Herstellung und Steuerung der Verarbeitbarkeitseigenschaften
selbstverdichtender Betone
von Diplom-Ingenieur
Stefan Kordts
aus Emsdetten
von der Fakultät VI – Bauingenieurwesen und angewandte Geowissenschaften
der Technischen Universität Berlin
zur Erlangung des akademischen Grades
Doktor der Ingenieurwissenschaften
– Dr.-Ing. –
genehmigte Dissertation
Promotionsausschuss:
Vorsitzender: Prof. Dr.-Ing. M. Schlaich
Gutachter: Prof. Dr.-Ing. B. Hillemeier
Gutachter: Prof. Dr.-Ing. G. Thielen
Tag der wissenschaftlichen Aussprache: 10. Februar 2005
Berlin 2005
D 83
Vorwort
Die vorliegende Arbeit entstand zwischen den Jahren 1999 bis 2004 am For-
schungsinstitut der Zementindustrie, Düsseldorf, im Rahmen eines Stipendiums
der Wissenschaftsstiftung der deutschen Zementindustrie „Gerd-Wischers-
Stiftung“ im Verein Deutscher Zementwerke e.V. Dem Verein Deutscher Ze-
mentwerke e.V. und seiner Geschäftsführung danke ich für die Förderung der
Arbeit und die Möglichkeit, die Ergebnisse der Untersuchungen für eine Dis-
sertation zu nutzen.
Die Dissertation wurde betreut von Herrn Prof. Dr.-Ing. Gerd Thielen. Ihm und
den Herren Dr.-Ing. Wolfgang Breit, Prof. Dr.-Ing Horst Grube und Dr.-Ing.
Eberhard Siebel gilt mein besonderer Dank für die wertvollen Diskussionen so-
wie die Unterstützung bei der Durchführung der Untersuchungen.
Daneben gilt mein Dank Herrn Prof. Dr.-Ing. Bernd Hillemeier für sein Interes-
se an meiner Arbeit und die wertvollen Anregungen bei der Abfassung der Dis-
sertationsschrift.
Bei allen Mitarbeiterinnen und Mitarbeitern des Forschungsinstitutes, insbeson-
dere denen der Abteilung Betontechnik, möchte ich mich für die Unterstützung
bei den Versuchen und für die Diskussionsbereitschaft bedanken.
Mein besonderer Dank gilt der deutschen Zementindustrie, die mit der Grün-
dung der Gerd-Wischers-Stiftung diese Arbeit erst ermöglicht hat.
Einige Ergebnisse dieser Arbeit stammen aus Forschungsvorhaben, die durch
die Arbeitsgemeinschaft industrieller Forschungsvereinigungen e.V. (AiF) mit
Mitteln der Bundesministerium für Wirtschaft finanziert wurden. Ein weiterer
Teil wurde durch die Forschungsgemeinschaft Transportbeton e.V. (FTB) ge-
fördert. Beiden Einrichtungen sei hierfür gedankt.
Düsseldorf, Februar 2005 Stefan Kordts
I
Inhaltsverzeichnis
1 Einführung ............................................................................. 1
2 Ziel der Arbeit........................................................................ 2
3 Stand der Kenntnis................................................................ 4
3.1 Selbstverdichtender Beton .....................................................................4
3.1.1 Eigenschaften des selbstverdichtenden Betons......................................4
3.1.2 Rezepturentwicklungsverfahren für selbstverdichtenden Beton............5
3.1.2.1 Allgemeines ........................................................................................5
3.1.2.2 Mehlkorntyp........................................................................................5
3.1.2.3 Stabilisierertyp ....................................................................................6
3.1.2.4 Kombinationstyp.................................................................................7
3.1.3 Einflüsse auf die Verarbeitbarkeit selbstverdichtender Betone..............7
3.1.4 Festbetoneigenschaften selbstverdichtender Betone..............................8
3.1.5 Zusammenfassung..................................................................................8
3.2 Fließverhalten zementhaltiger Suspensionen .......................................9
3.2.1 Rheologische Grundlagen und Modelle.................................................9
3.2.1.1 Allgemeines ........................................................................................9
3.2.1.2 Newtonsche Flüssigkeiten...................................................................9
3.2.1.3 Plastische Stoffe................................................................................11
3.2.1.4 Rheologische Modelle für Zementleim.............................................12
3.2.1.5 Rheologische Modelle für Mörtel und Beton....................................14
3.2.2 Prüfverfahren zur rheologischen Beschreibung ...................................15
3.2.2.1 Rheologische Prüfparameter .............................................................15
3.2.2.2 Rheometrische Prüfverfahren für Zementleim und Mörtel ...............15
3.2.2.3 Rheometrische Prüfverfahren für Beton............................................17
3.2.2.4 Rheologische Ersatzkenngrößen – Konsistenz von Beton ................19
3.2.3 Schlussfolgerungen..............................................................................20
3.3 Einfluss von mehlfeinen Stoffen auf die Verarbeitbarkeit................21
II
3.3.1 Allgemeines .........................................................................................21
3.3.2 Granulometrische Grundlagen .............................................................22
3.3.3 Einfluss von Hohlraumfüllung und Mindestwassergehalt auf die
Verarbeitbarkeit ...................................................................................24
3.3.4 Einfluss der Hydratation des Zements auf die Verarbeitbarkeit ..........27
3.3.4.1 Allgemeines ......................................................................................27
3.3.4.2 Hydratation des Zements...................................................................27
3.3.4.3 Erstarrungsoptimierung von Zement.................................................28
3.3.5 Einfluss der Struktur von Mehlkornsuspensionen auf die
Verarbeitbarkeit ...................................................................................31
3.3.5.1 Allgemeines ......................................................................................31
3.3.5.2 Kapillarkräfte ....................................................................................32
3.3.5.3 Interpartikuläre Kräfte.......................................................................32
3.3.5.4 Gewichtskraft....................................................................................36
3.3.5.5 Brownsche Bewegung.......................................................................36
3.3.5.6 Schlussfolgerungen ...........................................................................37
3.4 Einfluss von Fließmitteln auf die Verarbeitbarkeit ...........................37
3.4.1 Allgemeines .........................................................................................37
3.4.2 Wirkungsweise von Polykondensaten..................................................38
3.4.3 Wirkungsweise von Polycarboxylatethern...........................................39
3.4.4 Steuerung der Verarbeitbarkeit durch Fließmittel................................41
4 Vorgehensweise .................................................................... 43
5 Untersuchungen zur Mehlkornoptimierung ..................... 45
5.1 Allgemeines............................................................................................45
5.2 Art des Mehlkorns und der Mehlkorngemische ................................46
5.2.1 Verwendete mehlfeine Stoffe...............................................................46
5.2.2 Mehlkorngemische...............................................................................47
5.2.2.1 Inerte und weitgehend inerte Mehlkorngemische .............................47
5.2.2.2 Reaktive Mehlkorngemische.............................................................49
III
5.3 Chemisch-mineralogische Charakterisierung der
mehlfeinen Stoffe ..................................................................................50
5.4 Physikalische Charakterisierung der mehlfeinen Stoffe ...................51
5.5 Granulometrische Charakterisierung der mehlfeinen Stoffe
und Mehlkorngemische........................................................................51
5.5.1 Allgemeines .........................................................................................51
5.5.2 Korngrößenverteilung..........................................................................51
5.5.3 Optische Charakterisierung..................................................................51
5.5.4 Wasseranspruch mit dem βp-Wert-Verfahren......................................52
5.5.5 Quecksilberdruckporosimetrie.............................................................53
5.5.6 Rotationsrheometer..............................................................................54
5.6 Ergebnisse und Bewertung ..................................................................56
5.6.1 Inerte und weitgehend inerte mehlfeine Stoffe
und Mehlkorngemische........................................................................56
5.6.1.1 Allgemeines ......................................................................................56
5.6.1.2 Optische Charakterisierung...............................................................57
5.6.1.3 Sieblinien ..........................................................................................59
5.6.1.4 Einfluss der Kornverteilung auf den Hohlraumgehalt.......................61
5.6.1.5 Einfluss des Hohlraumgehalts auf den Wasseranspruch und
die Suspensionseigenschaften ...........................................................62
5.6.1.6 Zusammenfassung.............................................................................65
5.6.2 Reaktive mehlfeine Stoffe und Mehlkorngemische.............................67
5.6.2.1 Allgemeines ......................................................................................67
5.6.2.2 Optische Charakterisierung...............................................................67
5.6.2.3 Sieblinien ..........................................................................................68
5.6.2.4 Einfluss der Kornverteilung auf den Hohlraumgehalt.......................68
5.6.2.5 Einfluss des Hohlraumgehalts auf den Wasseranspruch und
die Suspensionseigenschaften ...........................................................70
5.6.2.6 Zusammenfassung.............................................................................72
5.7 Abschätzungung des Startwassergehalts ............................................74
6 Untersuchungen zur Verflüssigung zementhaltiger
Suspensionen ........................................................................ 76
IV
6.1 Allgemeines............................................................................................76
6.2 Wirkungsweise ausgewählter Fließmittel in Leim- und
Mörtelsystemen.....................................................................................76
6.2.1 Allgemeines .........................................................................................76
6.2.2 Verwendete Fließmittel........................................................................77
6.2.3 Physikalische Charakterisierung der Fließmittel..................................77
6.2.4 Untersuchungen zum Sättigungsverhalten der Fließmittel in
Zementleimen ......................................................................................77
6.2.5 Untersuchungen zum Ansteifverhalten von Mörteln in
Abhängigkeit vom Fließmittel .............................................................80
6.2.6 Bewertung der Ergebnisse ...................................................................81
6.2.6.1 Allgemeines ......................................................................................81
6.2.6.2 Einfluss des Fließmittels auf das Sättigungsverhalten
von Zementleim ................................................................................81
6.2.6.3 Einfluss des Fließmittels auf die zeitabhängige Verflüssigung
von Mörtel.........................................................................................83
6.2.7 Zusammenfassung................................................................................85
6.3 Verflüssigung selbstverdichtender Mörtel..........................................86
6.3.1 Übertragbarkeit von Mörtel- auf Betonprüfungen ...............................86
6.3.2 Zusammensetzungen und Herstellung der Mörtel................................87
6.3.3 Untersuchung der Verflüssigung im Rotationsrheometer....................89
6.3.4 Untersuchung der Verflüssigung mit rheologischen
Ersatzkenngrößen.................................................................................91
6.3.5 Untersuchung der Verflüssigung über optische Charakterisierung
von Probekörpern.................................................................................93
6.3.6 Bewertung der Ergebnisse der Mörteluntersuchungen ........................94
6.3.6.1 Allgemeines ......................................................................................94
6.3.6.2 Zusammenhang zwischen rheometrischen Kenngrößen und
rheologischen Ersatzkenngrößen.......................................................94
6.3.6.3 Sättigungsverhalten der selbstverdichtenden Mörtel.........................95
6.3.7 Charakterisierung der Verarbeitbarkeitseigenschaften
selbstverdichtender Mörtel...................................................................96
6.3.8 Zusammenfassung................................................................................99
6.4 Verflüssigung selbstverdichtender Betone........................................100
V
6.4.1 Allgemeines .......................................................................................100
6.4.2 Zusammensetzung der Betone ...........................................................100
6.4.3 Prüfverfahren .....................................................................................104
6.4.3.1 Setzfließmaß....................................................................................104
6.4.3.2 Trichterauslaufzeit...........................................................................105
6.4.3.3 Fließzeit...........................................................................................105
6.4.3.4 Optische Charakterisierung von Probekörpern ...............................106
6.4.3.5 Blockierring-Prüfung ......................................................................106
6.4.3.6 Box-Test..........................................................................................107
6.4.4 Herstellung der Betone und Prüfreihenfolge......................................108
6.4.5 Einfluss der Verflüssigung auf Verarbeitbarkeitseigenschaften
selbstverdichtender Betone ................................................................108
6.4.5.1 Allgemeines ....................................................................................108
6.4.5.2 Verarbeitbarkeitseigenschaften von SVB 1.....................................109
6.4.5.3 Verarbeitbarkeitseigenschaften von SVB 2.....................................112
6.4.5.4 Verarbeitbarkeitseigenschaften von SVB 3.....................................114
6.4.5.5 Verarbeitbarkeitseigenschaften von SVB 4.....................................116
6.4.5.6 Verarbeitbarkeitseigenschaften von SVB 5.....................................120
6.4.6 Zusammenfassung..............................................................................121
6.5 Einfluss der Temperatur auf die Verflüssigung...............................123
6.5.1 Allgemeines .......................................................................................123
6.5.2 Einfluss der Temperatur auf die Verflüssigung
selbstverdichtender Mörtel.................................................................124
6.5.3 Einfluss der Temperatur auf die Verarbeitbarkeit
selbstverdichtender Betone ................................................................127
6.5.4 Zusammenfassung..............................................................................130
7 Modifizierter Mischungsentwurf ..................................... 131
7.1 Allgemeines..........................................................................................131
7.2 Festlegung der Mischungszusammensetzung...................................133
7.3 Startwassergehalt................................................................................133
7.4 Wirkungsweise des Fließmittels.........................................................134
VI
7.5 Fensterlösung ......................................................................................135
7.6 Steuerung der Verarbeitbarkeit ........................................................137
7.6.1 Allgemeines .......................................................................................137
7.6.2 Abweichung vom optimalen Wassergehalt........................................137
7.6.3 Variation des Fließmittelgehalts ........................................................137
7.6.4 Einstellung der Verarbeitbarkeit auf die Temperatur.........................138
7.6.5 Korrekturmaßnahmen ........................................................................139
7.7 Zusammenfassung ..............................................................................140
8 Zusammenfassung und Ausblick...................................... 141
9 Formelzeichen .................................................................... 144
10 Literatur ............................................................................. 146
11 Anhang................................................................................ 161
11.1 Anhang A, Ergebnisse der physikalisch-chemischen
Untersuchungen an den mehlfeinen Stoffe .......................................161
11.2 Anhang B, Ergebnisse der granulometrischen
Untersuchungen an den mehlfeinen Stoffe .......................................164
11.3 Anhang C, Untersuchungen an ausgewählten Fließmitteln............168
11.4 Anhang D, Untersuchungen an selbstverdichtenden Mörteln........173
11.5 Anhang E, Untersuchungen an selbstverdichtenden Betonen ........177
11.6 Anhang F, Untersuchungen an selbstverdichtenden Mörteln
und Betonen in unterschiedlichen Temperaturbereichen ...............180
1
1 Einführung
Die Leistungsfähigkeit eines Betons zeigt sich in definierten Eigenschaften.
Diese lassen sich in Frisch- und Festbetoneigenschaften unterteilen. Zu den
Festbetoneigenschaften zählen neben einer ausreichenden Festigkeit der Elasti-
zitätsmodul, das Schwinden, der Widerstand gegen Carbonatisierung und che-
mische Angriffe oder der Frost- bzw. Frost-Tausalz-Widerstand. Die Festbe-
toneigenschaften, die über die planmäßige Nutzungsdauer des Bauwerks erwar-
tet werden, müssen in der Zusammensetzung des Frischbetons angelegt sein, z.
B. durch einen ausreichend niedrigen Wasserzementwert, eine gesteuerte Poro-
sität sowie durch einen hinreichenden mechanischen oder chemischen Wider-
stand aller Bestandteile.
Da eine quasi vollständige Verdichtung des Frischbetons erforderlich ist, um die
planmäßig angelegten Festbetoneigenschaften zu erreichen, müssen die üblichen
Konstruktionsbetone gemäß DIN EN 206-1/DIN 1045-2 durch Rütteln verdich-
tet werden. Sie sind so konzipiert, dass ein möglichst großer Volumenanteil von
rund 70 Vol.-% durch ein Korngerüst mit Körnern größer 0,125 mm ausgefüllt
wird. Das Mehlkorn, bestehend aus Zement, Zusatzstoffen und Gesteinskör-
nungsanteilen mit einem Korndurchmesser kleiner 0,125 mm bildet mit dem
Wasser und gegebenenfalls Zusatzmitteln den Leim. Er füllt das Restvolumen
innerhalb des Gesteinskörnungsgerüsts als erhärtender „Kleber“ vollständig aus,
nachdem das gröbere Gesteinskörnungsgerüst des Betons innerhalb der Scha-
lung durch intensive Verdichtung in seine dichteste Lage gebracht wurde. Ein
gewisser Leimüberschuss ist stets erforderlich, um schlecht verdichtete, hauf-
werksporige Bereiche zu vermeiden. Die Verdichtung durch Rütteln muss bei
der Planung des Bauteils bereits berücksichtigt werden. So müssen der Beweh-
rungsgrad und die Bewehrungsführung auf die Einbaubedingungen und das
Bauteil abgestimmt werden.
Durch die Fortschritte auf dem Gebiet der verflüssigenden Zusatzmittel lassen
sich mittlerweile die Eigenschaften Konsistenz und Festigkeit fast vollständig
voneinander entkoppeln. Betone mit niedrigen Wasserzementwerten lassen sich
durch Hochleistungsfließmittel bei sachgerechter Dosierung in weiche bzw.
„fließfähige“ Konsistenzen überführen. So lassen sich Betone mit hoher Festig-
keit und Dichtheit erzielen. Die Entwicklung der Zusatzmittel spiegelt sich auch
in der Ausweitung der Konsistenzbereiche von F1 bis F6 in DIN EN 206-1/DIN
1045-2 wider. Waren bis vor rund 30 Jahren steife und plastische Stampf- und
Rüttelbetone mit ihrem extremen Aufwand an Arbeits- und Verdichtungsenergie
aus Festigkeitsgründen normal, werden heute weitgehend weiche Betone des
Konsistenzbereichs F3 bzw. F4 eingesetzt. Die planmäßige Steuerung der Ver-
2
arbeitbarkeit des Rüttelbetons und der Verarbeitbarkeitszeit auf der Baustelle
durch Betonzusatzmittel wurde in langjähriger Arbeit auf den heutigen hohen
Stand gebracht. Die Frisch- und Festbetoneigenschaften können anhand einfa-
cher Eignungsprüfungen zielsicher vorausgeplant werden.
Das fehlerfreie Einbauen von Rüttelbeton erfordert jedoch gut geschultes, quali-
fiziertes Personal. Haufwerksporige Fehlstellen - sogenannte „Kiesnester“ - in
Betonbauteilen infolge unzureichender und fehlerhafter Verdichtung oder infol-
ge Sedimentation stellen immer noch ein häufig auftretendes Qualitätsproblem
dar. Des Weiteren werden durch den hohen Verdichtungs- und Verarbeitungs-
aufwand die Einbauleistungen und zum Teil durch den entstehenden Rüttlerlärm
die Einbauzeiten begrenzt, was sich in den Baukosten und in der Bauzeit eines
Gebäudes oder Bauteils niederschlägt. Zunehmend werden durch neue archi-
tektonische Konzepte wieder hohe Anforderungen an die Betonoberfläche ge-
stellt und häufig Sichtbetonqualität verlangt. Dabei sind durch das Einbauver-
fahren bedingt nicht selten die Schüttgrenzen sichtbar. Ebenfalls kann es zu un-
terschiedlichen Farbgebungen des Betons innerhalb eines Betonierabschnittes
kommen, die durch variierende Wasserzementwerte und durch mehr oder weni-
ger intensives Rütteln hervorgerufen werden.
Um die oben genannten Probleme beim Einbau von Beton zu vermeiden, kön-
nen durch die volle Nutzung der Möglichkeiten des 5-Stoff-Systems Beton
(Zement, Gesteinskörnung, Zusatzmittel, Zusatzstoff, Wasser) Betone entwor-
fen werden, die selbsttätig unter dem Einfluss der Schwerkraft bis zum Niveau-
ausgleich sedimentationsfrei fließen, während des Fließens entlüften und dabei
jeden Hohlraum und alle Bewehrungszwischenräume innerhalb einer Schalung
ausfüllen. Diese Betone werden „Selbstverdichtende Betone“ (SVB) genannt.
2 Ziel der Arbeit
Ziel der vorliegenden Arbeit ist es, das experimentelle Rezepturentwicklungs-
verfahren für SVB so zu modifizieren, dass gezielt die Frischbetoneigenschaften
sowohl nach dem Mischungsende als auch über die geplante Verarbeitbarkeits-
zeit über einen rationalen Mischungsentwurf optimiert und gesteuert werden
können. Um die vorhandenen empirischen Rezepturentwicklungsverfahren zu
vereinfachen und Kriterien für die zielgerichtete Mischungszusammensetzung
zu erstellen, liegen zur Zeit nicht ausreichende Kenntnisse über wesentliche Pa-
rameter vor, siehe Abschnitt 3. Daher müssen die folgenden Aufgabenstellungen
bearbeitet werden:
3
Die Verarbeitbarkeit eines SVB hängt von den verwendeten Ausgangsstof-
fen ab. Durch normative Festigkeits- und Dauerhaftigkeitsforderungen wie
der Mindestzementgehalt und der höchstzulässige Wasserzementwert wird
in erster Linie die Mehlkorn- und Leimzusammensetzung beeinflusst. Um
im Rahmen eines modifizierten Mischungsentwurfs aus vorgeprüften Kenn-
größen den Startwassergehalt für die weitere Betonoptimierung abschätzen
zu können, sind in systematischen Leimversuchen vertieft die Einflüsse von
Kornart, Kornform und Korngrößenverteilung des Mehlkorns auf den opti-
malen Wassergehalt herauszuarbeiten.
Der benötigte Verarbeitbarkeitszeitraum wird durch die Art der Verwendung
und die Umgebungsbedingungen bestimmt. Der Verarbeitbarkeitszeitraum
ergibt sich aus den Wechselwirkungen des Mehlkorns mit dem Fließmittel.
Daher ist das Zusammenwirken zwischen Mehlkorn und Fließmittel in
Leim- und Mörtelversuchen unter Berücksichtigung der Zeit und der Tempe-
ratur genauer zu analysieren. Insbesondere der beobachtete Verarbeitbar-
keitsverlust in unterschiedlichen Temperaturbereichen ist zu erklären.
Aufgrund der Vielzahl an Variationsmöglichkeiten in der Zusammensetzung
selbstverdichtender Betone zeigen diese bei gleichen Verarbeitbarkeitseigen-
schaften oft unterschiedliche Frischbetonkenngrößen. Daher ist ein geeigne-
tes Konzept zur allgemeinen, individuellen Bewertung der Verarbeitbar-
keitseigenschaften von selbstverdichtendem Beton zu erstellen.
Gerade bei der Verwendung von SVB kommt es darauf an, dass der Beton
zum Einbauzeitpunkt alle benötigten Frischbetoneigenschaften aufweist.
Dabei bereitet die Beurteilung der Sedimentation die größten Probleme, da
sie in der Regel erst erkannt wird, wenn das Bauteil bereits betoniert wurde.
Bislang gibt es kein geeignetes Prüfverfahren, mit dem die Stabilität des
Betons als Schnelltest unmittelbar vor dem Einbau bestimmt werden kann.
Um die Stabilität selbstverdichtender Betone vorauszusagen, sind durch ge-
zielte Variation der Betonzusammensetzungen die Einflüsse auf die Sedi-
mentation vertieft herauszuarbeiten.
Es ist zu untersuchen, inwieweit sich selbstverdichtende Eigenschaften mit
herkömmlichen, nicht speziell ausgewählten Ausgangsstoffen erzielen las-
sen.
Der Stand der Kenntnis und die zur Bearbeitung dieses Themas benötigten
Grundlagen werden im Folgenden detailliert dargestellt.
4
3 Stand der Kenntnis
3.1 Selbstverdichtender Beton
3.1.1 Eigenschaften des selbstverdichtenden Betons
Selbstverdichtender Beton (SVB) ist ein Hochleistungsbeton, dessen besonderes
Leistungsvermögen in der Frischbetoneigenschaft „Selbstverdichtung“ besteht.
SVB ist so beschaffen, dass er praktisch keine Fließgrenze mehr aufweist und
doch kein Sedimentieren des Grobkorns zeigt. Rheologisch entspricht SVB da-
her einer Newtonflüssigkeit mit hoher Viskosität, die das Gesteinskörnungsge-
rüst in stabiler Lage hält. Zusätzliche Verdichtungsenergie ist beim Einbau nicht
mehr nötig [Gru99, Oka95, Opp99, Rei01, Rol99, Ste98, Tak98a, Tak98b,
Yur98].
Das im Vergleich zu Rüttelbeton völlig andere rheologische Verhalten von SVB
beruht auf einem erhöhten Mehlkorngehalt und einem auf das Mehlkorn abge-
stimmten Wassergehalt (damit auf einem erhöhten Leimgehalt) sowie der Ver-
wendung hochwirksamer Fließmittel. Entscheidend für die Verwendung von
SVB ist die Beherrschung der Fließfähigkeit der Suspension, das Vermeiden des
Absetzens der groben Gesteinskörnung sowie die Temperatur- und Zeitabhän-
gigkeit dieser Eigenschaften. Während beim Rüttelbeton Konsistenzschwan-
kungen durch gezielten Rüttlereinsatz eventuell ausgeglichen werden können,
entfällt diese Möglichkeit beim SVB. Durch den Eintrag von Verdichtungsener-
gie verliert der Leim seine Tragfähigkeit, was zu erheblicher Sedimentation füh-
ren kann. Deshalb darf sich die Verarbeitbarkeit während der vorgesehenen
Verarbeitungsdauer praktisch nicht ändern.
