken. Dissertation TU 

Clausthal, Tonindustrie-Zeitung 

90 (1966) H. 12, S. 547-554. 

[50] Müller-Pfeiffer, M.; Ellerbrock, 

H.-G.; Sprung, S.: Einflüsse auf 

die Eigenschaften von Zementen 

mit mehreren Hauptbestandteilen. 

ZKG International 

53 (2000) H. 5, S. 241-250. 

[51] Wuhrer, J.: Festigkeiten windgesichteter 

Fraktionen von Zement 

und Klinker. Tagungsberichte 

der Zementindustrie, 

Heft 2, 1950. 

[52] Hauenschild, A.: Über die Korngröße 

des Portlandzementmehles 

und den Einfluss derselben 

auf die Hydratationsgeschwindigkeit. 

Zement 15 (1926) 

H. 26, S. 453-492. 

[53] Czernin, W.: Über die Rolle 

der Feinstanteile im Portlandzement. 

Zement-Kalk-Gips 

7 (1954) H. 4, S. 160-166. 

[54] Locher, F. W.: Zement. 

Verlag Bau + Technik GmbH, 


[55] Powers, T. C.; Brownyard, T. L.: 

Studies of the physical properties 

of hardened Portland ce- 

ment paste. Research and Development 

Laboratories of the 

Portland Cement Association, 

Bulletin H. 22, 1948. 

[56] Bentz, D. P.; Haecker, C. J.: An 

argument for using coarse cements 

in high-performance 

concretes. Cement and Concrete 

Research 29 (1999) H. 4, 

S. 615-618. 

[57] Xu, Z.; Tang, M.; Beaudoin, J.-J.: 

An ideal structural model for 

very low porosity cementitious 

systems. Cement and Concrete 

Research 23 (1993) H. 2, 

S. 377-386. 

[58] Bentz, D. P.; Garboczi, E. J.; 

Haecker, C. J.; Jensen, O. M.: 

Effects of cement particle size 

distribution on performance 

properties of Portland cementbased 

materials. Cement and 

Concrete Research 29 (1999) 

H. 10, S. 1663-1671. 

[59] Opoczky, L.: Mahltechnische 

und Qualitätsfragen bei der 

Herstellung von Kompositzementen. 


46 (1993) H. 3, S. 136-140. 

[60] Mehra, S. M.: Slag grinding by 

roller press – major issues. International 

Journal of Mineral 

Processing 53 (1998) H. 1-2, 

S. 87-97. 

[61] Naske, C.: Die Portland-Zement-Fabrikation. 

Leipzig 

1914. 

[62] Kühl, H.: Feinzement. Zement 

20 (1931) H. 8, S. 169-170. 

[63] Frigione, G.; Marra, S.: Relationship 

between particle size 

distribution and compressive 

strength in Portland cement. 

Cement and Concrete Research 

6 (1976) H. 1, S. 113-128. 

[64] Aiqin, W.; Chengzhi, Z.; Ningsheng, 

Z.: The theoretic analysis 

of the influence of the particle 

size distribution of cement system 

on the property of cement. 


29 (1999) H. 11, S. 1721-1726.

[65] Sprung, S.: Einflüsse der Verfahrenstechnik 

auf die Zementeigenschaften. 


38 (1985) H. 10, S. 577-583. 

[66] Rendchen, K.: Einfluss der Granulometrie 

von Zement auf die 

Eigenschaften des Frischbetons 

und auf das Festigkeits- 

und Verformungsverhalten des 

Festbetons. Dissertation RWTH 

Aachen, Schriftenreihe der Zementindustrie, 

Heft 45, 1985. 

[67] Funk, J. E.; Dinger, D. R.: Predictive 

process control of crowded 

particulate suspensions. Norwell 

(Massachusettes), 1994. 

[68] Wehnert, B.; Siedek, P.; Schulze, 

K.-H. (Hrsg.): Handbuch des 

Straßenbaus, Band 2. Springer- 

Verlag Berlin, Heidelberg, New 

York, 1977. 

[69] Andreasen, A. H. M.; Andersen, 

J.: Über die Beziehung zwischen 

Kornabstufung und Zwischenraum 

in Produkten aus 

losen Körnern (mit einigen Experimenten). 