Im Gegensatz zu konventionellen Rüttelbetonen gemäß DIN EN 206-1/DIN
1045-2 benötigen SVB einen erhöhten Mehlkorngehalt und besitzen eine Konsi-
stenz, die über der bisher höchsten Konsistenzklasse F6 liegt. Daher darf SVB
in tragenden Konstruktionen derzeit nur mit allgemeiner bauaufsichtlichen Zu-
lassung oder mit Zustimmung im Einzelfall eingesetzt werden. Der Deutsche
Ausschuss für Stahlbeton DAfStb hat eine Richtlinie erarbeitet, die die Herstel-
lung und Verwendung von SVB regeln soll [Ril03]. Mit ihrer bauaufsichtlichen
Einführung ist Anfang 2005 zu rechnen.
Selbstverdichtender Beton bietet aufgrund seiner Eigenschaften ein hohes Inno-
vations- und Rationalisierungspotential für die Betonbauweise. Durch die siche-
re Anwendung dieser Technologie lässt sich das Produkt Beton weiter qualitativ
verbessern, da eine häufige Fehlerquelle für schadhaften Beton, das fehlerhafte
Verdichten, ausgeschaltet wird. Außerdem entfallen die gesundheitlichen Risi-
ken wie das „Weiße-Finger-Syndrom“ durch Übertragen der Vibration des
5
Rüttlers auf den Körper [Bar99], Hebearbeiten in oft gebückter Haltung und
Lärm sowie die hohen Anforderungen an die Kenntnis des Personals und die
Beanspruchung der Schalung durch die Rüttler. Des Weiteren können verbes-
serte Sichtbetoneigenschaften (wenig Poren, gleichmäßige Farbgebung) durch
zusätzliche Optimierung erzielt werden.
3.1.2 Rezepturentwicklungsverfahren für selbstverdichtenden Beton
3.1.2.1 Allgemeines
Es existieren verschiedene Verfahren der Rezepturentwicklung, bei denen es
sich stets um empirische Ansätze handelt. Kategorisiert werden diese Ansätze
nach der Art, dem Beton die benötigte Viskosität zu verleihen. Dabei wird zwi-
schen Mehlkorntyp, Stabilisierertyp und Kombinationstyp unterschieden
[Cle98, Ger98, Jac99, Oka95, Tak98a, Tak98b, Wal99]. Die verschiedenen Ty-
pen werden im Folgenden vorgestellt.
3.1.2.2 Mehlkorntyp
Der sogenannte Mehlkorntyp-SVB wird durch den „General Purpose Approach“
(GPA) nach Okamura beschrieben und stellt die bisher wichtigste Grundlage zur
Entwicklung selbstverdichtender Betone dar, siehe Bild 3.1.1. Mit ausgewählten
Anteilen verschiedener Korngruppen vom µm- bis in den cm-Bereich wird über
die Eignungsprüfungsstufen Leim, Mörtel und Beton der geeignete SVB ent-
wickelt. Erst wenn der Beton ein bestimmtes „Setzfließmaß“ in Verbindung mit
einer bestimmten relativen „Trichterauslaufgeschwindigkeit“ aufweist, ist der
richtige Beton gefunden [Jac99, Oka95, Pet98, Tak98a, Tak98b, Wal99]. Dieser
Ansatz ist langwierig und gewährleistet nicht unbedingt die Herstellung eines
selbstverdichtenden Betons. Bei diesem Ansatz wird die benötigte Viskosität
durch ein entsprechend optimiertes und verflüssigtes Mehlkornhaufwerk erzielt
(„Powder Type“). Die zeitabhängigen Verarbeitbarkeitseigenschaften werden
unter der Empfehlung C2S-reicher und C3A-armer Zemente dann überwiegend
der Wirkungsweise des Fließmittels zugeschrieben.
Um das Blockieren des Frischbetons vor Bewehrungshindernissen beim Ein-
bringen zu umgehen, liefert der GPA oft einen höheren Leimgehalt als eigent-
lich notwendig wäre [Sed99]. Einige Ansätze berücksichtigen das Blockierkrite-
rium bei der Rezepturentwicklung [Bui02, Pet96, Pet99, Tan95]. Durch eine
Vielzahl von Versuchen wurden für verschiedene Gesteinskörnungen Referenz-
kurven erstellt, mit denen ein minimaler Leimgehalt für blockierungsfreies Flie-
ßen für verschiedene Sand/Kies-Verhältnisse bestimmt werden kann. Diese
6
Vorversuche sind sehr aufwendig und gelten nur für bestimmte Gesteinskörnun-
gen. Zusätzlich sind Setzfließmaß-Versuche und weitere Frischbetontests erfor-
derlich.
Weiterhin enthält die Literatur Ansätze, um aus Ausgangskomponenten wie Ge-
steinskörnungsart, -form und -gehalt über Packungsdichten und Fließversuche
Vorhersagen für die rheologischen Größen Fließgrenze und dynamische Visko-
sität zu treffen [Oh99, Sed99] und sie in blockierungsfreie Bereiche einzuteilen.
Diese Verfahren sind ebenfalls stark vom verwendeten Fließmittel und von den
Ausgangsstoffen abhängig und liefern zum Teil widersprüchliche Ergebnisse.
Grobe Gesteinskörnung
Volumetrisches Wasser-Mehlkorn-Verhältnis
Fraktion 5/20:
500 l/m³
bei dichtester Schüttung
Luft
g
ehalt
Feine Gesteinskörnun
g
4 ~ 7 %
Fraktion 0,09/5:
40 Vol.-%
vom Mörtelvolumen
Verifizierun
g
der Mischun
g
Box Test; Fließschikane usw.
Leimfließversuche
w/m = 0,30 ~ 0,35
β
P
Mörtelfließversuche: = 5; R = 1
Betonfließversuche: sm = 65 ± 5 cm; R = 0,5 - 1
Γ
mm
b
Bild 3.1.1: Mischungsentwurf nach
Okamura [Naw98]
3.1.2.3 Stabilisierertyp
Das Verfahren zur Herstellung von SVB des Stabilisierertyps beruht darauf, das
für selbstverdichtende Eigenschaften erforderliche Leimvolumen von rund 400
l/m³ mit Mehlkorngehalten, die z. B. noch den Regelungen der DIN EN 206-
1/DIN 1045-2 entsprechen, zu erzielen und das fehlende Leimvolumen durch
7
erhöhte Wassergehalte aufzufüllen. Um die benötigte Tragfähigkeit dieses Lei-
mes einzustellen, werden erhöhte Mengen an Stabilisieren eingesetzt. Dieser in
der Literatur [Oka95, Tak98a, Tak98b] als „Viscosity Agent Type“ bezeichnete
SVB ähnelt in der Betonzusammensetzung dem Unterwasserbeton und ist als
Konstruktionsbeton praktisch nicht erprobt. Zusätzlich bestehen Bedenken, dass
die organischen Stabilisierer in den benötigten Dosierungen zu hohen Porositä-
ten im Betongefüge führen können und sich dadurch nachteilig auf wichtige
Festbetoneigenschaften wie z. B. E-Modul, Schwindmaß, Kriechmaß und
Frostwiderstand auswirken [Boo03, Hau01].
3.1.2.4 Kombinationstyp
Der Kombinationstyp-SVB verbindet den „Mehlkorntyp“ mit der Zugabe eines
stabilisierenden Zusatzmittels. Die Mischungsrezeptur wird zum Beispiel nach
dem GPA ermittelt. Die Zugabe des Stabilisierers in geringen Mengen soll die
Viskosität des SVB unempfindlicher gegen Schwankungen im Mehlkornaufbau
und im Wassergehalt machen, ohne die Fließfähigkeit des SVB zu beeinträchti-
gen [Oka95, Rol99, Shi03, Tak98a, Tak98b, Yur98]. Die Verwendung von Sta-
bilisierern geschieht hierbei in erster Linie aus Gründen der Qualitätssicherung
und der Vergleichmäßigung der Produktion. Es zeigt sich jedoch, dass die Ver-
wendung von Stabilisierern die Selbstentlüftung des Betons beim Einbauprozess
behindern und gegebenenfalls zu erhöhten Luftgehalten bzw. zu porigen Ober-
flächen führen kann.
3.1.3 Einflüsse auf die Verarbeitbarkeit selbstverdichtender Betone
Das Fließverhalten und die Stabilität aller Betone und insbesondere selbstver-
dichtender Betone wird nachweislich von der Kornform, der Kornverteilung und
den chemischen Wechselwirkungen der Mehlkornfraktionen in der Suspension
beeinflusst [Fan99, Fla74, Kre87, Kre88, Neh98, Pap63, Spr91, Syb93, Wes73].
Um die für die Selbstverdichtung geforderten Frischbetoneigenschaften zu er-
zielen, muss z. B. die Abweichung vom Zielwert des Setzfließmaßes auf rund
50 mm sowie der Trichterauslaufzeit auf rund 5 s eingestellt werden (Anhalts-
werte). Schwankungen der Oberflächenfeuchte der Gesteinskörnung von im
Mittel 0,5 M.-% bringen bei 1600 kg je m³ Beton 8 l mehr oder weniger Wasser
mit sich. Diese Differenz kann bereits zu deutlichen Abweichungen in der oben
genannten Größenordnung im Setzfließmaß aber besonders in der Trichteraus-
laufzeit zur Folge haben [Hib02, Kor02, Wal99, Yur98]. Die Feinheit des Mehl-
korns hat ebenfalls einen erheblichen Einfluss auf das Setzfließmaß. Geringe
Abweichung können eine Veränderung des Setzfließmaßes zwischen 100 bis
150 mm bewirken [Yur98]. Weiterhin kann die Temperatur einen großen Ein-
8
fluss auf die Wechselwirkungen zwischen Mehlkorn und Fließmittel und damit
auf die Verarbeitbarkeitseigenschaften ausüben. Dies gilt besonders für Fließ-
mittel, die der Wirkstoffgruppe der Polycarboxylatether angehören [Bud99,
Naw00]. In [Bra02, Bra03] wird berichtet, dass bereits eine Erhöhung der
Frischbetontemperatur um 1 °C zum Verlust der selbstverdichtenden Eigen-
schaften führen kann.
3.1.4 Festbetoneigenschaften selbstverdichtender Betone
Untersuchungen zu Festigkeits- und Dauerhaftigkeitseigenschaften selbstver-
dichtender Betone haben gezeigt, dass sie im Vergleich zu normalen Rüttelbeto-
nen vergleichbarer Festigkeitsklassen trotz der erhöhten Mehlkorngehalte kaum
Nachteile aufweisen [Bar99, Bea99, Bra01, Bra02, Gra02, Gru99, Jac99,
Opp99, Pet98]. Diese Erfahrungen decken sich auch mit Ergebnissen des Autors
[Kor02, Kor03, Sie02], so dass eine weiterführende Betrachtung der Festbe-
toneigenschaften im Rahmen dieser Arbeit nicht erfolgt.
3.1.5 Zusammenfassung
Gemessen an dem hohen Innovationspotential sind die derzeitigen Anwendun-
gen von SVB in Deutschland kaum nennenswert. Dies liegt zum einen an dem
noch nicht bauaufsichtlich eingeführten Regelwerk und zum anderen an einem
empirischen Rezepturentwicklungsverfahren, an der hohen Empfindlichkeit des
Betons gegen Schwankungen um die optimale Zusammensetzung sowie an feh-
lenden Beurteilungskriterien für die Verarbeitbarkeitseigenschaften bei der Her-
stellung und Verwendung. Die Literaturquellen verdeutlichen die Empfindlich-
keit des Systems Mehlkorn-Zusatzmittel-Wasser und die herausragende Bedeu-
tung der zeitabhängigen Verarbeitbarkeitseigenschaften bei der Herstellung und
Verwendung selbstverdichtender Betone. Trotz intensiver Forschungsarbeit, die
etwa 1990 in Japan begann, ist noch kein Entwurfskonzept für die zielsichere
Herstellung selbstverdichtender Betone vorhanden. Sie ermitteln die erforderli-
chen Frischbetoneigenschaften empirisch nach dem Prinzip „trial and error“.
Darüber hinaus beziehen sich fast alle Rezepturentwicklungsverfahren aus-
schließlich auf die Herstellung der gewünschten Verarbeitbarkeit unmittelbar
nach Herstellungsende und betrachten nicht den Verlauf der Verarbeitbarkeit in
Abhängigkeit von der Zeit und den Umgebungsbedingungen. Gerade vor dem
Hintergrund der zielsicheren Anwendung der Technologie des selbstverdichten-
den Betons muss die Verarbeitungszeit stärker in der Rezepturentwicklung be-
rücksichtigt werden. Die offenen Fragestellungen, die sich aus der Literaturaus-
9
wertung ergeben, sind im Abschnitt 2, Ziel der Arbeit, und Abschnitt 4, Vorge-
hensweise, enthalten.
Um das Frischbetonsystem SVB von der Herstellung bis zum Einbau zu be-
schreiben, zu beurteilen und zu steuern, sind erweiterte Kenntnisse über
das Fließverhalten zementhaltiger Suspensionen,
die Einflüsse von mehlfeinen Stoffen auf die Verarbeitbarkeit sowie
die Einflüsse von Fließmitteln auf die Verarbeitbarkeit
erforderlich. Die zugehörigen Grundlagen werden im Folgenden vorgestellt.
3.2 Fließverhalten zementhaltiger Suspensionen
3.2.1 Rheologische Grundlagen und Modelle
3.2.1.1 Allgemeines
Flüssigkeiten und plastische Körper lassen sich physikalisch mit den Gesetzen
der Rheologie beschreiben. Die Rheologie ist die Wissenschaft vom Verfor-
mungsverhalten der Stoffe, die sich mit den Wechselwirkungen zwischen
Scherspannung und Scherdehnung und ihrer zeitlichen Veränderung befasst.
Das Verformungsverhalten kann in einem laminaren, stationären Fließvorgang
untersucht werden. In Abhängigkeit einer von außen aufgebrachten Belastung,
meist in Form eines Geschwindigkeitsgefälles, setzt der Stoff seiner Verfor-
mung einen Widerstand entgegen. Aus dem zugehörigen Verformungswider-
stand lässt sich das Fließgesetz des Stoffes bestimmen. Diese Wechselwirkung
ist in einer Fließkurve darstellbar. Zur Ermittlung von Fließkurven können Flüs-
sigkeiten und plastische Stoffe in Viskosimetern untersucht werden. Zur Er-
mittlung der Fließeigenschaften zementhaltiger Suspensionen wie Zementleim,
Mörtel und Beton wurden eine Vielzahl von Rotationsviskosimetern oder
Rheometern entwickelt. Das Grundprinzip aller Rotationsviskosimeter ist die
Erzeugung eines Fließvorgangs innerhalb des zu untersuchenden Stoffes und
das Messen der durch diesen Stoff übertragenen Scherspannung bei verschiede-
nen Schergeschwindigkeiten.
3.2.1.2 Newtonsche Flüssigkeiten
Verhält sich eine Flüssigkeit linear-reinviskos, bezeichnet man sie als newton-
sche Flüssigkeit. Dabei ist die Scherspannung τ, die man benötigt, um in der
10
Flüssigkeit ein Schergefälle
γ
& zu erzeugen, proportional zur Größe des Gefälles
und kann entsprechend der Gleichung
τγη
=
·
d
dt
γ
mit [ ] = s
η
N
m²
γ =
·
(1)
beschrieben werden. Die Fließkurve, die das aufgebrachte Geschwindigkeitsge-
fälle gegen den gemessenen Verformungswiderstand darstellt, verläuft linear
und durch den Koordinatenursprung, siehe Bild 3.2.1. Der Proportionalitätsfak-
tor zwischen Scherrate und Scherspannung ist die Viskosität η der Flüssigkeit
und entspricht im Diagramm dem Tangens α der Fließkurve. Wasser, Glycerin
und Öle sind z. B. newtonsche Flüssigkeiten. Zu beachten ist, dass die Viskosi-
tät einer Flüssigkeit bzw. eines Stoffes immer temperaturabhängig ist.
Scherspannung in N/mm²
τ
Scherrate in s
γ
-1
.
strukturviskos
dilatant Newton
tan =
αη
tan ` = `
αη
Bild 3.2.1: Schematische
Darstellung von Fließkurven
für newtonsche Flüssigkei-
ten
Das Fließverhalten vieler Flüssigkeiten weicht jedoch vom linear-reinviskosen
Fließen ab. Wird eine Flüssigkeit bei steigender Beanspruchung dünnflüssiger,
so verhält sie sich strukturviskos. Eine Flüssigkeit, die mit zunehmender Scher-
spannung dickflüssiger wird, verhält sich dilatant. Für diese Flüssigkeitsarten
kann nicht eine Viskosität als physikalische Stoffkonstante im newtonschen
Sinne definiert werden. Daher wurde die Größe einer scheinbaren oder dynami-
schen Viskosität η` = tan α` eingeführt, deren Größe von der Scherrate abhängt
[Wes73], siehe Bild 3.2.1.
11
Darüber hinaus sind reversible und nicht-reversible Änderungen des Fließver-
haltens von Flüssigkeiten zu beachten. Thixotropes Verhalten liegt vor, wenn
die Flüssigkeit bei konstanter mechanischer Belastung niedrigviskoser und nach
Ende der Belastung wieder höherviskoser wird. Umgekehrt zeigt eine Flüssig-
keit rheopexes Verhalten, wenn die Viskosität durch konstante mechanische
Belastung steigt und nach Abnahme der Belastung wieder abnimmt. Diese Ei-
genschaften werden im Allgemeinen durch die Art und Dauer der Belastung be-
einflusst. Grafisch können Thixotropie und Rheopexie in einer Fließkurve, die
sowohl den Anstieg der Belastung als auch die Abnahme beinhaltet, durch die
Fläche zwischen Belastungs- und Entlastungsast dargestellt werden. Bild 3.2.2
zeigt schematisch das thixotrope Verhalten einer Flüssigkeit in Abhängigkeit
von der Belastungsdauer.
Scherspannung in N/mm²
τ
Belastungsast
Entlastungsast
Scherrate in s
γ
-1
.
Zeit t in min
Zeit t in min
Scherrate
Scherspannung
Bild 3.2.2: Schematische Darstellung thixotropen Verhaltens in Abhängigkeit von der Belastungs-
dauer [Wal02]
3.2.1.3 Plastische Stoffe
Ein deformierbarer Stoff wird als plastisch bezeichnet, wenn er sich in einem
unteren Scherspannungsbereich wie ein elastischer oder viskoelastischer Fest-
körper, in einem oberen Scherspannungsbereich dagegen wie eine Flüssigkeit
verhält. Die Scherspannung, bei der dieser Übergang stattfindet, nennt man
Fließgrenze. Verhält sich ein plastischer Stoff, nachdem er die Fließgrenze
überwunden hat, wie eine newtonsche Flüssigkeit, so spricht man von einem
Bingham-Körper, siehe Bild 3.2.3. Sein Fließverhalten kann durch die Glei-
chung
12
ττ γ η
= +
f
·
mit [ ] = s
η
N
m²
[] =
τ,τ
f
N
m²
(2)
beschrieben werden. τf gibt den Wert der Fließgrenze an. Entsprechend Ab-
schnitt 3.2.1.2 werden plastische Stoffe, die kein lineares Fließverhalten aufwei-
sen, als strukturviskoser Bingham-Körper oder als dilatanter Bingham-Körper
bezeichnet. Ebenso können reversible oder nicht-reversibe Änderungen des
Fließverhaltens infolge konstanter mechanischer Belastung sowie infolge che-
mischer Reaktionen, wie z. B. der Hydratation bei zementgebundenen Syste-
men, auftreten.
Scherspannung in N/mm²
τ
strukturviskos
dilatant Bingham
tan =
αη
Fließgrenze
τ
f
Scherrate in s
γ
-1
.
Bild 3.2.3: Schematische
Darstellung von Fließkurven
für Bingham-Körper
3.2.1.4 Rheologische Modelle für Zementleim
Neben dem in Abschnitt 3.2.1.3 vorgestellten linearen Bingham-Modell existie-
ren eine Reihe anderer physikalischer Modelle zur Beschreibung des Fließver-
haltens zementhaltiger Suspensionen und zur Auswertung von Fließkurven.
Das Fließverhalten von Zementleim weicht vom linearen Fließen ab und zeigt in
der Regel thixotropes Verhalten in Form einer Hysterese-Kurve mit einem eher
strukturviskosen Belastungsast und einem meist dilatanten Entlastungsast. Da
sowohl infolge der beginnenden Hydratation, insbesondere der Aluminatreak-
tionen und der Ettringitbildung, siehe Abschnitt 3.3.4, als auch durch die Scher-
belastung im Rheometer sich die Struktur des Zementleimes verändert, ist der
13
Vorgang im Allgemeinen nicht reversibel. Der Abfall des Scherwiderstandes bei
konstanter mechanischer Belastung infolge des Aufbrechens der agglomerierten
Zementpartikel und deren Ausrichtung in Scherrichtung, der in einem temporä-
ren Gleichgewichtszustand endet bevor sich durch die Hydratation erneut eine
Struktur bildet, wird bei zementhaltigen Suspensionen daher auch als Struktur-
bruch bezeichnet [Tat83b]. Der Grad des Strukturbruchs hängt jedoch im hohen
Maße von der „Vorgeschichte“ der Suspension, der Agglomerationsrate sowie
von der Messgeometrie und dem Messprofil ab [Kec99, Tat83b].
Die Bestimmung der Fließgrenze und der plastischen Viskosität kann am Bela-
stungsast, d. h. bei steigender Scherbelastung, und am Entlastungsast, bei ab-
nehmender Scherbelastung, erfolgen. Analog den Scherversuchen an bindigen
Böden im Grundbau eignen sich die Entlastungsäste der Fließkurven wegen ih-
rer besseren Reproduzierbarkeit eher als die Belastungsäste. Die meisten ma-
thematischen Modelle zur Beschreibung der Fließkurven von Zementleimen
stellen nichtlineare Ansätze unter Verwendung weiterer Konstanten dar, die
wiederum empirisch ermittelt oder abgeschätzt werden müssen und somit eine
physikalische Deutung nur näherungsweise ermöglichen. Als nichtlinearer An-
satz sei an dieser Stelle das Fließgesetz von Herschel-Bulkley erwähnt, das auf
dem Bingham-Modell aufbaut und durch die folgende Gleichung beschrieben
wird.
ττ γ
= + a
f
b
·
b < 1: strukturviskos
b = 1: Bingham
b > 1: dilatant
a = Konstante
(3)
Eine ausführliche Zusammenstellung mathematischer Modelle zur Beschrei-
bung von Fließkurven ist in [Ban03] und [Kec99] enthalten. In [Atz85] wurden
rheologische Eigenschaften von Zementleimen mit einem coaxialen Zylinder-
viskosimeter gemessen. Die rheologischen Kenngrößen Fließgrenze und plasti-
sche Viskosität wurden dann mit sechs verschiedenen Modellen berechnet und
gegenübergestellt. Diese Untersuchungen ergaben, dass alle Modelle zufrieden-
stellende Ergebnisse lieferten. Einige Modelle besaßen jedoch nur in einem be-
grenzten Scherspannungsbereich Gültigkeit. In [Ban03] wird darauf hingewie-
sen, dass der sehr weite Bereich der in der Literatur angegebenen Werte für die
Fließgrenze und die plastische Viskosität von Zementleimen über die Variation
der Eigenschaften verschiedener Zemente hinausgeht. Daraus wird gefolgert,
dass sowohl die Vorgehensweise der unterschiedlichen Forscher als auch die
14
Differenzen in der Messtechnik einen größeren Einfluss auf das Ergebnis aus-
üben, als bisher angenommen wurde.
3.2.1.5 Rheologische Modelle für Mörtel und Beton
Mörtel und Betone sind Verbundwerkstoffe, die modellhaft gesehen aus der
Feststoffphase Gesteinskörnung und der Flüssigphase Leim bestehen. Dabei bil-
den in der Regel die mehlfeinen Stoffe mit einem Korndurchmesser kleiner 125
µm zusammen mit dem Wasser und gegebenenfalls Zusatzmitteln den Leim.
Durch die „Verdünnung“ des Zementleims mit Gesteinskörnung nimmt mit zu-
nehmendem Maße der Einfluss der leimspezifischen Unterschiede auf das
Fließverhalten ab. So konnte Tattersall zeigen, dass zwei Zementleime mit
deutlich unterschiedlichen Fließeigenschaften in daraus hergestellten Betonen
das gleiche Fließverhalten besaßen [Tat83b]. Andererseits beginnen die Eigen-
schaften der Gesteinskörnung wie Sieblinie, Gehalt und Kornform einen großen
Einfluss auf das Fließverhalten auszuüben. Mit steigendem Gehalt an Gesteins-
körnung vergrößert sich die Fließgrenze, da das Korngerüst zunehmend in der
Lage ist, aufgebrachte Scherspannungen aufzunehmen. So spielt auch die Sieb-
linie und die Kornform eine entscheidende Rolle, da z. B. Ausfallkörnungen und
gebrochene Kornformen das Verzahnungsvermögen erhöhen. Im gleichen Maße
wie die Fließgrenze wird auch die Viskosität durch die Gesteinskörnung beein-
flusst. So besitzen z. B. Mörtel und Betone mit gebrochenkörniger Gesteinskör-
nung im Vergleich zu runder Gesteinskörnung durch die größere innere Ober-
fläche eine höhere Viskosität [Tat83b].
Obwohl die Messtechnik bei der Bestimmung rheometrischer Kenngrößen an
Mörteln und Betonen physikalisch gesehen größere Kompromisse einfordert,
besitzt das Bingham-Modell jedoch auch hier näherungsweise Gültigkeit. So
lässt sich das Fließverhalten von Mörtel und Beton im Vergleich zu Zementleim
genauer und einfacher linear beschreiben. Der Hauptgrund für die einfachere
rheometrische Beschreibung von Mörtel und Beton und die zunehmende Gül-
tigkeit des Bingham-Modells liegt darin begründet, dass das thixotrope Verhal-
ten im Vergleich zu Zementleim weniger ausgeprägt ist. Durch die verstärkte
innere Scherung des Zementleims während des Mischens erfolgt mit zunehmen-
dem Gesteinskörnungsgehalt ein fast kompletter Strukturbruch, der dann in der
eigentlichen rheometrischen Messung nicht mehr stattfindet [Ban03].
15
3.2.2 Prüfverfahren zur rheologischen Beschreibung
3.2.2.1 Rheologische Prüfparameter
Wie in Abschnitt 3.2.1 dargestellt, wird das Fließverhalten von Flüssigkeiten
bzw. plastischen Stoffen rheologisch durch die zwei Kenngrößen Fließgrenze
und Viskosität beschrieben. Da es für Zementleim, Mörtel und Beton in der Re-
gel nicht gelingt, die physikalischen Randbedingungen während der Messung
zur Erzielung rheologischer Werte in absoluten Größen einzuhalten, bezeichnet
man diese Prüfverfahren und die abgeleiteten Kennwerte als rheometrisch.
Zur Ermittlung der Fließgrenze und Viskosität muss das Verformungsverhalten
des Zementleimes, Mörtels oder Betons mindestens unter zwei Belastungsstufen
im Rheometer untersucht werden. Die entsprechenden Prüfverfahren werden
auch Zwei-Punkt-Versuche genannt, da während eines Versuchs durch Variati-
on der Belastungsgeschwindigkeit beide Kennwerte ermittelt werden können
[Tat73, Tat83a, Tat83b]. Daneben besteht die Möglichkeit, durch die Wahl
zweier Konsistenzprüfverfahren das Fließverhalten zu beschreiben. Im fogenden
werden die wichtigsten Prüfverfahren zur Beschreibung des Verformungsver-
haltens von Zementleim, Mörtel und Beton sowie ihr Gültigkeitsbereich be-
schrieben.
3.2.2.2 Rheometrische Prüfverfahren für Zementleim und Mörtel
Zur Bestimmung der rheologischen Eigenschaften von Zement- bzw. Mehl-
kornleimen und Feinmörteln kann im einfachsten Fall das Couette-Viskosimeter
verwendet werden. Das Couette-Viskosimeter besteht aus zwei konzentrisch an-
geordneten (koaxialen) Zylindern, in deren gemeinsamen Ringraum sich die zu
untersuchende Flüssigkeit bzw. Suspension befindet. Der äußere Zylinder wird
mit unterschiedlich hoher Umdrehungsgeschwindigkeit angetrieben. Am inne-
ren Zylinder wird das von der Flüssigkeit bzw. Suspension übertragene
Drehmoment gemessen. Um reproduzierbare, physikalische Werte zu erhalten,
muss die erzeugte Strömung laminar und stationär sowie das Geschwindigkeits-
gefälle und die Schubspannung im gesamten Strömungsbereich konstant sein.
Des Weiteren muss das Messergebnis in absoluten Einheiten ausdrückbar sein.
Werden die gemessenen Scherspannungen über dem zugehörigen Geschwindig-
keitsgefälle in einem Diagramm aufgetragen, erhält man verschiedene Werte-
paare, die miteinander verbunden die Fließkurve der betreffenden Flüssigkeit
ergeben. Aus dieser Fließkurve können dann die rheologischen Kennwerte pla-
stische Viskosität und Fließgrenze berechnet werden. Mit dem Couette-
Viskosimeter können nur Fließkurven von Zementleim und Feinmörtel aufge-
nommen werden. Um die als Grundvoraussetzung angegebene laminare und
stationäre Strömung im Viskosimeter zu erreichen, muss der Spalt zwischen den
16
beiden Zylindern möglicht klein, also das Verhältnis des Innen- zum Außen-
durchmessers möglichst nahe an 1 sein. Die Weite des Messspalts bestimmt so-
mit das Größtkorn [Kai69]. In einem speziellen Couette-Viskosimeter konnten
sogar Untersuchungen an Mörteln mit einem Größtkorn von 2 mm bei einer
Spaltweite von 20 mm erfolgreich durchgeführt werden [Ban91]. Je nach Art
der Suspension und Prüfgeometrie üben jedoch Sedimentationsvorgänge,
Wandgleiteffekte und Scherzonenbildung einen störenden Effekt auf das Mes-
sergebnis aus [Fla73, Kai74, Teu82].
Um die Einflüsse der Sedimentation und der Wandgleitung, die bei Untersu-
chungen an Zementleimen und Mörteln einen großen Einfluss haben, zu unter-
drücken, wurden Rheometer wie der Visco-Corder und der Viskomat entwickelt
[Ban92, Teu82, Wol85]. Die zu untersuchende Suspension wird in einem defi-
nierten Volumen in einen Probebehälter gegeben. Nach dem Start der Messung
wird ein Messpaddel in den Probenbehälter eingetaucht, der gemäß des ge-
wählten Messprofils zu rotieren beginnt. Es wird das Widerstandsmoment ge-
messen, das bei der jeweiligen Belastungsgeschwindigkeit durch die Suspension
auf das Messpaddel übertragen wird. Das Messpaddel ist so geformt, dass ein
Entmischen des Zementleims bzw. Mörtels verhindert wird. Durch das
Messpaddel wird die Suspension dreiachsial geschert. Die Strömung ist noch
laminar, d. h. es bilden sich keine Verwirbelungen im Prüfgut. Es können je-
doch keine genauen Flächen angegeben werden, in denen eine Kraftübertragung
stattfindet und die Probe geschert wird. Somit ist eine der Bedingungen für die
Ermittlung reiner physikalischen Größen, die quantitative Scherspannungser-
mittlung, nicht mehr erfüllt [Gre04]. Daher können die Messwerte nicht rheolo-
gisch in absoluten Größen ausgedrückt werden, sondern werden rheometrisch in
der Form
T = g + h N mit T, g in Nmm
h in Nmm s
N in s-1
(4)
dargestellt [Ban92, Tat83a, Tat83b]. T ist das durch die Suspension auf das
Paddel übertragene Drehmoment und N die gewählte Belastungsgeschwindig-
keit. Die das Fließverhalten beschreibenden Parameter g und h entsprechen
prinzipiell den rheologischen Kennwerten Fließgrenze τf und plastische Visko-
sität η, siehe Bild 3.2.4. Eine Kalibrierung in physikalische Grundeinheiten
kann durch Vergleichsmessungen an Flüssigkeiten mit bekannten rheologischen
Flüssigkeiten geschehen [Ban92]. Dies gestaltet sich jedoch recht schwierig, da
17
infolge der Messpaddelgeometrie zunehmend Luft in die Kalibrierflüssigkeit
eingerührt wird und sich dadurch die Viskosität der Prüfflüssigkeit verändert.
Zudem lässt sich eine Kalibrierung mit Prüfölen nur für newtonsche Flüssig-
keiten erzielen und nicht für zementhaltige Suspensionen, die eine Fließgrenze
aufweisen [Gre04]. Die rheometrischen Messwerte „Fließgrenze“ g und „plasti-
sche Viskosität“ h eignen sich jedoch gut, um die Fließeigenschaften von Ze-
mentleimen und Mörteln qualitativ untereinander zu vergleichen.
Scherwiderstand T in Nmm
Belastungsgeschwindigkeit N in s
-1
Bingham
tan = h
α
Fließgrenze g
T = g + hN
ττ ηγ
= +
f
.
N
1
N
2
N
3
N
4
T
1
T
2
T
3
T
4
approximierter
Verlauf
Bild 3.2.4: Ermittlung von
Fließkurven mit den rheo-
metrischen Kennwerten g
und h
3.2.2.3 Rheometrische Prüfverfahren für Beton
Ebenso wie für die rheologischen bzw. rheometrischen Verfahren zur Bestim-
mung der Fließeigenschaften von Zementleimen und Mörteln gibt es auch eini-
ge Rheometer für Beton. Im Folgenden werden Verfahren dargestellt, die über
Zwei- bzw. Mehrpunktmessungen ein Abschätzen rheologischer Kennwerte von
Betonen ermöglichen. Die Mehrpunktmessgeräte arbeiten prinzipiell wie die
unter 3.2.2.2 vorgestellten Geräte.
Tattersall entwickelte den MK-II-Apparat, um in einem einfachen Versuch die
Fließgrenze und die plastische Viskosität von Frischbeton abschätzen zu können
[Tat83a, Tat83b]. Dieses Gerät arbeitet nach dem Mischer-Prinzip und liefert
für Betone mittlerer und hoher Konsistenz gute Ergebnisse. Ein Rührer in Form
einer unterbrochenen Förderschnecke wird in den Beton eingetaucht, der sich in
einem zylindrischen Topf befindet. Der Rührer wird durch einen Elektromotor
bewegt und das aufgebrachte Drehmoment ermittelt. Für Betone mit niedrigeren
Konsistenzen ist diese Anordnung nicht geeignet. Zur Beurteilung des Fließver-
haltens von Betonen mit niedrigen Konsistenzen wurde der MK-II-Apparat von
18
Tattersall modifiziert [Tat91]. Die Hauptveränderung bestand in einem H-
förmigen Rührer, der in einer Planetenbewegung den Beton durchfährt. Um zu
vermeiden, dass sich während des Versuchs durch diese Bewegung eine blei-
bende Furche im Frischbeton ausbildet, wurde eine Übersetzung gewählt, die,
auf die Antriebswelle bezogen, keine vollständige Umdrehung ausführt. Da-
durch kehrt der H-Rührer nie in seine vorherige Position zurück. Es wird jedoch
eine größere Betonprobe benötigt, die einen größeren Rührtopf erfordert. Der
Tattersall-Apparat ist ständig weiterentwickelt und verbessert worden, meistens
in den Bereichen Antrieb, Steuerung, Aufzeichnung und Handhabung [Dom99].
Die Auswertung der mit dem MK-II-Gerät ermittelten Daten ergibt in guter Nä-
herung wiederum eine Gerade der Form T = g + hN.
Das von Wallevik und Gjørv entwickelte BML-Viskosimeter ist ein koaxiales
Zylinderviskosimeter nach dem Couette-Prinzip [Wal90]. Um den feststehenden
inneren Zylinder mit einem Durchmesser von 300 mm rotiert ein äußerer Zylin-
der mit einem Durchmesser von 400 mm, so dass sich ein Spalt von 50 mm er-
gibt. Mit diesem Rotationsviskosimeter wurden hochfeste Betone mit einem
Größtkorn von 8 mm auf ihr rheologisches Verhalten hin untersucht. Damit ist
die Spaltweite mehr als fünfmal so groß wie das verwendete Größtkorn. Mit
diesem Verhältnis von Spaltweite zu Größtkorn und mit zusätzlich profilierten
Innenflächen ist der Wandgleiteffekt vernachlässigbar [Hu95]. Eine niedrige
Rotationsgeschwindigkeit bis 0,6 U/s sorgt für laminares Fließen während des
Versuchs. Weiterentwicklungen und Modifikationen an dem Rheometer ermög-
lichen in Abhängigkeit des Größtkorns die Auswahl verschiedener Messsysteme
mit unterschiedlichen Zylindergeometrien [Ban01, Wal03] und lassen Messun-
gen an Betonen mit größerem Größtkorn zu. Mit diesem Rheometer lassen sich
die besten Ergebnisse bei der Prüfung plastischer und fließfähiger Betone er-
zielen. Die Ergebnisse werden in der Form T = g + hN ausgegeben und können
auch durch eine entsprechende Kalibrierung an physikalische Größen angenä-
hert werden.
Ein weiteres Rheometer für Beton ist das BTRHEOM [Hu96, Lar97]. Es ist ein
Parallelplatten-Rheometer und wurde am LCPC (Laboratoire Central des Ponts
et Chaussées, Paris) entwickelt. Eine ringförmige Betonprobe mit einer Höhe
von 240 mm und einem Durchmesser von 270 mm wird um ihre vertikale Achse
geschert. Das Volumen der Probe beträgt 7 l, wobei sich ca. 6 l in der Scherzone
befinden. Während die untere Platte feststeht, rotiert die obere Platte um die
Vertikalachse. Beide Platten weisen auf der Innenseite speichenförmige Einsät-
ze auf, mit denen Gleiteffekte am Boden vermieden werden und die einen guten
Schereffekt sicherstellen. Dieses Gerät eignet sich zur Untersuchung von Beto-
nen mit einem Slumpmaß über 100 mm. Über die Drehmoment-
19
Drehgeschwindigkeit-Beziehung können die physikalischen Größen Fließgrenze
und plastische Viskosität abgeschätzt werden [Lar97].
3.2.2.4 Rheologische Ersatzkenngrößen – Konsistenz von Beton
Die Verarbeitbarkeit ist für die Baustelle eine der wichtigsten Betoneigenschaf-
ten [Bon84]. Sie wird sowohl von den definierbaren Größen Fließgrenze und
Viskosität als auch von Eigenschaften wie Verdichtungswilligkeit, Sedimentati-
onsneigung oder Zusammenhaltevermögen bestimmt [Thi02]. Um die Verar-
beitbarkeit von Frischbeton unter baupraktischen Gesichtspunkten zu beurteilen,
sind über 50 Prüfverfahren entwickelt worden [Wes93], von denen DIN EN
206-1/DIN 1045-2 vier Prüfverfahren (Setzmaß, Setzzeit, Verdichtungsmaß und
Ausbreitmaß) vorgibt. Die Geräte und die Durchführung dieser vier Prüfungen
werden durch DIN EN 12350 geregelt. Da die Verarbeitbarkeit des Betons
durch keines der Prüfverfahren hinreichend ermittelt werden kann, wurde der
Begriff „Konsistenz“ eingeführt, der gemäß Definition an das entsprechende
Prüfverfahren gebunden ist [Wie83]. Bei allen Konsistenzprüfungen wird in der
Regel die Verformung des Frischbetons bzw. der Grad der Verdichtung unter
einer definierten Belastung ermittelt. Je nach Aufbau des Versuchs werden be-
stimmte Frischbetoneigenschaften mehr oder weniger hervorgehoben. So muss
das Prüfverfahren im Vorfeld auf die geplante, zu untersuchende Verarbeitbar-
keit abgestimmt werden, da kein einzelnes Konsistenzprüfverfahren den ge-
samten Frischbetonbereich von erdfeucht bis sehr fließfähig abdeckt. Darüber
hinaus sind die Ergebnisse der einzelnen Konsistenzprüfungen in nur sehr be-
grenztem Maße untereinander vergleichbar [Bon84]. Das Messergebnis ist oft
von einer Vielzahl von geräte- und versuchsbedingten Einflüssen abhängig, die
zu einer starken Streuung der Ergebnisse eines einzelnen Prüfverfahrens führen
können [Bon84, Gru84, Wie83]. Bei sachgemäßer Durchführung der Prüfung
jedoch kann z. B. mit dem Ausbreitmaßversuch eine recht hohe Reproduzier-
barkeit des Messergebnisses mit einer Standardabweichung von rund 2 cm er-
zielt werden [Gru84]. Dies ist umso wichtiger, da die Konsistenzprüfung insbe-
sondere bei der Verwendung von Transportbeton auch die Übergabe des Betons
auf der Baustelle regelt und den Verantwortungsbereich zwischen Hersteller und
Verwender abgrenzt.
Konsistenzprüfverfahren liefern unter definierten Versuchsbedingungen einen
Kennwert in Form einer rheologischen Ersatzkenngröße. Daher werden diese
Prüfungen auch 1-Punkt-Versuche genannt. Dies bedeutet aber auch, dass zwei
Betone mit dem gleichen Ausbreit- oder Slumpmaß nicht unbedingt die gleiche
Verarbeitbarkeit aufweisen [Tat83a, Tat83b]. Ein gleiches Ausbreit- oder
20
Slumpmaß sagt nur aus, dass sich zwei Betone unter der durch das jeweilige
Verfahren eingebrachten Energie gleich verformen. Daraus kann nicht gefolgert
werden, dass beide Betone auch die gleiche Fließgrenze und Viskosität besitzen,
da sich ihre Fließkurven lediglich in einem Punkt treffen. Dennoch bieten die
herkömmlichen Konsistenzprüfverfahren die Möglichkeit, mit einem relativ ge-
ringen Aufwand maßgebende Verarbeitbarkeitseigenschaften unter den Bedin-
gungen der Baustelle ausreichend zu kennzeichnen, insbesondere da es sich in
der Regel um eine kontinuierliche Kontroll- bzw. Annahmeprüfung eines Be-
tons handelt. So sind Abweichungen von der geforderten Zusammensetzung und
besonders vom geplanten Wassergehalt gut nachweisbar.
Zur besseren Beschreibung der Verarbeitbarkeit ist es in vielen Fällen daher
zweckmäßig und bei SVB unerlässlich, während der Eignungsprüfungen ein
zweites 1-Punkt-Prüfverfahren heranzuziehen, zumal die unterschiedlichen
Konsistenzprüfungen teils mehr die Fließgrenze bewerten und teils eher die
Viskosität beschreiben. Zur Beurteilung der Fließgrenze des Betons und damit
der Energie, die benötigt wird, um den Beton zum Fließen zu bringen, eignen
sich das Ausbreitmaß bzw. das Setzfließmaß, siehe 6.4.3.1. Mit diesen beiden
Versuchen können ferner das Zusammenhaltevermögen und die Entmischungs-
neigung des Betons durch Begutachtung des gebildeten Ausbreitkuchens be-
wertet werden. Verdichtungsversuche (mit Messung der benötigten Verdich-
tungszeit) sowie Trichterausfließversuche, siehe 6.4.3.2, oder die Messung der
Fließzeit des Betons während der Setzfließmaßprüfung bei SVB eignen sich, um
die Viskosität des Betons zu bewerten. Sie geben Aufschluss über die Stabilität
der Mischung und über die Verdichtungswilligkeit. Ein großer Vorteil der Setz-
fließmaß- und Trichterprüfung für SVB besteht darin, dass sie nur unter Einfluss
der Schwerkraft und ohne zusätzlich aufzubringende Verdichtungsenergie
durchgeführt werden. Somit entfällt eine große Fehlerquelle bei der Ermittlung
der Verarbeitbarkeitseigenschaften.
3.2.3 Schlussfolgerungen
Die Ermittlung rheologischer Kenngrößen und die vollständige Beschreibung
der Fließeigenschaften zementhaltiger Suspensionen ist aufgrund der umfang-
reichen Einflussgrößen auf das Messergebnis problematisch. In Abhängigkeit
von der Zusammensetzung der Suspension sowie von der gewählten Messgeo-
metrie gelingt es mehr oder weniger, die geforderten Randbedingungen für eine
aussagekräftige und reproduzierbare Messung einzuhalten. Mit fortschreitender
Feststoffkonzentration, breiter werdender Kornverteilung vom µm- bis in den
cm-Bereich und steigender Reaktivität des Mehlkorns in der Suspension wird
21
die Bestimmung durch Wandgleiteffekte, Scherfugenbildung und thixotropes
Verhalten zunehmend mit Fehlern behaftet. Ebenfalls hat die „Vorgeschichte“
der Suspension bis zur Prüfung einen sehr großen Einfluss auf das Messergeb-
nis. Hier sind vor allem die Art des Mischers, die Mischdauer und –intensität zu
nennen. Ein Vergleichsversuch zwischen verschiedenen Betonrheometern er-
gab, dass alle getesteten Geräte unterschiedliche Werte für die Fließgrenze und
für die plastische Viskosität ausgaben. Jedoch wurden die Kenngrößen der un-
terschiedlichen Testbetone von allen Rheometern in der gleichen Reihenfolge
ermittelt [Ban01].
Auch wenn sich mit den vorgestellten rheometrischen Prüfungen keine Werte
im streng physikalischen Sinn ermitteln lassen, eignen sie sich, um Betone hin-
sichtlich ihres Verformungsverhalten über das normale Maß hinaus zu verglei-
chen und zu charakterisieren. Die vorhandenen Leim-, Mörtel- und Betonrheo-
meter können dazu benutzt werden, Frischbetoneigenschaften gezielt zu erfas-
sen und zu steuern. Letztendlich sind es jedoch Laborgeräte, die für die Ver-
wendung als Prüfgerät auf der Baustelle unpraktikabel und zu empfindlich sind.
Ebenso ist die Ermittlung genauest angepasster Fließkurven und die Vorhersage
von Viskositätsmaßen für die kontinuierliche Betonproduktion nicht unbedingt
zielführend, da die normale Streuung der Betonausgangsstoffe und die Misch-
anlagentechnik diese Optimierung nicht zulässt.
Die herkömmlichen Konsistenzprüfverfahren bieten dagegen die Möglichkeit,
mit einem relativ geringen Aufwand entscheidende Verarbeitbarkeitseigen-
schaften ausreichend zu kennzeichnen. Für die Ermittlung und Beschreibung der
Verarbeitbarkeitseigenschaften von Hochleistungsbetonen und besonders für
den selbstverdichtenden Beton ist es daher angebracht und gerechtfertigt, zwei
Einpunkt-Messverfahren wie das Setzfließmaß und die Trichterauslaufzeit zu
verwenden, die teils mehr die Fließgrenze und teils eher die Viskosität bestim-
men.
3.3 Einfluss von mehlfeinen Stoffen auf die Verarbeitbarkeit
3.3.1 Allgemeines
Die Verarbeitbarkeit eines Mörtels oder Betons und insbesondere eines selbst-
verdichtenden Betons wird im starken Maße durch die Zusammensetzung des
Leimes und durch den Leimgehalt bestimmt. Definitionsgemäß setzt sich der
Leim aus den Anteilen des Kornhaufwerks mit einem Durchmesser kleiner 125
µm, dem sogenannten Mehlkorn, sowie dem Wasser und gegebenenfalls Beton-
zusatzmitteln zusammen [Kre85b, Kre87]. Das Mehlkorn beeinflusst die Verar-
22
beitbarkeit infolge seiner granulometrischen Erscheinungsform und seiner che-
misch-mineralogischen Wirkungsweise.
Maßgeblich wird die Verarbeitbarkeit vom verwendeten Zement, vom Zement-
gehalt und vom Wasserzementwert beeinflusst. Die Wirkung von Zusatzstoffen
auf die Verarbeitbarkeit von Leimen, Mörteln und Betonen beruht bei additiver
Zugabe zum einen auf der Vergrößerung des Leimvolumens und zum anderen
auf der Verminderung der Wasserfilmdicke um die Feststoffpartikel. Dies führt
zu einer Erhöhung des Wasserrückhaltevermögens aber auch zur Verstärkung
des Ansteifens durch zusätzliche Reaktionskeime [Gut90, Kre87]. Wird der
Zement dagegen anteilig mengenmäßig gegen Zusatzstoffe ausgetauscht, ergibt
sich ebenfalls eine Erhöhung des Leimvolumens durch die in der Regel geringe-
re Dichte des Zusatzstoffs. Zusätzlich führt ein Austausch zu einer Verringerung
der Menge an Hydratationsprodukten, wodurch über einen längeren Zeitraum
mehr freies Wasser für die Verarbeitbarkeit zur Verfügung steht. Um eine aus-
reichende Verarbeitbarkeit zu erzielen, wird ein Mindestleimvolumen von rund
250 l/m³ benötigt [Thi97].
Im Folgenden werden die Einflüsse der mehlfeinen Stoffe auf die Verarbeitbar-
keit getrennt nach
granulometrischen Grundlagen,
Einfluss des Hohlraumgehalts auf den Mindestwasseranspruch von
Mehlkornhaufwerken und auf die Verarbeitbarkeit sowie
Einfluss der Zementhydratation auf die Frischbetoneigenschaften
dargestellt.
3.3.2 Granulometrische Grundlagen
Die Granulometrie beurteilt die physikalischen Eigenschaften eines Kornge-
menges. Sie gibt Auskunft über Kornform, Korngrößenverteilung und über vo-
lumetrische Eigenschaften eines Haufwerks. Mehlfeine Stoffe lassen sich gra-
nulometrisch in verschiedene Gruppen einteilen. Das einzelne Korn kann nach
der Kornform (plattig oder rund), der Kornoberfläche (glatt oder rau), der Korn-
größe und der Korndichte beurteilt werden. Das Kornhaufwerk lässt sich durch
die Korngrößenverteilung, die spezifische Oberfläche und den Hohlraumgehalt
kennzeichnen.
23
Um gemessene Korngrößenverteilungen, die z. B. mit dem Laserbeugungsspek-
trometer ermittelt wurden, einfach zu charakterisieren, können sie an mathema-
tische Verteilungsfunktionen angepasst werden. Mehlfeine Stoffe, die wie Ze-
ment und Kalksteinmehl in einem mechanischen Zerkleinerungsvorgang und
insbesondere auf Durchlaufmühlen und konventionellen Umlaufmahlanlagen
entstanden sind, lassen sich mit Hilfe der Verteilungsfunktion von Rosin,
Rammler, Sperling und Bennett, der RRSB-Verteilung gemäß DIN 66145, zu-
verlässig beschreiben [Sch99], siehe Bild 3.3.1. Der Lageparameter x` entspricht
der Korngröße bei einer Massenverteilungssumme Q(x) von 63,2 M.-% und
kennzeichnet die Feinheit des Kornhaufwerks. Die Verteilungsbreite der Parti-
kel wird mit dem Steigungsmaß n beschrieben, wobei sie mit kleineren Werten
für n zunimmt. Der Korrelationskoeffizient r² gibt die Abweichung der gemes-
senen Kornverteilung von der RRSB-Verteilungsfunktion an.