Kolloid-Zeitschrift 

50 (1930) S. 217-228. 

[70] Fuller, W. B.; Thompson, S. E.: 

The laws of proportioning concrete. 

Proceedings of the American 

Society of Civil Engineers 

23 (1907) H. 3, S. 222-298. 

[71] DIN 66145: Darstellung von 

Korn-(Teilchen-)größenverteilungen, 

RRSB-Netz, (Ausgabe 

April 1976). 

[72] Schnatz, R.; Ellerbrock, H.-G.; 

Sprung, S.: Beschreibung und 

Reproduzierbarkeit gemessener 

Korngrößenverteilungen feingemahlener 

Stoffe. ZKG International 

52 (1999) H. 2, 

S. 57-67 und H. 3, S. 128-133. 

[73] Herrmann, H.: Zur Auswertung 

von Messreihen der Partikelgrößenanalyse 

– Die Ermittlung 

von stetigen Funktionen durch 

lineare Regression im transformierten 

Koordinatensystem. 

Staub – Reinhaltung der Luft 

44 (1984) H. 7-8, S. 325-331. 

[74] Smirnow, S.: Zur Regressionsanalyse 

von Korngrößenverteilungen 

mit der RRSB-Funktion 

und der GGS-Funktion. Aufbereitungs-Technik 

16 (1975) 

H. 6, S. 308-314. 

[75] Smirnow, S.: Kritische Betrachtungen 

zur Anwendung des 

RRSB-Netzes. Aufbereitungs- 

Technik 21 (1980) H. 4, 

S. 191-197. 

[76] Wolter, A.; Dreizler, I.: Einfluss 

der Rollenpresse auf die 

Zementeigenschaften. ZKG International 

41 (1988) H. 2, 

S. 64-70. 

[77] Lang, E.: Einfluss einer Verfestigung 

von Hüttensand auf seine 

Eigenschaften. Report des Forschungsinstituts 

der FEhS 

4 (1997) H. 2, S. 2-6. 

[78] Keil, F.: Zement. Springer-Verlag 

Berlin, Heidelberg, New 

York, 1971. 

[79] Müller-Pfeiffer, M.; Clemens, P.: 

Untersuchungen zum Vergleich 

von Mahlsystemen zur Zementherstellung 

und zur Gattierung 

von nachgeschalteten Kugelmühlen. 

Cement International 

2 (2004) H. 2, S. 58-67. 

[80] Hüttensandhaltiges Bindemittel, 

insbesondere Zement. Offenlegungsschrift 

DE 198 28 

326 A 1, Offenlegungstag 

30.12.1999. 

[81] Beaudoin, J. J.; Feldman, R. F.: 

High-strength cement pastes – 

a critical appraisal. Cement and 


H. 1, S. 105-116. 

[82] Martschuk, V.; Rudert, V.: 

Schwindreduzierte Bindemittel 

für Hochleistungsbeton. 

Betonwerk+Fertigteil-Technik, 

66 (2000) H. 5, S. 84-90. 

[83] Tazawa, E.; Miyazawa, S.: Influence 

of constituents and composition 

on autogenous shrinkage 

of cementitious materials. 

Magazine of Concrete Research 

49 (1997) H. 178, S. 15-22. 

[84] Odler, I.; Schüppstuhl, J.: Early 

hydration of Tricalcium Silicate 

III. Control of the induction period. 


11 (1981) H. 5-6, 

S. 765-774. 

[85] Beedle, S. S.; Groves, G. W.; 

Rodger, S. A.: The effect of fine 

pozzolanic and other particles 

on the hydration of C 3S. 

Advances in Cement Research 

2 (1989) H. 5, S. 3-8. 

[86] Kurdowski, W.; Nocu-Wczelik, 

W.: The Tricalcium Silicate 

hydration in the presence of 

active Silica. Cement and 


H. 3, S. 341-348. 

[87] Merkblatt für Zementschlacke. 

Zement 31 (1942) H. 19-20, 

S. 208. 

[88] Barnes, B. D.: The contact zone 

between Portland cement paste 

and glass“aggregate“ surfaces. 


8 (1978) H. 2, S. 233-243. 


51

Artikel herunterladen - beton informationen

Erfolgreiche ePaper selbst erstellen

Template löschen?

Als Template speichern?