Im Gegensatz dazu lassen sich ungebrochene mehlfeine Stoffe wie Flugaschen,
die durch die Verfeuerung von Kohle im Kraftwerkskessel entstehen, besser
durch die logarithmische Normalverteilung entsprechend DIN 66144 abbilden
[Syb93]. Hierbei gibt der Medianwert d50 den Korndurchmesser bei einer Ver-
teilungssumme von 50 % an. Die Standardabweichung s ist das Maß für die
Verteilungsbreite.
Korn-Äquivalentdurchmesser x in µm
1100
M
ass
e
n
v
e
rt
e
ilu
n
gssu
m
m
e
Q(x)
3
n
0,001
0,100
0,99
9
0,010
100,1
0,632
Bild 3.3.1: RRSB-
Verteilung für gebrochen-
körniges Mehlkorn mit den
Parametern x` und n
24
3.3.3 Einfluss von Hohlraumfüllung und Mindestwassergehalt auf die Verar-
beitbarkeit
Entscheidend für die Verarbeitbarkeit eines Mörtels oder Betons ist die granu-
lometrische Zusammensetzung des Mehlkorns. Besonders bei wasserarmen,
mehlkornreichen Hochleistungsbetonen, wie z. B. dem hochfesten Beton oder
dem selbstverdichtenden Beton, ist die granulometrische Optimierung Grund-
voraussetzung für die geforderte Eigenschaft.
Für Kornhaufwerke gilt, dass der mittlere Porendurchmesser rund 10-25 % der
mittleren Korngröße beträgt [Res00]. Dabei steigt das Gesamtporenvolumen ε
eines trockenen Kornhaufwerks mit größerem Steigungsmaß n, also engerer
Kornverteilung, während die mittlere Porengröße mit zunehmendem Lagepara-
meter x` ansteigt. Portlandzemente der Festigkeitsklasse CEM I 52,5 R besitzen
im Vergleich zu Portlandzementen der Festigkeitsklasse CEM I 32,5 R ein stei-
leres Steigungsmaß bei kleinerem Lageparameter. Folglich ist das Gesamtpo-
renvolumen eines CEM I 32,5 R im Vergleich zu einem CEM I 52,5 R kleiner
und der mittlere Porendurchmesser größer, siehe Tabelle 2.3.1.
Tabelle 2.3.1: Granulometrische Eigenschaften von Zementen
Lageparameter x` Steigungsmaß n Porenvolumen ε
Zement
µm - Vol.-%
CEM I 32,5 R ~ 30 > 0,85 ~ 45
CEM I 52,5 R ~ 10 > 0,98 ~ 50
Diese Verhältnisse spiegeln sich im Wasseranspruch der Zemente bei der Er-
mittlung der Normsteife nach DIN EN 196-3 wider: Der Wasseranspruch eines
CEM I 32,5 R beträgt rund 25-28 M.-% und der eines CEM I 52,5 R rund 30-35
M.-% vom Zementgewicht [Thi02]. Ebenfalls kann der Einfluss der Porosität
bei der Ermittlung von Ausbreitmaßen von Normmörteln festgestellt werden. So
zeigten Normmörtel aus Zementen mit geradliniger Kornverteilungskurve bei
einem Steigungsmaß n zwischen 0,97 und 1,03, einer spezifischen Oberfläche
nach Blaine zwischen 3500 und 4500 cm²/g und einem Lageparameter x` zwi-
schen 14 und 19 µm die höchsten Mörtelausbreitmaße [Ren85]. Daraus wurde
gefolgert, dass diese granulometrischen Kennwerte ein für die Verarbeitbar-
keitseigenschaften günstiges Verhältnis zwischen dem physikalisch gebundenen
25
Wasser und dem rheologisch freien Wasser zur Erzeugung eines Schmierfilms
ergeben.
Um ein Kornhaufwerk in eine Suspension zu überführen, wird der Mindestwas-
sergehalt benötigt. Dies ist der Wassergehalt, der erforderlich ist, um die Ober-
flächen der Feststoffpartikel zu benetzen und die Hohlräume des Mehlkorn-
haufwerks zu füllen. Er kennzeichnet den Übergang zwischen einem Kornhauf-
werk und einer Suspension, an dem sich die scheinbare Kohäsion durch die Re-
duzierung der Kapillarkräfte verliert und das Korngemisch bei Energieeinwir-
kung zu fließen beginnt [Pun02, Sch73], siehe Bild 3.3.2. Der Übergang tritt in
der Regel schlagartig auf. Ab diesem Wassergehalt sind die Suspensionseigen-
schaften durch Wasser und Fließmittel steuerbar. Unterhalb des Mindestwasser-
gehalts weist eine Suspension nur unzureichende Verarbeitbarkeitseigenschaften
auf, während höhere Wassergehalte die Sedimentation sowohl grober Gesteins-
körner als auch des Mehlkorns fördern.
Der Mindestwassergehalt eines Kornhaufwerkes ist dabei von der Packungs-
dichte abhängig. Für Kornhaufwerke aus reaktivem Material, wie z. B. Zement,
kommt zu den oben genannten Eigenschaften noch der Einfluss der ersten Hy-
dratationsreaktionen nach der Wasserzugabe hinzu, siehe Abschnitt 3.3.4.
w
min
0
“Scherwiderstand”
Suspension
Wassergehalt
13
4
2
1
2
3
4
Bild 3.3.2: Scherwiderstand
eines Kornhaufwerks in Ab-
hängigkeit vom Wasserge-
halt beim Übergang in eine
Suspension
Der Hohlraumgehalt eines Kornhaufwerks und somit auch sein Mindestwasser-
gehalt lässt sich durch die Zugabe eines Füllers wirksam vermindern. Dabei ist
die zu erzielende Packungsdichte von der Kornform und der Korngößenvertei-
lung beider Kornhaufwerke abhängig. Daher variiert bei gegenseitigem Aus-
tausch der einzelnen Haufwerke die erzielbare Packungsdichte und das volume-
26
trische Verhältnis der mehlfeinen Stoffe, das zur dichtesten Packung führt. Bei
gegenseitigem Austausch zweier unterschiedlicher Kornhaufwerke wird in der
Regel zuerst ein füllender Effekt beobachtet, bis bei einem bestimmten Mi-
schungsverhältnis die höchste Packungsdichte erreicht ist. Bei weiterem Aus-
tausch über das Optimum hinaus wird die Packungsdichte wieder aufgelockert
und die Porosität vergrößert, siehe Bild 3.3.3. Dies führt bei vollständigem
Austausch zur Packungsdichte des Füllmehlkorns [Lar99, Pun02, Res00,
Sch59]. Die Füllerwirkung zwischen zwei Kornhaufwerken ist dabei um so grö-
ßer, je mehr sie sich durch Feinheit, Korngrößenverteilung oder Kornform un-
terscheiden.
Anteil Füllkorn B in Vol.-%
25 100
0
60
10
0
40
500
80
Porosität i
n
V
ol.-%
ε
100 % A
20
75
100 % B
auflockernd
füllend
Bild 3.3.3: Veränderung des
Hohlraumgehalts eines
Kornhaufwerks A bei Aus-
tausch durch ein gröberes
Korn B
Zusätzlich wird der Mindestwassergehalt von der spezifischen Oberfläche des
Kornhaufwerkes beeinflusst. Bei sehr feinen Stoffen kann der Wasserbedarf
zum Benetzen der Oberfläche überwiegen und der Wasseranspruch steigt, bevor
die dichteste Packung, die theoretisch möglich wäre, erreicht ist. Ausgeprägt ist
dieser Effekt bei der Verwendung von Silikastaub mit einem im Vergleich zu
Zement etwa 40-fach kleineren mittleren Korndurchmesser. So kann die Verar-
beitbarkeit von Beton, insbesondere die Viskosität, bei Zugabe von bis zu 4 M.-
% Silikastaub verbessert werden, bevor sich die Verarbeitbarkeit durch eine
starke Erhöhung der Fließgrenze wieder verschlechtert [Wal02]. Um die Fül-
lerwirkung in Kornhaufwerken granulometrisch zu beurteilen und um den Min-
destwassergehalt zu bestimmen, eignen sich das βP-Wert-Verfahren [Oka95,
Tak98a, Tak98b], siehe Abschnitt 5.5.4, sowie das Puntke-Verfahren [Pun02].
Der Schlüssel zur Herstellung von selbstverdichtendem Beton liegt in der Be-
stimmung des optimalen Wassergehalts [Mae98, Oka95]. Ausgangspunkt ist
27
dabei die Ermittlung des Mindestwassergehalts der verwendeten Mehlkornmi-
schung. Für die granulometrische Optimierung selbstverdichtender Betone gilt
analog das oben genannte. Günstige Verarbeitbarkeitseigenschaften lassen sich
durch ein gut abgestuftes Mehlkorngemisch mit einer geringen Porosität und ei-
ner breiten Kornverteilung erzielen. Dadurch wird das Wasserrückhaltevermö-
gen erhöht und der Beton reagiert unempfindlicher gegen Schwankungen im
Wassergehalt. Danach sind zwei gegenläufige Effekte zu beachten. Auf der ei-
nen Seite muss ein gewisser Wasserüberschuss einkalkuliert werden, der durch
die ersten Hydratationsprodukte des Zements nach der Wasserzugabe gebunden
wird und für die rheologischen Eigenschaften des Kornhaufwerks nicht mehr
zur Verfügung steht, siehe Abschnitt 3.3.4. Auf der anderen Seite verringert sich
der Mindestwassergehalt durch die Verwendung von Fließmitteln in Abhängig-
keit von der Zusammensetzung des Zementes, siehe Abschnitt 3.4. Somit stellt
die Granulometrie nur eine Teiloptimierung dar. Zusätzlich müssen die An-
fangsreaktionen des Zements sowie die Wirkungsweise des verwendeten Fließ-
mittels im gleichen Maße betrachtet und optimiert werden. Gerade dieser Um-
stand findet in den vorhandenen Rezepturentwicklungsverfahren keine systema-
tische Berücksichtigung.
3.3.4 Einfluss der Hydratation des Zements auf die Verarbeitbarkeit
3.3.4.1 Allgemeines
Mehlfeine Stoffe können in die Gruppen reaktiv oder inert eingeteilt werden. Zu
den wichtigsten reaktiven Feinstoffen zählen der hydraulisch erhärtende Port-
landzement, die puzzolanisch reagierenden Flugaschen und Silikastäube sowie
der latent-hydraulisch reagierende Hüttensand. Die wichtigsten Vertreter der
inerten oder nahezu inerten mehlfeinen Stoffe in der Betontechnologie sind
Kalksteinmehl und Quarzmehl. Den größten Einfluss auf die Verarbeitbarkeit
hat dabei der Portlandzementklinker als wichtigster hydraulisch reagierender
Hauptbestandteil des Zements.
3.3.4.2 Hydratation des Zements
Zement besteht aus feingemahlenem Portlandzementklinker mit den Klinker-
phasen Tricalciumsilicat (C3S), Dicalciumsilicat (C2S), Tricalciumaluminat
(C3A) und Calciumaluminatferrit (C2(A,F)) sowie aus Calciumsulfat, das zur
Regelung des Erstarrungsverlaufs zugesetzt wird. Nach der Wasserzugabe zum
Zement laufen eine Reihe komplexer Reaktionen ab, bei denen wasserhaltige
Verbindungen – die Hydratphasen – aus den Zementbestandteilen entstehen.
Die Hydratation lässt sich zeitlich in drei Phasen unterteilen [Loc76, Loc80,
28
Ric69]. In der ersten Phase unmittelbar nach der Wasserzugabe bilden die Cal-
ciumaluminate mit dem Calciumsulfat Ettringit. Diese ersten Reaktionsprodukte
auf den Zementkornpartikeloberflächen führen bei sulfatoptimierten Systemen
noch zu keiner Gefügebildung und beeinflussen die rheologischen Eigenschaf-
ten der Zementleimsuspension damit nur durch die damit verbundene Wasser-
bindung, siehe Abschnitt 3.3.4.3. Im Anschluss daran folgt eine Ruheperiode
von 4 bis 6 Stunden, in der fast keine Reaktionen ablaufen. Nach der Ruheperi-
ode schließt sich die zweite Hydratationsstufe durch ein Wiedereinsetzen der
Hydratation an. Diese Stufe ist durch die Entstehung langfaseriger Calciumsili-
cathydrate (CSH) gekennzeichnet, die aus den Calciumsilicaten C3S und C2S
unter Abspaltung von Calciumhydroxid entstehen. Innerhalb dieser Periode bis
rund 24 Stunden nach Wasserzugabe bildet sich ein Grundgefüge in dem zu-
nehmend erstarrten Zementleim aus. In der dritten Hydratationsstufe entwickelt
sich ein stabiles Zementsteingefüge, indem der Porenraum des Grundgefüges
durch Wachstum von CSH-Phasen sowie der Aluminat- und Ferritphasen ausge-
füllt wird. Nach etwa 28 Tagen sind in der Regel rund 90 Prozent der Hydratati-
on abgeschlossen. Der Hydratationsverlauf und die entstehenden Hydratations-
produkte können durch Zusatzmittel und Temperatur beeinflusst werden
[Kre85a, Ric83].
3.3.4.3 Erstarrungsoptimierung von Zement
Für gute und ausreichend lange Verarbeitbarkeitseigenschaften von Mörtel und
Beton ist - auch im Hinblick auf die Verwendung von Zusatzmitteln - die erste
Hydratationsstufe mit ihren unmittelbaren Lösungsreaktionen maßgebend. So
spielt das zur Erstarrungsregelung zugesetzte Calciumsulfat bei der Bildung der
ersten Hydratationsprodukte eine entscheidende Rolle. Die Abstimmung der
Löslichkeit des Sulfatträgers auf die Reaktivität der Aluminatphasen des Port-
landzementklinkers wird als Sulfatoptimierung bezeichnet. Dabei ist in der Re-
gel ein Zement umso reaktiver, je höher sein C3A-Gehalt insgesamt und der so-
fort lösliche Alkalianteil der Zementpartikel ist. Bei der Sulfatoptimierung wird
die Löslichkeit des Sulfatträgers durch das Mischungsverhältnis zwischen An-
hydrit und Halbhydrat variiert. Daraus ergeben sich vier mögliche Reaktions-
abläufe für die erste Hydratationsstufe [Loc76, Loc80, Loc82, Loc83], siehe
Bild 3.3.4.
Die günstigsten Verarbeitbarkeitseigenschaften von Mörtel und Beton werden
erzielt, wenn sich in der ersten Hydratationsstufe ausschließlich feinkörniger
Ettringit bildet, der sich als feiner Reaktionssaum, der sogenannten Ettringit-
hülle, auf den Oberflächen der Zementpartikel anlagert. Er bewirkt die größt-
mögliche Beweglichkeit des Zementleims sowie das geringste Ansteifverhalten.
Diese Ettringithülle wird erzeugt, indem C3A mit hoher Reaktionsfähigkeit ein
29
hohes Sulfatangebot in der Lösung bereitgestellt wird, beziehungsweise indem
C3A mit geringer Reaktionsfähigkeit ein geringes Sulfatangebot in der Lösung
zur Verfügung gestellt wird.
Ist die Reaktionsfähigkeit des C3A gering und das Sulfatangebot in der Lösung
zu hoch, kommt es neben der Bildung der Ettringithülle zusätzlich durch das
Sulfatüberangebot zur Bildung von Sekundärgips. Es entstehen relativ große, ta-
fel- und nadelförmige Kristalle, die schnell den Porenraum zwischen den Ze-
mentpartikeln überbrücken. Diese Gefügebildung wird als falsches Erstarren be-
zeichnet und führt zum Verlust der Verarbeitbarkeitseigenschaften. Da es jedoch
relativ labil ist, kann es durch zusätzliche Mischenergie wieder aufgebrochen
werden. Somit lässt sich eine, wenn auch ungünstigere, Verarbeitbarkeit wie-
derherstellen.
Der umgekehrte Fall einer hohen Reaktionsfähigkeit des C3A bei einem gerin-
gen Sulfatangebot in der Lösung hat den weitaus nachteiligeren Effekt auf die
Verarbeitbarkeit. Aufgrund des Sulfatmangels reicht das Sulfatangebot nicht für
die Ettringitbildung aus. Stattdessen bilden sich tafelförmiges Monosulfat und
Calciumaluminathydrat im Porenraum zwischen den Zementpartikeln, die den
Porenraum überbrücken und ein festes Gefüge ausbilden. Diese Reaktion ist
nicht reversibel und führt sofort zum Verlust der Verarbeitbarkeit. Dieser Vor-
gang wird als schnelles Erstarren bezeichnet. Die schnelle Hydratation der Cal-
ciumaluminate bei Sulfatmangel kann auch nicht durch verzögernde Zusatzmit-
tel vermieden werden [Ric04].
30
Reaktions-
fähigkeit
des C A
3
Sulfat-
angebot
in der
Lösung
Hydratationszeit
10 Minuten 1 Stunde 3 Stunden
Rekristallisation des Ettringits
gering
hoch
gering
gering
gering
hoch
hoch
hoch
Ettringithülle
plastisch
steif-
plastisch erstarrt
Ettringithülle
plastisch plastisch erstarrt
erstarrterstarrt erstarrt
erstarrterstarrt erstarrt
Ettringithülle
CAH - Monosulfat
im Porenraum
413
Sek.- Gips
im Porenraum
Ettringithülle
Bild 3.3.4: Schematische
Darstellung der Gefüge-
entwicklung beim Erstar-
ren von Portlandzement in
Abhängigkeit von der Re-
aktionsfähigkeit des C3A
und vom Sulfatangebot
[Loc80]
Zusätzlich ist zu beachten, dass das eingestellte Optimum zwischen der Reakti-
vität des C3A und der Löslichkeit des Sulfats an einen bestimmten Temperatur-
bereich von in der Regel 20 °C gekoppelt ist [Kre85a]. So führt eine erhöhte
Temperatur zu einem stärkeren Umsatz von C3A bei gleichzeitiger Abnahme der
Löslichkeit des Sulfatträgers. Dadurch wird die Anfangshydratation in Richtung
Monosulfat- und Calciumaluminathydratbildung verschoben. Auf der anderen
Seite führen niedrige Temperaturen zu einer höheren Löslichkeit des Sulfats
verbunden mit einer Verringerung der Reaktivität des C3A. Daher kann es in
diesem Fall zur Bildung von Sekundärgips kommen, siehe Bild 3.3.5. Zu be-
achten sind die Lösungsvorgänge auch bei der Auswahl des Füllers zur granu-
lometrischen Optimierung. So kann die Sulfatoptimierung durch Zusatzstoffe in
großen Mengen, wie sie bei der Herstellung von SVB benötigt werden, beein-
flusst werden.
31
Gefüge-
bildung
Sulfatoptimierung für
niedrige Temperatur mittlere Temperatur hohe Temperatur
Menge an
Hydratprodukten
Beton-
ausbreitmaß a
10
Temperatur Temperatur
Monosulfat Mono-
sulfat
Gips Gips
Temperatur
Bild 3.3.5: Schematische Darstellung des Einflusses der Temperatur auf Menge und Art der Reakti-
onsprodukte und damit auf die Betonkonsistenz a10 für unterschiedliche Optimierungstemperaturen
des Zements [Kre85a]
3.3.5 Einfluss der Struktur von Mehlkornsuspensionen auf die Verarbeitbarkeit
3.3.5.1 Allgemeines
Die Verarbeitbarkeit einer zementhaltigen Suspension ist direkt von der Suspen-
sionsstruktur abhängig. Dabei unterliegt die Suspension einer Reihe innerer und
äußerer Kräfte. Wird ein Kornhaufwerk in eine Suspension überführt, bestim-
men Kapillarkräfte das Verformungsverhalten des teilbefeuchteten Kornhauf-
werks, siehe auch Bild 3.3.2. Danach wird das Vorhandensein einer Fließgrenze
und der Betrag ihrer Größe im Wesentlichen von interpartikulären Kräften zwi-
schen mehlfeinen Stoffen bestimmt, während die Viskosität vom Wasser-
Feststoff-Volumenverhältnis abhängt. Die in einer Flüssigkeit verteilten Partikel
können sich nicht frei untereinander bewegen, da sie immer Anziehungs- und
Abstoßungskräften unterworfen sind. Das Zusammenwirken der interpartikulä-
ren Kräfte bestimmt, ob sich die Teilchen gegenseitig abstoßen oder anziehen
32
und bestimmen damit den Grenzwert der Scherbeanspruchung (Fließgrenze)
sowie die Stabilität der Suspension [Pap63, Tat83b]. Die gröberen Partikel und
die Gesteinskörnung unterliegen demgegenüber der Gewichtskraft.
3.3.5.2 Kapillarkräfte
Kapillarkräfte entstehen dadurch, dass die Teilchen einer feinstoffreichen Sus-
pension ein Netz feiner Kanäle bilden, in denen die Oberflächenspannung der
dazwischenliegenden Flüssigkeit eine ausschlaggebende Rolle spielt [Pap63].
Besonders dominant und verarbeitbarkeitsbeeinflussend sind Kapillarkräfte bei
teilbefeuchteten Kornhaufwerken unterhalb des Mindestwassergehalts (siehe
Abschnitt 3.3.3). Der kapillare Unterdruck im flüssigkeitsgefüllten Bereich des
Kornhaufwerks ist dabei die festigkeitsbestimmende Größe [Sch73]. Die Kapil-
larkräfte innerhalb eines teilgesättigten Kornhaufwerks bestimmen den Verfor-
mungswiderstand. Sie sind kurz vor dem Erreichen des Mindestwassergehalts
am größten. Weiterhin behindert die Oberflächenspannung des Wassers eine
Umlagerung der Körner und somit die Verdichtung des teilgesättigten Korn-
haufwerks. Erst bei Wassersättigung verlieren sich die Kapillarkräfte und das
Kornhaufwerk kann soweit verdichtet werden, dass es seine charakteristische,
dichteste Lage erreicht [Pun02].
Darüber hinaus gewinnen die Kapillarkräfte erst wieder bei jungem Beton an
Bedeutung, da sie dort das Kapillar- oder Frühschwinden beeinflussen.
3.3.5.3 Interpartikuläre Kräfte
Interpartikuläre Kräfte zwischen Teilchen in einer Suspension können anzie-
hend und abstoßend sein. Ihre Wechselwirkungen bestimmen die Struktur der
Suspension. Dabei kann zwischen einer dispergierten, agglomerierten und
flockulierten Struktur unterschieden werden, siehe Bild 3.3.6. Überwiegen die
abstoßenden Kräfte, ist die Suspension dispergiert bis teilagglomeriert. Domi-
nieren die anziehenden Kräfte, ist die Suspension agglomeriert beziehungsweise
flockuliert. Diese Wechselwirkungen lassen sich für kolloidale Systeme durch
die DLVO-Theorie (Derjaugin-Landau-Verwey-Overbeek Theorie) beschreiben.
33
dispergiert agglomeriert flockuliert
Bild 3.3.6: Schematische
Darstellung von Suspensi-
onsstrukturen
Die Abstoßungskräfte sind elektrostatischen Ursprungs. Aufgrund der Kristall-
struktur und ihres höheren Energieniveaus weisen die meisten Oberflächen von
Partikeln eine elektrische Ladung auf, wenn sie mit einer Elektrolytlösung in
Kontakt gebracht werden. Die geladenen Oberflächen beeinflussen die Vertei-
lung von Ionen in der flüssigen Phase, so dass es zu einem Übergang von La-
dungsträgern kommt. Dabei wird die Oberflächenladung des Partikels lösungs-
seitig durch eine gleichgroße Anzahl entgegengesetzt geladener, hydratisierter
Ionen kompensiert, siehe Bild 3.3.7. Sie lagern sich auf der Partikeloberfläche
als Gegenionen in Form einer starren Schicht an. Die restlichen Ladungsträger
sind infolge der Wärmebewegung diffus in unmittelbarer Nähe um das Partikel
verstreut. Zusammen bilden die Gegenionen die elektrische Doppelschicht, die
aus einer festen Schicht adsorbierter Ionen sowie aus einer diffusen Schicht be-
weglicher Ionen besteht. Da die geladenen Teilchen lösungsseitig von einer
gleichgroßen Anzahl Gegenionen umgeben sind, sind sie außerhalb ihrer diffu-
sen Doppelschicht als Neutralteilchen anzusehen. Eine Wechselwirkung in
Form elektrostatischer Abstoßung tritt erst ein, wenn sich die diffusen Doppel-
schichten zweier Teilchen durchdringen. Bewegt sich das Teilchen relativ zur
Flüssigkeit, verschiebt sich die Flüssigkeit innerhalb der Doppelschicht und de-
formiert diese. Das daraus entstehende elektrische Potential in der Doppel-
schicht am Übergang zwischen starrer und diffuser Schicht ist die einzig mess-
bare elektrische Größe. Sie entspricht annäherungsweise dem Zeta-Potential.
Damit lassen sich unter anderem der Aufbau der Doppelschicht und das Sorpti-
onsverhalten bestimmen. Zu beachten ist, dass das Zeta-Potential durch die Lö-
sungszusammensetzung beeinflusst wird. Mit zunehmender Ionenkonzentration
in der Suspension verringert sich die Reichweite der diffusen Schicht und damit
das elektrostatische Abstoßungspotential zwischen den Teilchen [Näg87, Son70,
Str02, Tat83b].
34
starre Schicht
diffuse Schicht
Gegenionen
Oberflächenladung
Elektrostatische Abstoßung
durch Durchdringung der
Doppelschichten
Bild 3.3.7: Schematische
Darstellung der diffusen
Doppelschicht
Dem stehen die van-der-Waals Kräfte als anziehende Kräfte gegenüber. Es han-
delt sich um eine nicht-chemische Bindungsform zwischen Molekülen und
Atomen infolge eines Dipolmoments. Die Dipole können sowohl permanent und
ohne äußere Einwirkung vorhanden sein als auch durch äußere Einwirkung her-
vorgerufen werden. Zwischen unpolaren Molekülen treten nur die induzierten
Dipolmomente auf, die durch die ständige Bewegung der Atome und Moleküle
durch Deformation der Elektronenhüllen entstehen. Ein spontanes Ungleichge-
wicht der Elektronen in der Elektronenhülle bewirkt einen zeitlich veränderli-
chen Dipol, der in der Lage ist, ein benachbartes Atom oder Molekül zu beein-
flussen. Es ergibt sich somit eine Dipol-Dipol Bindung, die je nach Art des
Atoms oder Moleküls, ihrem Abstand zueinander und anderen vorhandenen
Kräften mehr oder weniger ausgeprägt ist. Infolge der Summation über alle in
dem Volumen enthaltenen Atome nehmen sie für kolloide und makroskopische
Partikel große Werte an und besitzen eine beträchtliche Reichweite. Die van-
der-Waals`sche Anziehungskraft kann bei kolloidalen Teilchen etwa das millio-
nenfache der Gewichtskraft erreichen. Diese Anziehungskräfte sind deshalb für
die Struktur disperser Systeme von großer Bedeutung [Ren87, Rum74, Son70].
Nach der DLVO-Theorie bestimmt die Überlagerung der elektrostatischen Ab-
stoßungs- und der van-der-Waals`schen Anziehungsenergie nach Vorzeichen
und Größe der Wechselwirkungsenergie die Stabilität disperser Systeme. Nä-
hern sich zwei Partikel in einer Suspension einander an, beginnen die diffusen
Doppelschichten sich gegenseitig zu beeinflussen. Dies verändert die Verteilung
der Ionen in beiden Doppelschichten und erhöht die freie Energie des Systems,
was zu einer Abstoßung zwischen den Teilchen führt. Die Abstoßungsenergie
35
nimmt exponentiell mit der Entfernung ab [Son70, Tat83b]. Gleichzeitig wirken
Anziehungskräfte zwischen den Teilchen, die von der Anziehung zwischen den
einzelnen Atomen eines Partikels herrühren. Für einige Atome nehmen diese
van-der-Waals Kräfte schnell mit der Entfernung ab, jedoch weniger schnell
beim Zusammenwirken mehrerer Teilchen. Die Anziehungsenergie ist invers
proportional zum Quadrat des interpartikulären Abstands [Son70]. Die resultie-
rende Potenzialenergiekurve, die die Wechselwirkung zwischen den Partikeln
beschreibt, erhält man durch Addition der Anziehungs- und der Abstoßungspo-
tenzialkurve. Aus der Abklingfunktion der beiden Energiekurven folgt, dass bei
kleinen Abständen die Anziehungsenergie überwiegt, während bei einem mittle-
ren Abstand die elektrostatische Abstoßungsenergie überwiegen kann.
Bild 3.3.8 zeigt die Verläufe der Abstoßungs- und der Anziehungsenergie in
Abhängigkeit vom Teilchenabstand und die resultierenden Potenzialkurven für
unterschiedliche Elektrolytkonzentrationen. Bei geringer Ionenkonzentration
entsteht als Resultierende ein großes Abstoßungspotenzial. Die Partikel können
diese „Energiebarriere“ normalerweise nicht überwinden und liegen daher dis-
pergiert vor. Mit zunehmender Ionenkonzentration wird die Barriere kleiner und
verschwindet schließlich ganz. Die van-der-Waals Kräfte werden nun maßge-
bend und die Partikel nähern sich bis zum Erreichen des Potenzialminimums
einander an. Aus den Partikeln entstehen Flocken, die dann unter dem Einfluss
der Schwerkraft ausfallen. Es kommt zur Sedimentation.
36
Abstoßungsenergie V
R
Anziehungsenergie V
A
Partikelabstand
niedrig
mittel
hoch
van-der-Waals`sche
Anziehung
elektrostatische Abstoßung
in Abh. von der
Ionenkonzentration
niedrig
mittel
hoch
Minimum
Gesamtpotenzial
V = V + V
RA
in Abh. von der
Ionenkonzentration
A
b
s
t
o
ß
u
n
g
s
e
n
e
r
gi
e
V
R
A
n
z
i
e
hu
n
g
s
e
n
e
r
gi
e
V
A
Partikelabstand
Bild 3.3.8: Überlagerung der Abstoßungs- und Anziehungsenergie für verschiedene Ionenkonzen-
trationen in Abhängigkeit vom Partikelabstand [Tat83b]
3.3.5.4 Gewichtskraft
Durch die Gewichtskraft bzw. Schwerkraft wird auf alle Partikel und Körner in
Suspension eine Abwärtsbewegung ausgeübt. Dabei wirkt sie sehr unterschied-
lich auf Partikel verschiedener Größen. Ihr Einfluss nimmt mit zunehmender
Feinheit der Teilchen ab. Für das Verhalten von Körnern, die untereinander
kaum Oberflächenkräfte ausbilden, wie z. B. Sand und Kies der Gesteinskör-
nung, ist sie die maßgebende Kraft.
3.3.5.5 Brownsche Bewegung
Kolloidale Teilchen mit einem Korndurchmesser kleiner 1 µm unterliegen der
Brownschen Bewegung. Sie ist eine nicht-gerichtete Bewegung, die aus
Schwankungserscheinungen um das thermodynamische Gleichgewicht resul-
tiert. Kolloidale Partikel stehen nicht unter einem konstanten hydrostatischen
Druck und unterliegen nicht der Gewichtskraft, obwohl ihre Dichte größer als
die des dispergierenden Mediums ist [Ren87, Str02]. Im Allgemeinen werden
verfahrenstechnische Prozesse durch kolloidale Teilchen erschwert [Rum74].
Dies gilt auch für die Steuerung der Verarbeitbarkeit von Mörteln und Betonen.
37
3.3.5.6 Schlussfolgerungen
Die Struktur kolloidaler Suspensionen kann mit der DLVO-Theorie beschrieben
werden. Sie lässt sich erfolgreich auf die meisten kolloidalen Phänomene an-
wenden. Die Rheologie zementhaltiger Suspensionen wird jedoch von Partikeln
bestimmt, die mehrheitlich größer als die in wahren kolloidalen Systemen sind.
Hier sind vor allem die unhydratisierten Körner, die von einer dünnen Schicht
Hydratationsprodukte umgeben sind, zu nennen. Daraus folgt, dass diese Absto-
ßungs- und Anziehungskräfte weniger signifikant in zementhaltigen Suspensio-
nen sind und nur über Entfernungen, die im Vergleich zur Partikelgröße klein
sind, wirken [Tat83b]. Weiterhin ist Portlandzement, durch den Klinkerbrenn-
prozess bedingt, sehr heterogen zusammengesetzt. Ein Klinkerpartikel weist
durch die unterschiedlichen kristallinen Strukturen seiner Phasen sowohl positiv
als auch negativ geladene Oberflächen auf, so dass die elektrostatischen Kräfte
gleichzeitig abstoßend und anziehend wirken können. In Suspension stellt sich
in jedem Fall zwischen den Klinkerpartikeln mit ihren ersten Hydratationspro-
dukten eine flockulierte Struktur ein, auf die auch die Gewichtskraft wirkt. Mit
zunehmender Agglomeration erhöht sich die Fließgrenze aber auch die Stabilität
im Sinne einer homogenen Zementleimstruktur, da sich die Agglomerate selbst
stützen und darüber hinaus die Gesteinskörnungen, auf die ebenfalls die Ge-
wichtskraft wirkt, in ihrer Lage halten können.
3.4 Einfluss von Fließmitteln auf die Verarbeitbarkeit
3.4.1 Allgemeines
Die unterschiedlichen Klinkerpartikel und insbesondere die Hydratationspro-
dukte der Aluminate aus der ersten Hydratationsstufe bilden aufgrund elek-
trostatischer und van-der-Waals`scher Anziehungskräfte eine flockulierte
Struktur (siehe Abschnitt 3.3.5.6). Dabei wird ein Teil des Zugabewassers in
den Agglomeraten eingeschlossen und rheologisch unwirksam gebunden, d. h.
es kann nur wenig zur Fließfähigkeit des Leimes beitragen, siehe Bild 3.4.1 -
links.
Fließmittel sind organische Polyelektrolyte. Nach der Zugabe eines Fließmittels
zu einer zementhaltigen Suspension werden die Fließmittelmoleküle an den
Zementkornoberflächen sorbiert [And88, Dia78, Uch92]. Dabei konnte gezeigt
werden, dass die Fließmittelmoleküle stärker von den Calciumaluminaten und
Calciumferriten als von den Calciumsilicaten sorbiert werden [Ram83, Yos02].
Ebenfalls erfolgt eine starke Sorption von Fließmittel durch Ettringit, während
Gips und Calciumhydroxid kaum Fließmittel sorbieren [Pla03]. Darüber hinaus
38
können Fließmittel die Ausbildung des Ettringits während der Hydratation be-
einflussen. Es entstehen kleine, kurzprismatische Ettringitkristalle, während sich
die gebildete Menge nicht verändert [Pla03, Sar92].
Nach der Sorption der Fließmittelmoleküle auf den Partikeloberflächen erfolgt
ein Aufbrechen der flockulierten Struktur des Leimes. Die Partikel werden dis-
pergiert und Wasser, das in den Agglomeraten eingeschlossen war, steht nun zur
Verflüssigung zur Verfügung, siehe Bild 3.4.1 - rechts. Dies führt zu einer höhe-
ren Beweglichkeit des Leimes [Aït94, Ram87, Spa95]. Je nach Wirkstoffgruppe
des Fließmittels werden die einzelnen Partikel elektrostatisch oder durch eine
kombinierte sterisch-elektrostatische Wirkung voneinander getrennt.
flockuliert
-
+
---
-
+
+
+
--
-
-
--
-
+
--
-
-
+
+
+
--
-
-
--
-
+
--
-
-
+
+
+
--
-
-
--
+
+
--
+
+
+
-
-
+
--
-
-
+
+
+
--
+
+
+
-
--
dispergiert
-
-
+
-
-
+
+
-
--
+
+
-
-
+
+
+
---
-
+
-
-
-
+
+
---
-
+
--
+
-
-
--
-
-
--
-
-
-
-
-
-
-
-
Bild 3.4.1: Schematische
Darstellung der Zement-
leimstruktur ohne (links)
und mit (rechts) Fließmittel
3.4.2 Wirkungsweise von Polykondensaten
Die Wirkungsweise klassischer Polykondensat-Fließmittel auf Wirkstoffbasis
von Naphthalinsulfonat und Melaminsulfonat beruht im Wesentlichen auf der
Änderung des Zeta-Potentials. Sie bestehen aus einer organischen Hauptkette
mit einer dichten negativen Ladungsbelegung durch Sulfongruppen. Die Sorpti-
on dieser geladenen Polymere auf der Partikeloberfläche erzeugt Partikel mit
gleicher Ladung, die sich demzufolge abstoßen. Dadurch werden die Teilchen
dispergiert und ein Wiederannähern verhindert, siehe Bild 3.4.2. Dieser Effekt
hält solange vor, wie genügend Fließmittelmoleküle für die Grenzflächen zwi-
schen den Partikeln und der Lösung vorhanden sind. Die Menge der zur Verfü-
gung stehenden Fließmittelmoleküle nimmt jedoch mit fortschreitender Hydra-
tation ab, da sie durch den Zement und die ständig entstehenden neuen Oberflä-
chen der Hydratationsprodukte sorbiert werden [Aït94]. Der Gehalt an lösli-
chem Alkalisulfat des Zements spielt bei der Wirkungsweise von Polykonden-
saten eine entscheidende Rolle. Nach [Jia99] existiert ein Optimum zwischen
0,4 und 0,5 % Na2Oeq, bei dem die höchste Anfangsverflüssigung und die läng-
39
ste Verarbeitbarkeitsdauer erzielt wird. Weiterhin ist zu beachten, dass die SO3–
Gruppen der Polynaphthalinsulfonate die SO42--Gruppen der ersten Hydratati-
onsprodukte ersetzen können. Dies führt zu einer verzögerten Oberflächen-
Hydratationsreaktion und verzögert insbesondere die Frühfestigkeit [Aït94].
Polykondensate zeigen im Allgemeinen eine größere verflüssigende Wirkung,
wenn sie einige Minuten nach dem Zugabewasser zugegeben werden. Bei ge-
meinsamer Zugabe mit dem Zugabewasser zum Zement wird das Fließmittel
zum Teil unspezifisch sorbiert und durch entstehende Hydratationsprodukte
überwachsen oder in Spalten und Risse der Zementpartikel wirkungslos einge-
lagert. Dieser Anteil des Zusatzmittels steht damit für die verflüssigende Wir-
kung nicht mehr zur Verfügung [Chi85, Han99]. Versuche, bei denen der Zuga-
bezeitpunkt der Zusatzmittel variiert wurde, haben gezeigt, dass bei Zementlei-
men zum Erreichen des Sättigungspunktes etwa die doppelte Menge an verflüs-
sigendem Zusatzmittel benötigt werden kann, sofern das Zusatzmittel nicht ei-
nige Minuten nach, sondern zusammen mit dem Zugabewasser dosiert wird
[Spa95]. Die verflüssigende Wirkung von Polykondensaten ist oft auf nur eine
halbe Stunde begrenzt. Daher ist es z. B. erforderlich, sie bei der Herstellung
von Beton der Konsistenzklasse „fließfähig“ vor dem Einbau am Verwendungs-
ort zuzugeben.
Polykondensate Copolymere
Naphthalinsulfonat
Melaminsulfonat
Polycarboxylatether
Polyacrylat
Zementkorn
Bild 3.4.2: Schematische
Darstellung der Wirkungs-
weise verschiedener Fließ-
mittel
3.4.3 Wirkungsweise von Polycarboxylatethern
Synthetische organische Polymere mit Carboxylsäuregruppen, sogenannte Poly-
carboxylatether (PCE), zeichnen sich als hochwirksame Dispergierungsmittel
aus. Sie bestehen aus einer Hauptkette und mehreren Seitenketten. Im Vergleich
zu den Polykondensaten weisen die Hauptketten der Polycarboxylate eine
40
schwächere negative Ladungsdichte auf. Zudem werden die Carboxylsäure-
gruppen nur im alkalischen Milieu ionisiert, siehe Bild 3.4.2. Im Gegensatz zur
Struktur der Polykondensate lassen sich Polycarboxylatether-Moleküle gezielt
durch das Längenverhältnis zwischen Hauptkette und Seitenkette sowie durch
unterschiedliche Ladungsdichten aufbauen [Ham00, Ram98, Sak03], siehe Bild
3.4.3.
PCE 1 PCE 2
PCE 3
PCE 4
Hauptkette
Seitenkette
Carboxylgruppe
Bild 3.4.3: Schematische
Darstellung verschiedener
Polycarboxylatether-
moleküle
Analog zum Wirkungsmechanismus der Polykondensate werden Polycarboxy-
late mit höherer Ladungsdichte schneller sorbiert. Insgesamt ist die Sorptions-
rate im Vergleich zu den Polykondensaten jedoch geringer [Oht97]. Nach der
Sorption erfolgt eine sterisch-elektrostatische Dispergierung der Partikel. Neben
der elektrostatischen Abstoßung durch die negativ geladenen Gruppen der
Hauptkette werden die Partikel hauptsächlich sterisch und somit räumlich durch
die Seitenketten voneinander getrennt. Je nach Aufbau des Polycarboxylats er-
geben sich unterschiedliche verflüssigende Wirkungen wie eine starke Anfangs-
verflüssigung bei normaler Verarbeitbarkeitsdauer beziehungsweise eine nor-
male Verflüssigung bei langer Verarbeitbarkeitsdauer [Ham00, Oht97, Sug03].
Im Allgemeinen ist die verflüssigende Wirkung von Polycarboxylaten bei ge-
ringerer Dosierung im Vergleich zu den Polykondensaten stärker [Oht97,
Sug03, Yam01a]. Eine Erklärung für die verlängerten Verarbeitbarkeitzeiten ist
der sogenannte Depot-Effekt. Durch die geringere Sorption der Fließmittelmo-
leküle bleibt ein größerer Anteil an Polycarboxylaten in der Porenlösung gelöst
und kann vergleichbar einer Nachdosierung neue, sich bildende Oberflächen
belegen und dispergieren [Bri98, Han99, Yam01b]. Im Gegensatz zu den Poly-
kondensaten beeinflusst der Zugabezeitpunkt von Polycarboxylatethern nicht
die Verarbeitbarkeitseigenschaften, so dass die gleiche Wirkung sowohl bei
41
gleichzeitiger als auch nachträglicher Dosierung erzielt wird [Pla03]. Zur Akti-
vierung der vollen Leistungsfähigkeit von Fließmitteln auf der Wirkstoffbasis
von Polycarboxylatether wird eine längere Mischzeit von mindestens 60 s emp-
fohlen [Bri98].
Die kombinierte sterisch-elektrostatische Dispergierung bringt mehrere Vorteile
mit sich. Zum einen ist die Belegung der Zementkornoberflächen durch PCE-
Moleküle geringer. Dies führt zu einer verminderten Blockierung der Ze-
menthydratation und zu einer schnelleren Frühfestigkeitsentwicklung. Ferner
können aufgrund der sterischen Trennung der Partikel erste Hydratationspro-
dukte auf der Zementkornoberfläche wachsen, ohne die Verarbeitbarkeit des
Betons einzuschränken [Bri98, Kle99]. Polycarboxylate können durch die Va-
riation des Haupt- zu Seitenkettenlängenverhältnisses gezielt zur Förderung be-
stimmter Verarbeitbarkeitseigenschaften des Frischbetons hergestellt werden.
So kann durch eine stärkere Ladungsdichte auf der Hauptkette die Langzeitver-
arbeitbarkeit z. B. für den Anwendungsfall Transportbeton signifikant erhöht
werden. Die Verwendung von Molekülen mit geringer Ladungsdichte auf der
Hauptkette in Kombination mit langen Seitenketten führt zu einer starken An-
fangsverflüssigung bei schneller Frühfestigkeitsentwicklung und empfiehlt sich
daher für die Anwendung in der Betonfertigteilproduktion [Alb01].
Aufgrund der großen Variationsmöglichkeiten bei der Herstellung von Polycar-
boxylaten kann zur Zeit eine Vorhersage der Wirkungsweise nicht getroffen
werden. Daher ist es unerlässlich, in Vorversuchen die Wirksamkeit und Ver-
träglichkeit der gewählten Mehlkorn-Fließmittelkombination zu testen. Dies gilt
umso mehr, da die Polycarboxylate empfindlich auf den in der Porenlösung ge-
lösten Sulfatgehalt reagieren. Hohe Sulfatgehalte können zu einer verringerten
Verarbeitbarkeit führen, da sich die Hauptketten der Polycarboxylate verknäulen
[Yam01a, Yam01b].
3.4.4 Steuerung der Verarbeitbarkeit durch Fließmittel
Die Verarbeitbarkeit von Beton wird von der Zusammensetzung und Struktur
des Leims, der Leimmenge, der Art der Gesteinskörnung sowie der Sieblinie
und dem Luftgehalt beeinflusst [Thi97]. Die rheologischen Eigenschaften des
Leims sind von den physikalischen und chemisch-mineralogischen Eigenschaf-
ten des Mehlkorns, dem Wassergehalt und von der Art und Menge des Fließ-
mittels abhängig. Insbesondere ist der Einsatz von leistungsfähigen Fließmitteln
bei der Herstellung wasserarmer, mehlkornreicher Hochleistungsbetone, wie z.
B. der selbstverdichtenden Betone, unerlässlich. Aufgrund der oben genannten
42
Eigenschaften werden zur Herstellung selbstverdichtender Betone heutzutage
fast ausschließlich Polycarboxylatether verwendet.
Die Suspensionseigenschaften eines Mehlkornleims sind ab dem Mindestwas-
sergehalt durch zusätzliche Wasserzugabe und Fließmittel steuerbar. Das Ver-
formungsverhalten der Suspension kann mit Hilfe eines Rotationsrheometer,
siehe Abschnitt 3.2.2.2, ermittelt werden. Die Parameter Fließgrenze g und pla-
stische Viskosität h lassen sich in guter Näherung durch das Bingham-Modell
bestimmen. Die Fließgrenze kennzeichnet die Energie, die benötigt wird, um die
Suspension zum Fließen zu bringen. Sie hängt hauptsächlich von Kapillarkräf-
ten und elektrostatischen Kräften zwischen den Partikeln ab. Die Viskosität be-
schreibt den Verformungswiderstand der Suspension während des Fließens. Sie
wird im Wesentlichen vom Wasser-Feststoffverhältnis bestimmt. Wassergehalt
und Fließmittelmenge beeinflussen die Kenngrößen g und h unterschiedlich,
siehe Bild 3.4.4. Eine steigende Wassermenge verringert die Fließgrenze g und
die Viskosität h durch die Vergrößerung der Wasserfilmdicke um die einzelnen
Partikel. Eine steigende Fließmittelmenge setzt nur die Fließgrenze g herab
[Spa95]. Fließmittel desagglomerieren die Partikel in der Suspension, ohne das
die Viskosität beeinflussende Wasser-Feststoffverhältnis zu verändern.
T = g + h N
w
o
w + w
oi
∆
h
3
Umdrehungsgeschw. N in 1/min Umdrehungsgeschw. N in 1/min
Scherwiderstand T in N
m
m
Fließgrenze g
Pl. Viskosität h
FM
o
FM + FM
oi
∆
Scherwiderstand T in Nmm
Fließgrenze g
Pl. Viskosität h ~ const.
g = Fließgrenze
h = Pl. Viskosität
h ~ const
g
1
w = Wassergehalt
FM = Fließmittel
Einfluss von Wasser: Einfluss von Fließmittel:
g
2
g
3
h
2
h
1
g
1
g
2
g
3
Bild 3.4.4: Einfluss von Wasser und Fließmittel auf die Suspensionseigenschaften
Um die optimale verflüssigende Wirkung eines Fließmittels zu erzielen, wird in
Abhängigkeit vom Zement und des Wassergehalts eine bestimmte Dosierung
benötigt. Dabei zeigen alle Zement-Zusatzmittelkombination ein typisches Sät-
43
tigungsverhalten [Aït94, Spa95, Spa97]. Dies lässt sich im Rotationsrheometer
ermitteln. Die Sättigungsdosierung ist erreicht, wenn sich durch weitere Fließ-
mittelzugabe der im Rotationsrheometer gemessene Scherwiderstand nicht mehr
verringern lässt. An diesem Punkt sind die Partikel vollständig dispergiert und
die Fließgrenze der Suspension ist gegen Null reduziert. Eine Fließmittelzugabe
über den Sättigungspunkt hinaus führt nicht mehr zu einer Verbesserung des
Fließverhaltens, sondern fördert die Sedimentation sowohl der groben Partikel
im Zementleim als auch der Gesteinskörnung im Mörtel bzw. Beton. Zur Aus-
wertung wird der gemessene Scherwiderstand über der Fließmitteldosierung
aufgetragen, siehe Bild 3.4.5.
0,0
Fließmittelgehalt in M.-% v. z
Scherwiderstand T in N
m
m
0
15
30
45
6
0
0,5 1,0 1,5 2,0
w/z = 0,40
w/z = 0,50
w/z = 0,45
Bild 3.4.5: Scherwiderstände
von Zementleimen in Abh.
vom Fließmittel- und Was-
sergehalt sowie Sättigungs-
punkte
Da bei der Bestimmung des Sättigungspunktes die Scherwiderstände von Ze-
mentleimen mit unterschiedlichen Fließmitteldosierungen jeweils zum gleichen
Prüfzeitpunkt verwendet werden, werden die Scherwiderstände relativ zueinan-
der verglichen. Der Absolutwert des Scherwiderstandes hat dabei keine Bedeu-
tung. Bei einem anderen Auswertungszeitpunkt und bei einem anderen
Messprofil ergäben sich andere Scherwiderstände, die aber relativ zueinander
betrachtet zu den gleichen Sättigungsdosierungen führen.
4 Vorgehensweise
Die umfassende Literaturauswertung in Abschnitt 3 zeigt, dass die Steuerung
der Verarbeitbarkeit eine herausragende Rolle bei der Verwendung von selbst-
verdichtendem Beton spielt. Die Steuerung der Verarbeitbarkeit umfasst sowohl
44
die Einflüsse auf die Einstellung der planmäßigen Verarbeitbarkeit unmittelbar
nach dem Mischungsende als auch die Beherrschung der Verarbeitbarkeit in
Abhängigkeit von der Zeit bis zum Ende des Einbauvorgangs. Die Einstellung
der Verarbeitbarkeit nach dem Mischungsende erfolgt über ein zum Teil sehr
aufwendiges, empirisches Rezepturentwicklungsverfahren. Die zeitabhängigen
Verarbeitbarkeitseigenschaften werden hingegen in keinem derzeitigen Mi-
schungsentwurf ausreichend berücksichtigt. Um die gesteckten Ziele, siehe Ab-
schnitt 2, zu erreichen, wurden systematische Untersuchungen zu den zwei
Themenbereichen Mehlkornoptimierung und Verflüssigung durchgeführt.
Die Mehlkornoptimierung dient der Vorhersage von Anhaltswerten zur Ermitt-
lung des optimalen Wassergehalts aus vorgeprüften granulometrischen Parame-
tern. In Abschnitt 5 wird die Verformbarkeit von Mehlkorn in wässerigen Sus-
pensionen unter Berücksichtigung der Kornart, Kornform, Korngrößenvertei-
lung und Rohdichte der Feststoffpartikel untersucht. Dazu werden erste Mo-
dellleime gezielt mit ideal geformten Inertstoffen unterschiedlicher Feinheit zu-
sammengesetzt, um den Einfluss der Kornform und der chemischen Reaktionen
gesondert darstellen zu können. Darauf aufbauend werden die Mindestwasser-
gehalte optimierter Leimzusammensetzungen bestimmt, von denen an die Fließ-
grenze und die Viskosität über Wasser und Fließmittel frei steuerbar wird und
zum selbstverdichtenden Mörtel bzw. zum selbstverdichtenden Beton führt.
Die Verflüssigung umfasst die Steuerung der Verarbeitbarkeitseigenschaften
durch Wasser und Fließmittel in Abhängigkeit von der Mehlkornzusammenset-
zung, dem Fließmittel, der Temperatur und der Zeit. Die zugehörigen Untersu-
chungen in Abschnitt 6 beinhalten orientierende Prüfungen zur Wirkungsweise
und Verträglichkeit der neuen Fließmittelgeneration auf der Basis von Polycar-
boxylatether, um Fehlreaktionen mit den ausgewählten mehlfeinen Stoffen zu
vermeiden und um Hinweise zur Dispergierbarkeit und Dispergierungszeit von
verschiedenen Leimen und Mörteln zu erhalten. Rheologische Untersuchungen
an selbstverdichtenden Mörteln und Betonen zur Verarbeitbarkeitsdauer und zur
Stabilität in zum Teil unterschiedlichen Temperaturbereichen geben Aufschluss
über die Einflüsse und über die Steuerungsmöglichkeiten der Verarbeitbar-
keitseigenschaften selbstverdichtender Betone.
Diese Erkenntnisse führen in Abschnitt 7 dazu, den Betonmischungsentwurf ge-
rade im Hinblick auf das gezielte Steuern der Verarbeitbarkeitseigenschaften
über die gesamte Verarbeitungsdauer zu verbessern. Besonders bei der Korrek-
tur eines nicht ausreichend fließfähigen Betons bedarf es konkreter Entschei-
dungshilfen, ob die Wiederherstellung der Verarbeitbarkeit eventuell durch
Fließmittel, Wasser oder sonstige Maßnahmen erfolgen muss. Das Bild 4.1 zeigt
45
eine Übersicht der einzelnen Schritte zur Herstellung und Steuerung der Verar-
beitbarkeitseigenschaften und der jeweiligen Einflussgrößen.
Korrektur-
kriterien
Startpunkt
zur
Steuerung
der
Verarbeitbarkeit
Verarbeitbarkeit
t = 0
SVB-
Eigenschaften
Verarbeitbarkeit
über die Zeit
t = x
Hohlraumbestimmung
Rheologische Erscheinungsform
der Feinstoffe
Wasser- und Fließmittel-
Optimierung Blockierverhalten
Selbstentlüftung
Stabilität
Sorption
Hydratation
Mehlkorn- und
Leimuntersuchungen
Mörtel- und
Betonuntersuchungen
Modifizierter Mischungsentwurf
Bild 4.1: Modell zur Steuerung der Verarbeitbarkeitseigenschaften selbstverdichtender Betone
Im Rahmen dieser Arbeit werden grundsätzliche Einflüsse der Mehlkorneigen-
schaften auf die Verarbeitbarkeit selbstverdichtender Betone untersucht. Daher
kommen nur Betone des Mehlkorntyps und keine Stabilisierer zum Einsatz.
5 Untersuchungen zur Mehlkornoptimierung
5.1 Allgemeines
Die experimentelle Ermittlung des Mindestwassergehalts für Sättigung ist bisher
der erste Schritt zur Herstellung von SVB, siehe Abschnitt 3.1.2.2. Der Min-
destwassergehalt alleine ist jedoch nur ein Teil der empirischen Optimierung.
Neben dem Einfluss des Hohlraumgehalts des Kornhaufwerks (Abschnitt 3.3.3)
muss in Abhängigkeit der ersten Hydratationsstufe (Abschnitt 3.3.4) und von
der Wirkungsweise des gewählten Mehlkorn-Fließmittelsystems (Abschnitt 3.4)
der tatsächlich optimale Wassergehalt in Mörtel- und Betonuntersuchungen ge-
funden werden. Zum einen muss der Wassergehalt reduziert werden, da durch
46
die Zugabe hochwirksamer Fließmittel die Agglomerat-Struktur aufgebrochen
wird und gebundenes Wasser rheologisch wirksam wird. Auf der anderen Seite
muss ausreichend Wasser zur Verfügung stehen, um die Anfangsreaktionen der
Calciumaluminat-Phasen des Zements (Ettringitbildung) auszugleichen.
Im folgenden Abschnitt werden gezielt Modellleime aus unterschiedlichen Aus-
gangsmehlen, die sich in ihrer Kornform, Kornart, Feinheit und Reaktivität un-
terscheiden, zusammengesetzt. Damit wird ein weiter Bereich von Kornzusam-
mensetzungen abgedeckt. Es werden systematisch die Einflüsse auf den Min-
destwassergehalt herausgearbeitet und Empfehlungen gegeben, wie aus vorge-
prüften Parametern der Mehlkornhaufwerke der Startwassergehalt für die Beto-
noptimierung einfacher und verbessert abgeschätzt werden kann.
5.2 Art des Mehlkorns und der Mehlkorngemische
5.2.1 Verwendete mehlfeine Stoffe
Für die Untersuchungen im Rahmen dieser Arbeit wurden drei Portlandzemente
CEM I der Festigkeitsklasse 32,5 R und zwei Hochofenzemente CEM III/A der
Festigkeitsklassen 32,5 N bzw. 32,5 R verwendet. Die Zemente sind in Tafel
5.2.1 zusammengestellt. Die Verwendung von Portlandkompositzementen wie
CEM II/A-LL und CEM II/B-S erschien angesichts der hohen Zusatzstoffge-
halte, wie sie bei selbstverdichtenden Betonen benötigt werden, als nicht sinn-
voll.
Als Zusatzstoffe wurden Kalksteinmehl (inert) und Steinkohlenflugasche (puz-
zolanisch) verwendet. Die Zusatzstoffe sind ebenfalls in Tafel 5.2.1 zusammen-
gestellt. Die Kalksteinmehle wurden in unterschiedlichen Feinheiten und Korn-
größenverteilungen eingesetzt. Die Kalksteinmehle KM1, KM2 und KM3 sind
aus demselben Kalksteinvorkommen ermahlen worden und weisen eineregel-
mäßige, kubisch-gebrochene Struktur auf. Sie werden hauptsächlich in der Pa-
pier- und Farbenindustrie verwendet. Die Kalksteinmehle KM4 und KM5 sind
Betonzusatzstoffe aus ähnlichen Kalksteinvorkommen mit fast identischer Zu-
sammensetzung und Kornform. Bei den Flugaschen handelt es sich jeweils um
handelsübliche Betonzusatzstoffe nach DIN EN 450 aus Steinkohlenverfeue-
rung mit typisch unregelmäßig-runder Kornform.
Für die Untersuchungen an Modellleimen aus inerten mehlfeinen Stoffen zur
Ermittlung des Einflusses der Kornform wurden Glaskugeln mit nehezu ideal-
runder Kornform verwendet.
47
Tafel 5.2.1: Verwendete reaktive und inerte mehlfeine Stoffe
Mehlkornart Bezeichnung Schlüsselnummer
ZI.1
ZI.2
Portlandzement
CEM I 32,5 R
ZI.3
Hochofenzement
CEM III/A 32,5 N ZIII.1
reaktiv
Hochofenzement
CEM III/A 32,5 R ZIII.2
KM1
KM2
KM3
KM4
Inert Kalksteinmehl
KM5
Weitgehend inert Glaskugeln GK1
FA1
Puzzolanisch Steinkohlenflugasche
FA2
5.2.2 Mehlkorngemische
5.2.2.1 Inerte und weitgehend inerte Mehlkorngemische
Die ersten Untersuchungen zur Ermittlung des Einflusses von Kornform und
Korngrößenverteilung wurden an den Kalksteinmehlen, den Glaskugeln und an
den Flugaschen durchgeführt. In den daraus mit Wasser hergestellten Leimsy-
stemen sind diese mehlfeinen Stoffe über die Versuchsdauer als inert anzusehen.
Dazu wurde drei Serien in den Kategorien ideal-gebrochenkörnig, ideal-
gemischtkörnig und gemischtkörnig hergestellt, die im Folgenden beschrieben
werden.
48
Für die Serie ideal-gebrochenkörnig wurden die drei Kalksteinmehle KM1,
KM2 und KM3, für die Serie ideal-gemischtkörnig die Kalksteinmehle KM4,
KM5 und die Glaskugeln GK1 sowie für die Serie gemischtkörnig die Kalk-
steinmehle KM4, KM5 und die Flugasche FA1 verwendet. Aus den drei Aus-
gangsmehlen wurden jeweils 12 Mischhaufwerke hergestellt. Die Anteile wur-
den volumetrisch zusammengesetzt. Die Zusammensetzungen mit den zugehö-
rigen Bezeichnungen der geprüften Mehlkornhaufwerke sind in den Bildern
5.2.1 bis 5.2.3 dargestellt.
100/0/0 75/25/0 50/50/0 25/75/0 0/100/0
75/0/25
50/0/50
0/0/100
25/0/75
0/75/25
0/50/50
0/25/75
50/25/25 25/50/25
25/25/50
KM 3
KM 1 KM 2
Anteile in Vol.-%
Bild 5.2.1: Zusammenset-
zungen und Bezeichnungen
der Mehlkornhaufwerke aus
inerten, gebrochenkörnigen
Mehlkorntypen in Vol.-%
49
100/0/0 75/25/0 50/50/0 25/75/0 0/100/0
75/0/25
50/0/50
0/0/100
25/0/75
0/75/25
0/50/50
0/25/75
50/25/25 25/50/25
25/25/50
GK 1
KM 4 KM 5
Anteile in Vol.-%
Bild 5.2.2: Zusammenset-
zungen und Bezeichnungen
der Mehlkornhaufwerke aus
inerten, gemischtkörnigen
Mehlkorntypen in Vol.-%
100/0/0 75/25/0 50/50/0 25/75/0 0/100/0
75/0/25
50/0/50
0/0/100
25/0/75
0/75/25
0/50/50
0/25/75
50/25/25 25/50/25
25/25/50
FA 1
KM 4 KM 5
Anteile in Vol.-%
Bild 5.2.3: Zusammenset-
zungen und Bezeichnungen
der Mehlkornhaufwerke aus
weitgehend inerten, ge-
mischtkörnigen Mehlkorn-
typen in Vol.-%
5.2.2.2 Reaktive Mehlkorngemische
Die Untersuchungen zum Einfluss der Kornform und Korngrößenverteilung
wurden im zweiten Schritt um reaktive Mehlkornhaufwerke erweitert. Es wur-
den zwei Serien in den Kategorien gebrochenkörnig-reaktiv und gemischtkör-
nig-reaktiv hergestellt. Die Serie gebrochenkörnig-reaktiv wurde mit dem Kalk-
steinmehl KM5 und dem Zement ZI.2 und die Serie gemischtkörnig-reaktiv mit
der Flugasche FA1 und dem Zement ZIII.1 durchgeführt. Aus den zwei Aus-
50
gangsmehlen wurden jeweils vier Mischhaufwerke hergestellt. Die Anteile wur-
den volumetrisch zusammengesetzt. Die Zusammensetzungen mit den zugehö-
rigen Bezeichnungen der geprüften Mehlkornhaufwerke sind in Bild 5.2.4 dar-
gestellt.
100/0 72/28 46/54 22/78 0/100
75/25
50/50
25/75
FA 1
Z I.2 KM 5
Anteile in Vol.-%
Z III.1
40/60
0/100 20/80 38/62 42/58 100/070/30
Bild 5.2.4: Zusammenset-
zungen und Bezeichnungen
der Mehlkornhaufwerke aus
reaktiven, gebrochen- und
gemischtkörnigen Mehl-
korntypen in Vol.-%
5.3 Chemisch-mineralogische Charakterisierung der mehlfeinen Stoffe
Die chemische Zusammensetzung der Zemente sowie der inerten und reaktiven
mehlfeinen Stoffe wurde mit der Röntgenfluoreszenzanalyse (RFA), der Gehalt
an Kohlenstoff und Wasser mit Kohlenwasserstoffautomaten ermittelt. Für die
Portlandzemente wurden aus den Analysewerten die Klinkerphasen nach Bogue
berechnet. An den Hochofenzementen wurde der Hüttensandgehalt mikrosko-
pisch nach DIN EN 196-4 durch Auszählen ermittelt. Die Ergebnisse der chemi-
schen Analysen an den Zementen sind in Tafel A.1, Anhang A, zusammenge-
stellt. Zusätzlich wurde an den Kalksteinmehlen der Gehalt der tonigen Be-
standteile mit der Methylenblau-Adsorbtion gemessen. Die Ergebnisse der che-
mischen Analysen an den inerten und reaktiven mehlfeinen Stoffen sind in Tafel
A.2, Anhang A, dokumentiert. Die chemische Zusammensetzung der Glasku-
geln wurde nicht untersucht. Tafel A.2, Anhang A, enthält Angaben des Her-
stellers zur Zusammensetzung der Glaskugeln.
51
5.4 Physikalische Charakterisierung der mehlfeinen Stoffe
Der Wasseranspruch, die Dichte und die spezifische Oberfläche nach Blaine der
Zemente sowie der inerten und reaktiven mehlfeinen Stoffe wurden gemäß DIN
EN 196 ermittelt. An den Zementen wurden zusätzlich das Erstarren, die Raum-
beständigkeit und die Festigkeitsentwicklung gemäß DIN EN 196 geprüft. Die
Ergebnisse dieser Prüfungen an den Zementen sind in Tafel A.3, Anhang A, an
den inerten und reaktiven mehlfeinen Stoffen in Tafel A.4, Anhang A, aufge-
führt. Die Korngrößenverteilungen aller Mehlkorntypen wurden mit dem Laser-
granulometer ermittelt. Die beschreibenden Kenngrößen Lageparameter und
Steigungsmaß der entsprechenden RRSB-Verteilungsfunktion werden ebenfalls
im Weiteren getrennt dargestellt.
5.5 Granulometrische Charakterisierung der mehlfeinen Stoffe und
Mehlkorngemische
5.5.1 Allgemeines
Um den Einfluss der Kornart, Kornform und Korngrößenverteilung der Fein-
stoffe auf den Hohlraumgehalt und auf die Verformbarkeit in wässeriger Sus-
pension zu erfassen, sind die mehlfeinen Stoffe und Mehlkorngemische auf den
sich ergebenden Hohlraumgehalt und die rheologische Erscheinungsform mit
den folgenden Prüfverfahren untersucht worden.
5.5.2 Korngrößenverteilung
Die Korngrößenverteilungen der mehlfeinen Stoffe und Mehlkorngemische
wurde mit dem Laserbeugungsspektrometer 1064 der Firma Cilas bestimmt.
Zur besseren Vergleichbarkeit aller Korngrößenverteilungen wurden die ermit-
telten Ergebnisse der mehlfeinen Stoffe und Mehlkorngemische an die RRSB-
Verteilungsfunktion mit den beschreibenden Kenngrößen Lageparameter und
Steigungsmaß angepasst, siehe Abschnitt 3.3.2.
5.5.3 Optische Charakterisierung
Um qualitative Informationen zur Kornform und Oberflächenbeschaffenheit der
untersuchten Mehlkorntypen zu erhalten, wurden die mehlfeinen Stoffe und ei-
nige ausgewählte Mehlkorngemische im Rasterelektronenmikroskop (REM)
untersucht. Dazu wurden von den mehlfeinen Stoffen Streupräparate angefer-
52
tigt, die anschließend mit einer rund 25 nm dicken Goldschicht besputtet wur-
den.
5.5.4 Wasseranspruch mit dem
β
p-Wert-Verfahren
Der βp-Wert (p für engl. „powder“) dient bei der Rezepturentwicklung für
selbstverdichtenden Beton nach der Methode Okamura [Oka95] zur Bestim-
mung des Mindestwassergehaltes eines Mehlkorngemisches. Bei einem opti-
malen Wasser-Mehlkorn-Volumenverhältnis Vw/Vp = βp wird gerade das ge-
samte Wasser durch das Mehlkorn gebunden. Zur Ermittlung des βp-Wertes
werden Setzfließmaßversuche mit verschiedenen Wasser-Mehlkorn-
Volumenverhältnissen durchgeführt, siehe Bild 5.5.1. Dabei bleiben die Mehl-
kornzusammensetzung und das Mehlkornvolumen konstant. Das Verfahren ent-
spricht im Wesentlichen dem Ausbreitmaß-Versuch nach Haegermann. Die
Leimprobe wird dabei jedoch nicht geschockt. Gemessen werden die Leimsetz-
fließmaße a1 und a2 nach Beendigung des Fließvorgangs. Das Leimsetzfließmaß
wird dann in die relative Ausbreitfläche Γ umgerechnet, siehe Bild 5.5.1. Sie
entspricht dem Faktor, um den sich die Grundfläche des Haegermann-Trichters
vergrößert hat.
In einem Diagramm wird, wie in Bild 5.5.1 dargestellt, das jeweilige Wasser-
Mehlkorn-Volumenverhältnis (Vw/Vp)i über der ermittelten relativen Ausbreit-
fläche Γi aufgetragen. Die Verbindungsgerade der einzelnen Werte liefert das
Wasserrückhaltemaß βp (Schnittpunkt mit der Ordinate) und den Deformations-
faktor Ep. Dabei ist βp das Wasser-Mehlkorn-Volumenverhältnis, bei dem die
Verformung des Leims Null ist und alle Hohlräume des Mehlkornhaufwerks mit
Wasser gefüllt sind. Zur Auswertung und zur Bestimmung des βp-Wertes sollten
nur relative Ausbreitflächen herangezogen werden, die Werte größer 1 und klei-
ner 4 aufweisen.
Insgesamt ist zu beachten, dass der βp-Wert durch lineare Extrapolation gewon-
nen wird. Das wirkliche Wasser-Feststoff-Volumenverhältnis für Hohlraumfül-
lung liegt jedoch unterhalb des βp-Wertes, da die Kurve nicht linear verläuft.
Daher kann das Wasser-Feststoff-Volumenverhältnis für Sättigung um bis zu
30 % vom βp-Wert abweichen [Pun02]. Dieses Verfahren stellt jedoch bauprak-
tisch eine sinnvolle Vereinfachung mit einer guten Reproduzierbarkeit dar, da
der βp-Wert als Näherung für den Startwassergehalt für die weitere experimen-
telle Optimierung herangezogen werden kann.
53
70 mm
100 mm
60 mm
a
1
a
2
a = in mm
a + a
12
2
Γ
= ( )² - 1
a
100 relative Ausbreitfläche
Γ
1,0 4,0
V/ V
w p
β
p
E
p
0,0 2,0 3,0
Bild 5.5.1: Ermittlung der relativen Ausbreitfläche
Γ
mit dem Leimfließtest (links) und Auswertung
der Fließtests zur Bestimmung des βp-Wertes (rechts)
5.5.5 Quecksilberdruckporosimetrie
Die Hohlraumgehalte der mehlfeinen Ausgangsstoffe sowie die daraus herge-
stellten Mehlkornhaufwerke wurden auch mit Hilfe der Quecksilberdruckporo-
simetrie bestimmt. Bei dem verwendeten Quecksilberdruckporosimeter handelt
es sich um das Gerät „Porosimeter 2000 WS“ in Verbindung mit der „Macropo-
re Unit 120“ der Firma Carlo Erba. Für die Messungen wurde ein spezielles
Pulverdilatometer verwendet, das das Eindringen von mehlfeinen Stoffe in die
Messkapillare verhindert. Zur Berechnung der Porositäten wurden der Rand-
winkel, den das Quecksilber mit dem Prüfgut bildet, mit 141,3° und die Ober-
flächenspannung des Quecksilbers mit 0,48 N/m angesetzt. Alle Prüfungen
wurden bei 20° C durchgeführt. Die Auswertung erfolgte automatisch über ei-
nen an das Quecksilberdruckporosimeter angeschlossenen Rechner. Aus der Po-
renradienverteilung wurden zusätzlich der mittlere Porenradius, die spezifische
Oberfläche sowie die Rein- und Rohdichte des Prüfgutes ermittelt.
Zum Vergleich der Hohlraumgehalte wurden der gemessene Porenraum in Vol.-
% sowie der über den Quecksilberverbrauch bestimmte kumulative Hohlraum-
gehalt in mm³/g verwendet. Eine Umrechnung aus dem gemessenen Porenraum
in den Hohlraumgehalt nach der Gleichung
54
ε
Hg
= 100
1 + V
f
V
ε
,Hg
εHg Hohlraumgehalt in Vol.-%
Vf Feststoffvolumen in mm³/g
Vε,Hg Porenraum in mm³/g
(5)
erschien angesichts der schwer zu bestimmenden Feststoffvolumina bei den
Mehlkorngemischen als nicht zielführend.
5.5.6 Rotationsrheometer
Zur weiteren granulometrischen Beurteilung der Mehlkornhaufwerke und zur
Ermittlung des Verhaltens von Kornart, Kornform und Korngrößenverteilung in
Suspension wurden rheologische Messungen in einem Rotationsrheometer
durchgeführt. Zur Anwendung kam das Baustoffrheometer Viskomat NT der
Firma Schleibinger Geräte, siehe Bild 5.5.2. Im Gegensatz zu Viskosimetern,
die unter weitgehender Einhaltung der notwendigen physikalischen Randbedin-
gungen die rheologischen Parameter Fließgrenze τf in Pa und plastische Visko-
sität η in Pa·s ermitteln, lassen sich mit dem Rheometer die rheometrischen
Kenngrößen Fließgrenze g in Nmm und plastische Viskosität h in Nmm·s be-
stimmen. Sie verhalten sich in guter Näherung proportional zu den rheologi-
schen Kenngrößen, siehe Abschnitt 3.2.2.2.
Die zu untersuchende Suspension wurde in einem definierten Volumen in einen
Probebehälter gegeben. Nach dem Start der Messung wurde ein Messpaddel in
den Probenbehälter eingetaucht, der gemäß des gewählten Messprofils zu rotie-
ren begann. Es wurde das Widerstandsmoment T gemessen, das bei der jeweili-
gen Belastungsgeschwindigkeit N durch die Suspension auf das Messpaddel
übertragen wird. Die Auswerteeinheit registriert Zeit, Drehmoment, Temperatur
und Scherwiderstand. Das Gerät kann über die Belastungsgeschwindigkeit oder
die Scherspannung gesteuert werden. Es lassen sich stufenlos Belastungsge-
schwindigkeiten zwischen 0,001 und 200 Umdrehungen pro Minute (upm) ein-
stellen. Der Bereich des messbaren Momentes liegt zwischen – 200 und + 200
Nmm. Weiterhin verfügt das Gerät über einen Kryostat, mit dem die Temperatur
des Prüfgutes gesteuert werden kann.
55
τ
f
η
N in s
-1
T in N
m
m
Messpaddel
Probenbehälter
Belastungsgeschwindigkeit N
(vorgegeben)
Scherwiderstand T
(gemessen)
Bild 5.5.2: Verwendetes Rotationsrheometer und
schematische Darstellung der Auswertung
Die Bestimmung der rheometrischen Kenngrößen erfolgte mit Hilfe des Bing-
ham-Modells, siehe Abschnitt 3.2.2.2. Um den Einfluss der Thixotropie zu mi-
nimieren, wurden zur Auswertung die Messwerte aus dem Entlastungsbereich,
d. h. der abnehmenden Belastungsgeschwindigkeiten, verwendet. Bei gleicher
Mischreihenfolge und Vorbelastung der Leim- bzw. Mörtelproben können die
gemessenen Scherwiderstände untereinander verglichen und aufgetragen wer-
den.
Um Packungseffekte über den resultierenden Hohlraumgehalt von Mehlkorn-
haufwerken zu beschreiben, wurden die Mehlkornhaufwerke bei gleichem Was-
ser-Feststoff-Volumenverhältnis untersucht. Um auch die Suspensionen aus den
mehlfeinen Stoffen mit höheren Feinheiten prüfen zu können, wurde das Was-
ser-Feststoff-Volumenverhältnis bei diesen Untersuchungen zu Vw/Vp = 1,215
gewählt. Bild 5.5.3 zeigt das verwendete Messprofil und den Auswertezeit-
punkt.
56
Zeit t in min
10 30
B
e
lastu
n
gsg
e
schw. N i
n
1/
m
i
n
5
0200
10
15
20
(5;15)
(11;10) (26;10)
Bild 5.5.3: Verwendetes
Messprofil mit Auswerte-
zeitpunkt t = 20 min
5.6 Ergebnisse und Bewertung
5.6.1 Inerte und weitgehend inerte mehlfeine Stoffe und Mehlkorngemische
5.6.1.1 Allgemeines
Die aus den Korngrößenverteilungen der Ausgangsmehle berechneten RRSB-
Kenngrößen Steigungsmaß und Lageparameter, die ermittelten Wasser-
Feststoff-Volumenverhältnisse Vw/Vp für βp, der gemessene Porenraum und der
über den Quecksilberverbrauch bestimmte kumulative Hohlraumgehalt sowie
die indirekt über den Scherwiderstand ermittelten Hohlraumgehalte der Mehl-
kornhaufwerke der drei Serien sind in den Tafeln B.1 bis B.3, Anhang B, ent-
halten.
Zur Bewertung der Untersuchungen an den inerten, gebrochenkörnigen mehl-
feinen Stoffen wurden die Ergebnisse der Prüfungen an den Kalksteinmehlen
KM1 bis KM5 und daraus hergestellter Gemische zusammengefasst.
Zur Ermittlung des Einflusses der Kornform auf den Hohlraumgehalt wurden
die Kalksteinmehle KM4 und KM5 gegen die Glaskugeln GK1 ausgetauscht. Es
kann davon ausgegangen werden, dass sich die Kalksteinmehl-
Glaskugelgemische in wässeriger Suspension über die Prüfdauer inert verhalten.
In der folgenden Bewertung wurden die Ergebnisse der Prüfungen an dem Glas-
kugelmehl und an den Gemischen mit 75 % Glaskugeln nicht berücksichtigt, da
die resultierenden Lageparameter und Steigungsmaße im Vergleich zu Korn-
verteilungen von Flugaschen nicht relevant sind.
57
Zur baupraktischen Ermittlung des Einflusses der Kornform auf den Hohlraum-
gehalt wurden die Kalksteinmehle KM4 und KM5 gegen die Flugasche FA1
ausgetauscht. Die Kornform der Flugaschekörner ist meist kugelig. Wie bei al-
len Flugaschen üblich, finden sich aber auch offenporige Partikel wie aufgebro-
chene Flugaschekörner, Hohlkugeln und Koksreste sowie unregelmäßig ge-
formte, nicht ganz aufgeschmolzene Quarzpartikel, siehe Abschnitt 5.6.1.2.
Aufgrund dieser vielfältigen, unregelmäßigen Kornformen lassen sich Fluga-
schen nur schwer granulometrisch charakterisieren. Auch lassen sich spezifische
Oberflächen als Maß für die Feinheit weder mit der Stickstoffadsorption (BET-
Verfahren) noch über die spezifische Oberfläche nach Blaine bestimmen, da bei
diesen Verfahren sowohl die äußeren als auch alle inneren zugänglichen Ober-
flächen erfasst werden. Aus demselben Grund können Hohlraumgehalte von
flugaschehaltigen Kornhaufwerken mit zunehmendem Flugaschegehalt nur noch
unzureichend ermittelt werden. Bei der Bestimmung des Hohlraumgehalts mit-
tels Quecksilberdruckporosimetrie kann nicht ausgeschlossen werden, dass
hohle Flugaschepartikel zerdrückt werden und sich dadurch die Struktur der
Flugasche während der Prüfung verändert. Ebenso wie bei den Glaskugelgemi-
schen kann davon ausgegangen werden, dass sich die Kalksteinmehl-
Flugaschegemische in wässeriger Suspension über die Prüfdauer inert verhalten.
Daher kann bei der Bestimmung des Hohlraumgehalts über den βp-Wert und der
qualitativen Beschreibung der rheologischen Erscheinungsform im Rotati-
onsrheometer ein Einfluss von Reaktionen auf das Messergebnis ausgeschlossen
werden.
5.6.1.2 Optische Charakterisierung
Die Bilder 5.6.1 bis 5.6.3 zeigen die mehlfeinen Stoffe bei 2500-facher Vergrö-
ßerung unter dem Rasterelektronenmikroskop. Bild 5.6.1 zeigt die Kalkstein-
mehle KM1, KM2 und KM3. Sie weisen jeweils eine geschlossenporige und
gedrungene, ideal-gebrochene Struktur auf.
58
Bild 5.6.1: KM1 (oben links), KM2 (oben
rechts) und KM3 (unten links) bei 2500-facher
Vergrößerung
In Bild 5.6.2 sind die Kalksteinmehle KM4 und KM5 sowie die Glaskugeln
GK1 bei 1000-facher Vergrößerung zu sehen. Wie auch die Kalksteinmehle
KM1, KM2 und KM3 zeigen die Kalksteinmehle KM4 und KM5 eine gedrun-
gene, ideal-gebrochene Kornform. Die Glaskugeln besitzen eine nahezu voll-
ständige runde Kornform. Die beiden mehlfeinen Stoffe weisen ebenfalls eine
geschlossenporige Struktur auf.
59
Bild 5.6.2: KM4 (oben links), KM5 (oben
rechts) bei 2500-facher Vergrößerung und GK1
(unten links) bei 1000-facher Vergrößerung
Das Bild 5.6.3 zeigt die Flugasche FA1. Auf dem Bild ist gut die heterogene Er-
scheinungsform der Flugaschepartikel von gebrochenförmigen Koks- und Glas-
resten bis hin zu ideal-runden Flugaschekugeln zu erkennen.
Bild 5.6.3: FA1 bei 2500-facher Vergrößerung
5.6.1.3 Sieblinien
Aus den gemessenen Sieblinien der Ausgangskalksteinmehle KM1 bis KM5 in
der Serie ideal-gebrochenkörnig wurden die resultierenden Sieblinien der ent-
60
sprechenden Mehlkorngemische errechnet. Ein Vergleich der gemessenen Sieb-
linien mit den berechneten ergab in allen Fällen eine Übereinstimmung von
mindestens 99 %. Dies war vor dem Hintergrund relativ gleicher Dichten und
Kornformen zu erwarten.
Für die Kalksteinmehle KM4 und KM5 im Austausch mit den Glaskugeln GK1
in der Serie ideal-gemischtkörnig sowie der Flugasche FA1 in der Serie ge-
mischtkörnig wurden ebenfalls die resultierenden Sieblinien der entsprechenden
Mehlkorngemische aus den gemessenen Sieblinien errechnet. Hier ergab der
Vergleich der gemessenen Sieblinien mit den berechneten eine Übereinstim-
mung von 97 %.
Zu beachten ist, dass im Gegensatz zu den gebrochenkörnigen Mehlkorntypen
die im Lasergranulometer gemessenen Korngrößenverteilungen der Flugasche
stärker schwanken. Dies liegt unter anderem an den unterschiedlichen Kornfor-
men und an der glasigen Struktur. Bild 5.6.4 zeigt zwei Korngrößenverteilungs-
kurven der Flugasche FA1 aus zwei Chargen, die zum einen in der Serie Kalk-
steinmehl-Flugasche und zum anderen in der Serie Hochofenzement-Flugasche
gemessen wurden. Die ermittelten RRSB-Kenngrößen unterscheiden sich des-
halb insbesondere im Steigungsmaß, siehe Tafeln B.3 und B.5, Anhang B.
Insgesamt ergab der Vergleich der Sieblinien, dass für jedes beliebige Gemisch
aus den Ausgangsmehlen die beschreibenden Kenngrößen Lageparameter x`
und Steigungsmaß n mit hinreichender Genauigkeit errechnet werden können.
Korndurchmesser x in µm
Siebdurchgang D in
M
.-%
1100
20
0
10
0,1
40
60
80
10
0
Serie ZIII.1/FA1
Serie KM4/KM5/FA1
Bild 5.6.4: Korngrößenver-
teilung von FA1 in unter-
schiedlichen Serien
61
5.6.1.4 Einfluss der Kornverteilung auf den Hohlraumgehalt
Bild 5.6.5, in dem das Steigungsmaß n über dem Lageparameter x` dargestellt
ist, gibt einen Überblick über die Bandbreite der Kornverteilungen der unter-
suchten Mehlkorngemische. In Bild 5.6.6 ist der gemessene kumulative Hohl-
raumgehalt über dem Lageparameter aufgetragen. Daraus geht hervor, dass die
Feinheit des Kornhaufwerks einen gewissen Einfluss auf die Porosität besitzt.
Hauptsächlich ist jedoch der Hohlraumgehalt vom Steigungsmaß abhängig.
Lageparameter x` in µm
Steigungs
m
aß n
0 5 10 15 20 30
25
0
0,4
0,8
1,2
2,0
1,6
KM1-KM5
KM4,5/GK1
KM4,5/FA1
Bild 5.6.5: Bandbreite der
Kornverteilungen
Lageparameter x` in µm
0 5 10 15 20 30
25
KM1-KM5
KM4,5/GK1
KM4,5/FA1
Hohlraum V in mm³/g
cum
200
300
400
500
600
Bild 5.6.6: Abhängigkeit des
Hohlraumgehalts vom La-
geparameter
62
Bild 5.6.7 zeigt den Einfluss des Steigungsmaßes auf den Hohlraumgehalt.
Darin ist zu erkennen, dass die glaskugelhaltigen Gemische bei annähernd glei-
cher Kornverteilungsbreite durchweg einen geringeren Hohlraumgehalt aufwei-
sen als reine gebrochenkörnige Mehlkornhaufwerke. Die Kalksteinmehl-
Flugaschegemische reihen sich zwischen die rein gebrochenkörnigen Korn-
haufwerke ein.
Steigungsmaß n
0,4 0,8 1,2 1,6 2,0
0
Hohlraum V in mm³/g
cum
200
300
400
500
600 KM1-KM5
KM4,5/GK1
KM4,5/FA1
Bild 5.6.7: Kumulativer
Hohlraum in Abhängigkeit
vom Steigungsmaß der
Kornverteilung
5.6.1.5 Einfluss des Hohlraumgehalts auf den Wasseranspruch und die Suspen-
sionseigenschaften
Der Wasseranspruch nach dem βp-Wert-Verfahren entspricht in guter Näherung
dem Sättigungswassergehalt eines Mehlkornhaufwerks und ist von dessen Hohl-
raumgehalt abhängig. Hinzu kommt ein Anteil, der von der Reaktivität des
Mehlkorns bestimmt wird. In Bild 5.6.8 ist der Zusammenhang zwischen dem
kumulativen Hohlraumgehalt und dem für die Hohlraumfüllung benötigten
Wasser-Feststoff-Volumenverhältnis nach dem βp-Wert-Verfahren dargestellt.
Da bei den vorliegenden Mehlkorngemischen in wässeriger Suspension keine
chemischen Reaktionen zu erwarten sind, sind das Wasser-Feststoff-
Volumenverhältnis für Sättigung und der Scherwiderstand primär vom Hohl-
raumgehalt der Mehlkornhaufwerke abhängig.
Die inerten Kalksteinmehl- und Glaskugelgemische sind zudem geschlossenpo-
rig, so dass nur der Einfluss des Hohlraumgehalts der Kornverteilung enthalten
ist. Ferner ist die Kornform der Kalksteinmehle in allen Fällen ähnlich der des
doppelt-gebrochenen Edelsplitts „ideal-gebrochen“, d. h. es finden sich kaum
63
plattige Körner, und die der Glaskugeln ideal-rund. Es besteht also eine direkte
Abhängigkeit des Wassergehalts für Sättigung βp vom Hohlraumgehalt.
Im Gegensatz dazu lässt sich bei den flugaschehaltigen Mehlkornhaufwerken
keine Abhängigkeit erkennen. Bemerkenswert an den Ergebnissen der Prüfun-
gen an den flugaschehaltigen Mehlkorngemischen ist, dass mit zunehmendem
Flugaschegehalt sich zwar der Wasseranspruch für Sättigung verringert, aber
der kumulative Hohlraumgehalt ansteigt. Dieses physikalisch widersprüchliche
Verhalten ist auf die variierende Kornform der Flugasche und auf die wahr-
scheinlichen Veränderungen der Flugaschestruktur während der Ermittlung des
Hohlraumgehalts mittels Quecksilberdruckporosimetrie zurückzuführen.
0,4 0,8 1,2 1,6 2,0
0
H
o
h
lrau
m
V
i
n
m
m
³/
g
cum
200
300
400
500
600
V /V für in Vol.-%
wp p
β
V = 364,69·ln( ) + 428,44
R² = 0,9081
cum, KM p
β
KM1-KM5
KM4,5/GK1
KM4,5/FA1
Bild 5.6.8: Kumulativer
Hohlraum in Abhängigkeit
vom Wasseranspruch nach
dem βp-Wert-Verfahren
Bild 5.6.9 zeigt den Einfluss der kumulativen Hohlraumvolumina der unter-
suchten Mehlkornhaufwerke auf die Scherwiderstände daraus hergestellter Sus-
pensionen. Das Wasser-Feststoff-Volumenverhältnis der Suspensionen betrug
jeweils 1,215. Zur indirekten Ermittlung der Hohlraumgehalte im Viskomat ist
anzumerken, dass aufgrund des niedrigen Wasseranspruchs der Glaskugeln und
der Flugaschen im Vergleich zu den Kalksteinmehlen die Suspensionen mit ho-
hen Glaskugel- und Flugaschegehalten unter den gewählten Randbedingungen
des Wasser-Feststoff-Volumenverhältnisses von Vw/Vp = 1,215 bei einer Bela-
stungsgeschwindigkeit von N = 10 Umdrehungen pro Minute zum Absetzen
neigten. Zur besseren Vergleichbarkeit der Ergebnisse und um diesen Effekt
weitgehend auszuschließen, wurde daher der Auswertezeitpunkt zur Ermittlung
der Scherwiderstände auf t = 12 Minuten vorverlegt, siehe Bild 5.5.3. Dies ist
vor dem Hintergrund, dass sich der Scherwiderstand von Suspensionen aus
64
Kalksteinmehl, Kalksteinmehl-Glaskugel und Kalksteinmehl-Flugasche-
Gemischen mit niedrigeren Glaskugel- und Flugaschegehalten über die Prüf-
dauer bei konstanter Belastungsgeschwindigkeit kaum verändert, akzeptabel.
Die Leime aus den Kalksteinmehlen und aus den Kalksteinmehl-
Glaskugelgemischen mit einem geringen Hohlraumgehalt bzw. βp-Wert wiesen
geringere Scherwiderstände auf als die Leime, die mit den hohlraumreicheren
Kornhaufwerken hergestellt wurden. Dagegen benötigten die hohlraumärmeren
Leime weniger Wasser für die Hohlraumfüllung und besaßen daher mehr Was-
ser für die Verflüssigung. Der Zusammenhang zwischen Sättigungswassergehalt
und Hohlraumvolumen, wie er aus Bild 5.6.8 hervorgeht, wird hierduch bestä-
tigt.
Die gute Abhängigkeit zwischen dem resultierenden Scherwiderstand und dem
kumulativen Hohlraumvolumen ist ebenfalls auf die günstige, geschlossenpori-
ge Kornform und auf das inerte System zurückzuführen. Weiterhin ist der Ein-
fluss der Kornform auf die Suspensionseigenschaften zu erkennen. So ist der
Scherwiderstand der glaskugelhaltigen Gemische im Vergleich zu den Kalk-
steinmehlgemischen bei gleichem Hohlraumgehalt reduziert. Die Abhängigkeit
zwischen dem resultierenden Scherwiderstand und dem kumulativen Hohlraum-
volumen ist ebenfalls auf die günstige, geschlossenporige Kornform und auf das
inerte Verhalten zurückzuführen.
Die flugaschehaltigen Zusammensetzungen hingegen zeigten hier ebenfalls ein
gegenläufiges Verhalten zwischen Sättigungswassergehalt und Hohlraumvolu-
men. Wie aus Bild 5.6.9 hervorgeht, wiesen die Leime aus den Kalksteinmehl-
Flugaschegemischen mit einem höheren Hohlraumgehalt analog zum Wasser-
Feststoff-Volumenverhältnis für Sättigung geringere Scherwiderstände auf.
Weiterhin ist der Einfluss der Kornform auf die Suspensionseigenschaften zu
erkennen. So ist der Scherwiderstand der flugaschehaltigen Gemische im Ver-
gleich zu den Kalksteinmehl- und Glaskugelgemischen bei gleichem Hohlraum-
gehalt geringer. Werden hingegen die Wasser-Feststoff-Volumenverhältnisse
für Sättigung wie in Bild 5.6.10 über dem resultierenden Scherwiderstand auf-
getragen, findet sich das erwartete Verhalten, dass mit Abnahme des βp-Wertes
bei konstanter Wasserdosierung der Scherwiderstand sinkt, auch für die fluga-
schehaltigen Korngemische wieder.
65
Scherwiderstand T in Nmm
50 100 150 200 2500
Hohlraum V in mm³/g
cum
200
300
400
500
600
V = 71,534·ln(T) + 152,02
R² = 0,9352
cum, KM
KM1-KM5
KM4,5/GK1
KM4,5/FA1
Bild 5.6.9: Kumulativer
Hohlraum in Abhängigkeit
vom Scherwiderstand
10 20 30 40 500
Scherwiderstand T in Nmm
0
0,4
0,8
1,2
1,6
V
/
V
für i
n
V
ol.-%
wp p
β
KM1-KM5
KM4,5/GK1
KM4,5/FA1
Bild 5.6.10: Wasseranspruch
nach dem βp-Wert-
Verfahren in Abhängigkeit
vom Scherwiderstand
5.6.1.6 Zusammenfassung
Ein Vergleich der gemessenen und der aus den Ausgangsmehlen berechneten
Kornverteilungen ergab eine Übereinstimmung von mindestens 97 %. Dies er-
laubt, aus den Ausgangskornverteilungen die granulometrischen Kenngrößen
Lageparameter x` und Steigungsmaß n für daraus hergestellte Gemische zu er-
rechnen.
Es konnte der Zusammenhang zwischen Kornverteilung und Hohlraumgehalt
sowie im Besonderen zwischen dem baupraktisch relevanten Wasseranspruch
66
nach dem βp-Wert-Verfahren und dem Hohlraumgehalt dargestellt werden. Der
Einfluss des Hohlraumgehalts auf das Verhalten daraus hergestellter Suspensio-
nen zeigte sich im gleichen Maße in den rheometrischen Untersuchungen und
konnte indirekt über den resultierenden Scherwiderstand ermittelt werden. Mit
Zunahme des Hohlraumvolumens des Mehlkornhaufwerks wurde mehr Wasser
für die Hohlraumfüllung benötigt und stand somit nicht für die weitere Verflüs-
sigung zur Verfügung. Daher stieg auch der Scherwiderstand mit zunehmenden
Hohlraumgehalt. Auf der anderen Seite wurde der Scherwiderstand mit zuneh-
mendem Anteil runder Körner im Vergleich zu den gebrochenkörnigen Misch-
haufwerken bei gleichem Hohlraumgehalt reduziert. Die vielseitige Erschei-
nungsform der Flugasche erschwerte ihre granulometrische Charakterisierung.
Insbesondere konnte das Haufwerksvolumen der flugaschehaltigen Mehlkorn-
haufwerke mit steigendem Flugascheanteil mit allen durchgeführten Verfahren
nur schwer ermittelt werden, da auch alle zugänglichen „inneren Hohlräume“
erfasst wurden. Die Quecksilberdruckporosimetrie war nicht geeignet, das
Haufwerksvolumen von flugaschehaltigen Mehlkornhaufwerken zu bestimmen,
da nicht ausgeschlossen werden konnte, dass sich die Struktur der Flugasche-
körner während der Prüfung verändert. Die Quantifizierung des Hohlraumge-
halts flugaschehaltiger Mehlkornhaufwerke konnte lediglich durch die Ermitt-
lung des Wasser-Feststoff-Volumenverhältnisses für Sättigung mit dem βp-
Wert-Verfahren und indirekt über den Scherwiderstand bei konstanter Wasser-
dosierung hinreichend genau erfolgen.
Das Bild 5.6.11 zeigt zusammenfassend den Einfluss des Steigungsmaßes auf
den Wasseranspruch nach dem βp-Wert-Verfahren. In hinreichender Näherung
kann der Wert des Wasser-Feststoff-Volumenverhältnisses für Sättigung bei den
gebrochenkörnigen Gemischen entsprechend der im Bild angegebenen Glei-
chung aus dem Steigungsmaß berechnet werden. Mit zunehmendem Anteil ku-
geliger Körner ist dieser Wert dann zu reduzieren. Für Flugaschen beträgt dieser
Faktor je nach Flugaschegehalt bis zu 20 %.
67
0
0,4
0,8
1,2
2,0
1,6
Steigungsmaß n
0,4 0,8 1,2 1,6 2,0
0
V
/
V
für i
n
V
ol.-%
wp p
β
β
p
,KM
= 1,101·ln(n) + 1,0741
R² = 0,8593
KM1-KM5
KM4,5/GK1
KM4,5/FA1
Bild 5.6.11: Wasseranspruch
nach dem βp-Wert-
Verfahren in Abhängigkeit
vom Steigungsmaß
5.6.2 Reaktive mehlfeine Stoffe und Mehlkorngemische
5.6.2.1 Allgemeines
Die aus den Korngrößenverteilungen berechneten RRSB-Kenngrößen Stei-
gungsmaß und Lageparameter, die ermittelten Wasser-Feststoff-Volumen-
verhältnisse Vw/Vp für βp, der gemessene Porenraum und der über den Queck-
silberverbrauch bestimmte kumulative Hohlraumgehalt sowie die indirekt über
den Scherwiderstand ermittelten Hohlraumgehalte der Mehlkornhaufwerke aus
den gebrochenkörnig-reaktiven Mehlkorntypen ZI.2/KM5 sind in Tafel B.4 und
die aus den gemischtkörnig-reaktiven Mehlkorntypen ZIII.1/FA1 sind in Tafel
B.5, jeweils im Anhang B, enthalten.
Zur Bewertung der Untersuchungen an den reaktiven mehlfeinen Stoffen, so-
wohl der gebrochenkörnigen als auch der gemischtkörnigen, wurden die Ergeb-
nisse mit den Ergebnissen an den mehlfeinen Stoffen aus Abschnitt 5.6.1 zu-
sammengefasst. Dadurch kann der Einfluss der Kornform und der Reaktivität
besser dargestellt werden.
5.6.2.2 Optische Charakterisierung
Bild 5.6.12 zeigt den Portlandzement ZI.2 bei 2500-facher Vergrößerung. Die
Kornform entspricht der der Kalksteinmehle und ist ebenfalls kubisch gebro-
chen. Das Bild 5.6.13 zeigt den Hochofenzement ZIII.1 ebenfalls bei 2500-
facher Vergrößerung. Darauf sind gut die scharfkantigen, zum Teil porösen
68
Hüttensandkörner zu erkennen. Das Kalksteinmehl KM5 ist bereits in Bild 5.6.2
und die Flugasche FA1 in Bild 5.6.3 dargestellt.
Bild 5.6.12: ZI.2 bei 2500-facher Vergrößerung Bild 5.6.13: ZIII.1 bei 2500-facher Vergröße-
rung
5.6.2.3 Sieblinien
Aus den gemessenen Sieblinien der Ausgangsstoffe ZI.2 und KM5 sowie ZIII.1
und FA1 wurden die resultierenden Sieblinien der entsprechenden Mehlkorn-
gemische errechnet. Der Vergleich der gemessenen Sieblinien mit den berech-
neten ergab in allen Fällen eine Übereinstimmung von mindestens 98 %.
5.6.2.4 Einfluss der Kornverteilung auf den Hohlraumgehalt
Bild 5.6.14 zeigt die Bandbreite der Kornverteilungen der untersuchten mehlfei-
nen Stoffe. Dargestellt ist das Steigungsmaß n über dem Lageparameter x`. In
Bild 5.6.15 ist der gemessene kumulative Hohlraumgehalt über dem Lagepara-
meter aufgetragen. Ebenfalls gilt für die reaktiven Mehlkorntypen, dass die
Feinheit des Kornhaufwerks einen gewissen Einfluss auf die Porosität besitzt.
Hauptsächlich ist jedoch der Hohlraumgehalt vom Steigungsmaß abhängig, sie-
he Bild 5.6.16. Bei Gemischen mit hohen Flugaschegehalten von über 50 % sind
die strukturbedingten Ungenauigkeiten bei der Bestimmung des kumulativen
Hohlraumgehalts zu beachten.
69
Lageparameter x` in µm
Steigungs
m
aß n
0 5 10 15 20 30
25
0
0,4
0,8
1,2
2,0
1,6
KM1-KM5
KM4,5/GK1
KM4,5/FA1
ZI.2/KM 5
ZIII.1/FA 1
inert
reaktiv
Bild 5.6.14: Bandbreite der
Kornverteilungen
Lageparameter x` in µm
0 5 10 15 20 30
25
Hohlraum V in mm³/g
cum
200
300
400
500
600 KM1-KM5
KM4,5/GK1
KM4,5/FA1
ZI.2/KM 5
ZIII.1/FA 1
inert
reaktiv
Bild 5.6.15: Abhängigkeit
des Hohlraumgehalts vom
Lageparameter
70
Steigungsmaß n
0,4 0,8 1,2 1,6 2,0
0
Hohlraum V in mm³/g
cum
200
300
400
500
600
KM1-KM5
KM4,5/GK1
KM4,5/FA1
ZI.2/KM 5
ZIII.1/FA 1
inert
reaktiv
Bild 5.6.16: Kumulativer
Hohlraum in Abhängigkeit
vom Steigungsmaß der
Kornverteilung der mehlfei-
nen Stoffe
5.6.2.5 Einfluss des Hohlraumgehalts auf den Wasseranspruch und die Suspen-
sionseigenschaften
Bei den inerten, geschlossenporigen Mehlkorngemischen sind sowohl bei den
gebrochenkörnigen Kalksteinmehlen als auch bei den gemischtkörnigen Kalk-
steinmehl-Glaskugelgemischen das Wasser-Feststoff-Volumenverhältnis für
Sättigung und der Scherwiderstand primär vom Hohlraumgehalt abhängig. In
Bild 5.6.17 ist die Abhängigkeit des Wasser-Feststoff-Volumenverhältnisses für
Sättigung vom kumulativen Hohlraumgehalt für die inerten und reaktiven
Mehlkornhaufwerke dargestellt. Darauf ist der Einfluss der Reaktivität der Ze-
mente zu erkennen. Da die Ausgangsstoffe ZI.2 und KM5 in ihrer Kornform
und Kornverteilung sehr ähnlich sind, veränderte sich der Hohlraum bei gegen-
seitigem Austausch kaum. Bei nahezu unverändertem Hohlraumgehalt stieg das
Wasser-Feststoff-Volumenverhältnisses für Sättigung nach dem βp-Wert-
Verfahren von 0,722 (KM5) auf 1,084 (ZI.2), siehe Tafel B.4, Anhang B. Diese
Zunahme kennzeichnet den Wasserbedarf für die Anfangsreaktionen der Calci-
umaluminat-Phasen des Zements nach Wasserzugabe sowie den Einschluss von
Wasser durch die Agglomeration der unterschiedlich geladenen Zementpartikel.
Ebenso ist der Wasserbedarf für Sättigung von ZIII.1 größer, als es der kumula-
tive Hohlraum erwarten ließe. Im Vergleich zu ZI.2 ist die Abweichung jedoch
nicht so groß, da der Klinkeranteil von ZIII.1 nur 36 M.-% beträgt, siehe Tafel
A.1, Anhang A, und der Hüttensand in diesem Stadium als inert betrachtet wer-
den kann.
71
0,4 0,8 1,2 1,6 2,0
0
H
o
h
lrau
m
V
i
n
m
m
³/
g
cum
200
300
400
500
600
V /V für in Vol.-%
wp p
β
V = 364,69·ln( ) + 428,44
R² = 0,9081
cum, KM p
β
KM1-KM5
KM4,5/GK1
KM4,5/FA1
ZI.2/KM 5
ZIII.1/FA 1
inert
reaktiv
Bild 5.6.17: Kumulativer
Hohlraum in Abhängigkeit
vom Wasseranspruch nach
dem βp-Wert-Verfahren
Der Zusammenhang zwischen dem Hohlraumvolumen und dem Einfluss der
Kornform sowie der Reaktivität auf die Suspensionseigenschaften lässt sich
auch aus Bild 5.6.18 ableiten. Es zeigt den Einfluss der kumulativen Hohlraum-
volumina der untersuchten Mehlkorngemische auf die Scherwiderstände daraus
hergestellter Suspensionen. Obwohl die Hohlraumgehalte der Leime nahezu
identisch waren, wiesen die zementhaltigen Kornhaufwerken (ZI.2–KM5 mit
nahezu gleichen Hohlraumgehalten sowie ZIII.1) höhere Scherwiderstände auf
als die Leime, die mit inerten Kornhaufwerken hergestellt wurden. Dieser Zu-
sammenhang bestätigt die oben dargestellten Abweichungen des Wasseran-
spruchs für Sättigung bei gleichem Hohlraumgehalt mit zunehmender Reaktivi-
tät. Es ist ebenfalls darauf zurückzuführen, dass ein Teil des Wassers neben der
Hohlraumfüllung auch für die Calciumaluminatreaktion benötigt wird und daher
nicht für die Verflüssigung zur Verfügung steht.
72
Scherwiderstand T in Nmm
50 100 150 200 2500
Hohlraum V in mm³/g
cum
200
300
400
500
600
KM1-KM5
KM4,5/GK1
KM4,5/FA1
ZI.2/KM 5
ZIII.1/FA 1
inert
reaktiv
Bild 5.6.18: Kumulativer
Hohlraum in Abhängigkeit
vom Scherwiderstand der
Mehlkornhaufwerke in Sus-
pension
5.6.2.6 Zusammenfassung
Ebenso wie in den vorherigen Serien geht aus den Untersuchungen an den reak-
tiven mehlfeinen Stoffen hervor, dass die die Kornverteilung beschreibenden
Kenngrößen Lageparameter x` und Verteilungsbreite n für jede binäre Zusam-
mensetzung aus den zwei Ausgangskornhaufwerken errechnet werden können.
Die Gemische aus dem Portlandzement ZI.2 und dem Kalksteinmehl KM5
zeigten eine gute Abhängigkeit zwischen dem Steigungsmaß n und dem kumu-
lativen Hohlraumgehalt. Sie reihten sich in die Ergebnisse aus den Prüfungen an
den reinen Kalksteinmehlgemischen ein, da diese Untersuchungen hauptsäch-
lich von der Kornform abhängen und diese in beiden Fällen ideal-gebrochen und
geschlossenporig war, siehe auch Bild 5.6.19. Die Gemische aus dem Hoch-
ofenzement ZIII.1 und der Flugasche FA1 streuten aufgrund der Probleme bei
der Bestimmung des kumulativen Hohlraumgehalts flugaschehaltiger Korn-
haufwerke mit zunehmendem Flugaschegehalt stärker. Dagegen reihte sich
ZIII.1 in guter Näherung in die gebrochenkörnigen Mehlkornhaufwerke ein.
Dabei ist zu beachten, dass die Hüttensandkörner nicht ideal-gebrochen sondern
plattig und scharfkantig-gebrochen sind und mit einem Gehalt von 64 M.-% die
größte Fraktion darstellen, siehe Bild 5.6.13. Insgesamt fällt es für die Kombi-
nation aus Hochofenzement und Flugasche schwerer, aus vorgeprüften Parame-
tern Aussagen zum Wasseranspruch und zum Verhalten in Suspenion zu treffen,
da die granulometrische Erscheinungsform (kompakt-gebrochen, scharfkantig-
plattig, geschlossen- und offenporig) zu vielseitig ist. Dies ist besonders gut im
Bild 5.6.20 zu erkennen.
73
Bild 5.6.19: Gemisch aus Z I.2 (46 V.-%) und KM5 (54 V.-%) bei 500-facher Vergrößerung (links)
und bei 2500-facher Vergrößerung (rechts)
Bild 5.6.20: Gemisch aus Z III.1 (42 V.-%) und FA1 (58 V.-%) bei 500-facher Vergrößerung (links)
und bei 2500-facher Vergrößerung (rechts)
Dadurch dass bei Austausch des Portlandzements ZI.2 durch das Kalksteinmehl
KM5 sich der Hohlraumgehalt kaum veränderte, konnte in den Untersuchungen
zum Einfluss des Hohlraumgehalts auf den Wasseranspruch und die Suspensi-
onseigenschaften mit zunehmendem Zementgehalt der Einfluss der ersten Lö-
sungsreaktionen aufgezeigt werden. Aufgrund des reduzierten Klinkergehalts
des Hochofenzements ZIII.1 war der Wasserbedarf für die Reaktionsprodukte
nicht so hoch wie bei dem Einsatz von Portlandzementen. ZIII.1 verhielt sich in
guter Näherung wie das Zement-Kalksteinmehlgemisch mit vergleichbarem
Klinkeranteil (ZI.2/KM5 40/60).
Bild 5.6.21 zeigt zusammenfassend den Einfluss des Steigungsmaßes als Krite-
rium für den Hohlraumgehalt auf den Wasseranspruch des Kornhaufwerks nach
dem βp-Wert-Verfahren in Abhängigkeit von der Kornform und der Reaktivität.
74
Im Vergleich zu den Kalksteinmehlen, die aufgrund ihrer Struktur (inert, ge-
schlossenporig, ideal-gebrochenkörnig) als Referenz-Haufwerke dienen, ist der
aus dem Steigungsmaß berechnete Wert βp,KM bei den gebrochenkörnigen, reak-
tiven Gemischen mit zunehmendem Zementanteil um bis zu 20 % zu erhöhen.
Dagegen ist βp,KM bei gemischtkörnigen, reaktiven Kornhaufwerken mit zuneh-
mendem Anteil runder Kornform um bis zu 20 % zu reduzieren. Für die Kom-
bination aus Hochofenzement ZIII.1 und Flugasche FA1 hebt sich der Einfluss
der Reaktivität des Klinkers gegen den Einfluss der Kornform nahezu auf.
0
0,4
0,8
1,2
2,0
1,6
Steigungsmaß n
0,4 0,8 1,2 1,6 2,0
0
V
/
V
für i
n
V
ol.-%
wp p
β
β
p
,KM
= 1,101·ln(n) + 1,0741
R² = 0,8593
KM1-KM5
KM4,5/GK1
KM4,5/FA1
ZI.2/KM 5
ZIII.1/FA 1
inert
reaktiv
Bild 5.6.21: Wasseranspruch
nach dem βp-Wert-
Verfahren in Abhängigkeit
vom Steigungsmaß
5.7 Abschätzungung des Startwassergehalts
Die experimentelle Ermittlung des Mindestwassergehalts über das Wasser-
Feststoff-Volumenverhältnis für Sättigung βp stellt nach der Methode Okamura
den Ausgangswert für die empirische Rezepturentwicklung dar. Für die sich an-
schließende Betonoptimierung empfiehlt Okamura, bei Verwendung C2S-
reicher und C3A-armer Zemente sowie Kalksteinmehl als Füller, den βp-Wert
um 10 bis 20 % zu vermindern [Oka95].
Werden hingegen herkömmliche Zemente und Zusatzstoffe verwendet, muss in
Abhängigkeit von der Zusammensetzung und der Reaktivität des Mehlkorns
sowie der Wirkungsweise des gewählten Fließmittels der Wassergehalt unter
Berücksichtigung des gewünschten Verarbeitbarkeitsverlaufs reduziert oder
auch erhöht werden, siehe Abschnitt 3.3.3.
75
Um den Startwassergehalt aus vorgeprüften granulometrischen Kenngrößen für
die weitere Betonoptimierung abzuschätzen, wird im Rahmen dieser Arbeit fol-
gende Vorgehensweise vorgeschlagen. Dazu wird der Startwassergehalt βp*
analog zum βp–Wert als volumenbezogenes Wasser-Feststoff-Volumen-
verhältnis eingeführt. Das aus den hier durchgeführten granulometrischen Un-
tersuchungen abgeleitete Bild 5.7.1 kann zur Bestimmung von βp* verwendet
werden. Dargestellt ist der Startwassergehalt βp* in Abhängigkeit vom Stei-
gungsmaß des verwendeten Mehlkornhaufwerks.
V /V für in Vol.-%
wp p
β
*
0,81,01,21,4
0,6
0,4
0,6
0,8
1,2
1,6
Steigungsmaß n
zunehmend reaktiv,
gebrochenkörnig
reaktiv,
zunehmend rundkörnig
β
p
,n
= 1,1·ln(n) + 1,07
1,0
1,4 inert,
gebrochen-
körnig
→ β
p,n
β
p,n
A
B
Bild 5.7.1: Diagramm zur
Abschätzung des Startwas-
sergehalts βp* für die weite-
re Betonoptimierung in Ab-
hängigkeit des Steigungs-
maßes sowie der Zusam-
mensetzung des Mehlkorns
Im ersten Schritt ist der Wert βp,n über das Steigungsmaß des Kornhaufwerkes
mit der im Bild 5.7.1 angegebenen Gleichung zu berechnen. Man erhält den
Grundwert für ein ideal-gebrochenkörniges Mehlkornhaufwerk. Je nach tat-
sächlicher Zusammensetzung des Mehlkornhaufwerks ist der Grundwert βp,n mit
steigendem Klinkeranteil und somit erhöhter Reaktivität zu erhöhen, siehe Fall
A in Bild 5.7.1, beziehungsweise mit steigendem Flugaschegehalt und zuneh-
mend runder Kornform zu verringern, siehe Fall B in Bild 5.7.1. Der Startwas-
sergehalt βp* für die weitere Betonoptimierung kann dann abgeschätzt werden.
Die grau hinterlegte Fläche markiert den Kernbereich der sich in der Regel er-
gebenden optimalen Wassergehalte für die hauptsächlich verwendeten Mehl-
kornzusammensetzungen selbstverdichtender Betone bei einem Zement-
Kalksteinmehl- bzw. Zement-Flugasche-Verhältnis von rund 50/50 Vol.-%.
76
6 Untersuchungen zur Verflüssigung zementhaltiger Suspen-
sionen
6.1 Allgemeines
Nach der Ermittlung des Startwassergehalts für die Betonoptimierung können
die Frischbetoneigenschaften durch Wasser und Fließmittel gesteuert werden.
Der zeitliche Verlauf der Verarbeitbarkeit wird von den Wechselwirkungen des
gewählten Mehlkorn-Fließmittelsystems sowie von der Temperatur beeinflusst.
Um das Verflüssigungsverhalten schematisch abzubilden, wurden Untersuchun-
gen an Zementleimen, Mörteln und Betonen durchgeführt.
Untersuchungen zur Wirkungsweise ausgewählter Fließmittel an Leim- und
Mörtelsystemen im Abschnitt 6.2 dienten dazu, Fehlreaktionen mit den mehlfei-
nen Stoffen im Vorfeld zu vermeiden sowie Hinweise zur Dispergierbarkeit und
Dispegierungszeit zu erhalten. Aufgrund der Vielzahl und der großen Variati-
onsmöglichkeiten bei der Herstellung von Polycarboxylatethern konnten im
Rahmen dieser Arbeit nur orientierende Prüfungen mit typischen Vertretern der
neuen Fließmittel durchgeführt werden.
Die Verflüssigung selbstverdichtender Mörtel und Betone wurde durch Variati-
on des Wasser- und Fließmittelgehalts in den Abschnitten 6.3 und 6.4 unter-
sucht, um grundsätzliche Zusammenhänge zwischen der Zusammensetzung, den
Verarbeitbarkeitseigenschaften und den Prüfgrößen abzuleiten.
Um die Kenntnisse über den Einfluss der Temperatur auf die Verflüssigung
selbstverdichtender Mörtel und Betone zu erweitern, wurden Untersuchungen in
unterschiedlichen Temperaturbereichen durchgeführt, siehe Abschnitt 6.5.
6.2 Wirkungsweise ausgewählter Fließmittel in Leim- und Mörtelsyste-
men
6.2.1 Allgemeines
Der Einfluss verschiedener betonverflüssigender Wirkstoffe auf das Ansteifver-
halten rheologisch optimierter Mörtel wurde über Mörtelausbreitmaße nach
Haegermann zu verschiedenen Zeitpunkten ermittelt. Um die Wirkungsweise
der Zement-Fließmittelkombinationen in den Mörteln besser vergleichen zu
können, wurden zwei Randbedingungen festgelegt: Zum einen wurde jedem
Mörtel die gleiche Menge rheologisch wirksames Wasser für die Verflüssigung
zur Verfügung gestellt. Zum anderen entsprach der Fließmittelgehalt im Mörtel
der Sättigungsdosierung des zugehörigen Zementleimes.
77
6.2.2 Verwendete Fließmittel
Für die Untersuchungen zur Wirkungsweise der Polycarboxylatether wurden
drei in ihrer Struktur unterschiedlich zusammengesetzte, handelsübliche Poly-
carboxylatether ausgewählt. Zusätzlich wurden zwei klassische, anionische Po-
lykondensat-Fließmittel auf der Wirkstoffbasis von Natriumnaphthalinsulfonat
und Natriummelaminsulfonat in die Untersuchungen einbezogen, um die Wir-
kungsweise der Polycarboxylatether mit bekannten Wirkungsmechanismen ver-
gleichen zu können. Eine Übersicht der eingesetzten Fließmittel gibt Tafel 6.2.1.
Tafel 6.2.1: Übersicht der verwendeten Fließmittel
Schlüsselnummer Wirkstoff Hauptkette Seitenkette
PCE 1 Polycarboxylatether lang Mittel
PCE 2 Polycarboxylatether kurz Lang
PCE 3 Polycarboxylatether kurz Kurz
NNS Natriumnaphthalinsulfonat - -
NMS Natriummelaminsulfonat - -
6.2.3 Physikalische Charakterisierung der Fließmittel
Zur physikalischen Charakterisierung der Fließmittel wurden jeweils der Fest-
stoffgehalt durch Abdampfen, die Dichte, der pH-Wert und der Brechungsindex
sowie die Oberflächenspannung bestimmt. Zusätzlich wurden die Infrarot-
Spektren der Fließmittel ermittelt. Die Ergebnisse sind in Tafel C.1, Anhang C,
enthalten. Die Bilder C.1 bis C.5, Anhang C, zeigen die IR-Spektren der unter-
suchten Fließmittel.
6.2.4 Untersuchungen zum Sättigungsverhalten der Fließmittel in Zementlei-
men
Die maßgeblichen Einflussgrößen für das Zusammenwirken der Zemente und
der Zusatzmittel sind vor allem der Gehalt an löslichem Alkalisulfat der Ze-
mente sowie die Art und Struktur der Fließmittelmoleküle, siehe Abschnitt 3.4.
78
Die Wirkungsweisen der fünf ausgewählten Fließmittel wurden in Kombination
mit folgenden drei Portlandzementen ZI.1, ZI.2 und ZI.3 ermittelt, siehe Ab-
schnitt 5.2.1. Sie unterschieden sich hauptsächlich durch den Gehalt an Alkali-
en, siehe Tafel A.1, Anhang A. In erster Näherung wurde das Natriumäquivalent
des Zements als Maß für den Gehalt an löslichem Alkalisulfat herangezogen.
Zur Beschreibung der Fließmittelstrukturen wurden Herstellerangaben verwen-
det. Um die Wirkung der Fließmittel besser untereinander vergleichen zu kön-
nen, wurde die Annahme getroffen, dass der Wirkstoffgehalt des Fließmittels
dem Feststoffgehalt entspricht, der gemäß DIN EN 480-8 durch Abdampfen be-
stimmt werden kann, siehe Tabelle C.1, Anhang C.
Um sicherzustellen, dass jedem Zementleim bzw. Mörtel die gleiche Menge
rheologisch wirksames Wasser für die Verflüssigung zur Verfügung stand,
richtete sich der Gesamtwassergehalt nach dem Wasseranspruch des jeweiligen
Zements zur Erzielung der Normsteife nach DIN EN 196-3. Der Gesamtwasser-
gehalt der Leime wurde dann aus dem Wasseranspruch des Zements plus 100 g
Wasser pro 1000 g Zement bestimmt. Die zusätzliche Wassermenge von 100 g
war notwendig, um eine ausreichende Verarbeitbarkeit zu erhalten. Der Ge-
samtwassergehalt war jedoch noch so niedrig, dass eine geeignete Menge
Fließmittel zudosiert werden konnte und es nicht zu Sedimentationserscheinun-
gen kam. Tafel 6.2.2 zeigt die Gesamtwassergehalte für die untersuchten Ze-
mente.
Tafel 6.2.2: Gesamtwassergehalte der Leime in Abhängigkeit vom Zement
Wasseranspruch für Normsteife Gesamtwassergehalt bezogen
auf 1000 g Zement
Schlüsselnummer
M.-% v. z g
Z I.1 25,5 355
Z I.2 26,0 360
Z I.3 29,0 390
Der Wassergehalt des Fließmittels wurde auf den Gesamtwassergehalt ange-
rechnet. Die Fließmittel wurden von der Nullmischung ohne Zusatzmittel in
Schritten von 0,25 M.-% vom Zementgewicht (M.-% v. z) bis 2,0 M.-% v. z zu-
79
dosiert. Daher ergab sich der jeweilige Zugabewassergehalt unter Berücksichti-
gung des Fließmittels bei einem Zementgehalt von 1000 g zu:
w =
Zugabe
[
[
+ 0,1 -
(
(
1 - · FM
i
· 1000 in g
W
A
100
FS
100
mit WA Wasseranspruch des Zements für Normsteife in M.-% v. z
FMiFließmittelgehalt für Dosierung i in M.-% v. z
FS Feststoffgehalt des Fließmittels in M.-% v. FM
Die Sättigungsdosierung der Fließmittel wurde mit dem Rotationsrheometer be-
stimmt, siehe Abschnitt 5.5.6. Die Lagerung der Ausgangsstoffe sowie die Her-
stellung und die Prüfung der Leime erfolgte in einem klimatisierten Labor bei
20 °C. Zur Herstellung der Leime kam ein Mörtelmischer nach DIN EN 196-1
zum Einsatz. Tafel 6.2.3 zeigt die verwendete Mischreihenfolge.
Tafel 6.2.3: Verwendete Mischreihenfolge
Aktion Zeit Mischintensität
Wasserzugabe, dann mischen 30 s Stufe I
Fließmittelzugabe, dann mischen 30 s Stufe I
Mischunterbrechung: Leim mit Löffel durchstreifen,
Wände abstreifen 30 s -
Intensiv mischen 90 s Stufe II
Während der Ermittlung des Sättigungspunktes im Rotationsrheometer wurde
die Temperatur des Prüfgutes durch den Kryostat konstant bei 20 °C gehalten.
Das verwendete Messprofil und der Auswertezeitpunkt sind in Bild 6.2.1 darge-
stellt.
80
Zeit t in min
10 40
B
e
lastu
n
gsg
e
schw. N i
n
1/
m
i
n
40
0200
80
120
160
30
Auswertungszeitpunkt
Bild 6.2.1: Verwendetes
Messprofil und Auswer-
tungszeitpunkt zur Bestim-
mung des Sättigungspunktes
Die im Rotationsrheometer ermittelten Sättigungsdosierungen der untersuchten
Zement-Fließmittelkombinationen sind als Wirkstoffgehalt WS in M.-% bezo-
gen auf das Zementgewicht in Tafel C.2, Anhang C, zusammengestellt.
6.2.5 Untersuchungen zum Ansteifverhalten von Mörteln in Abhängigkeit vom
Fließmittel
Die Charakterisierung der Wirkungsweise der ausgewählten Fließmittelarten er-
folgte über die Ermittlung der zeitabhängigen Mörtelausbreitmaße.
Die Leime der optimierten Mörtel waren entsprechend der Leime zur Bestim-
mung des Sättigungsverhaltens im Rotationsrheometer mit der Wirkstoffdosie-
rung für Sättigung zusammengesetzt. Das Leimvolumen betrug für alle Mörtel
Vl = 500 ml. Als Gesteinskörnung wurde Viscocorder-Testsand in der Fraktion
0,08 bis 1,0 mm der Normensand GmbH, Beckum, eingesetzt. Die Zusammen-
setzungen der Mörtel sind in der Tafel C.3, Anhang C, enthalten.
Die Lagerung der Ausgangsstoffe sowie die Herstellung und die Prüfung der
Leime erfolgte in einem klimatisierten Labor bei 20 °C. Es wurde die gleiche
Mischreihenfolge wie unter 6.2.4 verwendet, jedoch vorher der Zement und der
Sand auf Stufe I 20 Sekunden vorhomogenisiert. Das Mörtelausbreitmaß wurde
unmittelbar nach Mischungsende, nach 5, 15, 30, 45, 60 Minuten und dann im
Abstand von jeweils 30 Minuten ermittelt. Die Prüfung wurde abgebrochen,
wenn ein Ausbreitmaß von rund 12 cm erreicht wurde. Damit an einer einzelnen
Mörtelmischung nicht öfter als vier mal das Ausbreitmaß ermittelt wird, wurden
81
mindestens vier Mörtelproben hergestellt, die dann abwechselnd zu unter-
schiedlichen Prüfzeitpunkten verwendet wurden. Zwischen den Prüfungen wur-
den die Töpfe mit den Mörtelproben mit feuchten Tüchern abgedeckt.
Zur Ermittlung der Mörtelausbreitmaße wurde der Rütteltisch nach Haegermann
gemäß DIN 1164 (Ausgabe 1958) mit Spiegelglasplatte verwendet. Der Mörtel
wurde vor der Prüfung mit einem Löffel aufgerührt und beim Einfüllen in den
Mörtelsetztrichter mit einem Stampfer leicht verdichtet. Die Mörtelausbreitma-
ße wurden nach 15 Schlägen mit einer Schieblehre in zwei Richtungen recht-
winkelig zueinander gemessen und auf 0,1 cm gerundet angegeben.
Die ermittelten Ausbreitmaße für die Anfangsverflüssigung sowie die Dauer der
Verflüssigung für alle Zement-Fließmittelkombinationen sind in der Tafel C.4,
Anhang C, angegeben.
6.2.6 Bewertung der Ergebnisse
6.2.6.1 Allgemeines
Die Eigenschaften der unterschiedlichen Zement-Fließmittelkombinationen
wurden über die Kriterien Wirkstoffgehalt für Sättigung, Grad der Dispergie-
rung am Sättigungspunkt, Anfangsverflüssigung des Mörtelsystems und Ver-
flüssigungsdauer des Mörtels bewertet.
6.2.6.2 Einfluss des Fließmittels auf das Sättigungsverhalten von Zementleim
In Bild 6.2.2 sind die Wirkstoffgehalte für Sättigung über den Fießmitteln für
die drei Zemente aufgetragen. Die Reihenfolge der Fließmittel ist frei gewählt.
Die Verbindungslinien dienen nur der Orientierung und zur besseren Unter-
scheidung der drei Zemente.
Der Portlandzement ZI.1 mit einem niedrigen Natriumäquivalent von 0,56 M.-
% zeigte in allen Fällen den geringsten Wirkstoffbedarf für Sättigung. ZI.3 mit
einem hohen Natriumäquivalent von 1,17 M.-% hingegen benötigte stets die
höchsten Wirkstoffgehalte, um die Sättigungsdosierung zu erreichen. ZI.2 mit
einem mittleren Natriumäquivalent von 0,74 M.-% reihte sich zwischen ZI.1
und ZI.3 ein.
82
WS für Sättigung in M.-% v. z
0,1
0,0
0,2
0,3
0,4 ZI.1
ZI.2
ZI.3
Fließmittel
PCE 1 PCE 2 PCE 3 NNS NMS
Bild 6.2.2: Wirkstoffgehalt
für Sättigung aller Portland-
zement Fließmittelkombi-
nationen
Das Fließmittel PCE 1 verfügte mit der langen Hauptkette und den mittellangen
Seitenketten über ein dichteres elektrostatisches Belegungspotential und sättigte
mit der geringsten Wirkstoffmenge die ausgewählten Zemente nahezu in der
gleichen Dosierung ab. Die Sättigungsdosierung mit PCE 3 war für alle Ze-
mente ebenfalls nahezu gleich, hingegen wurde die doppelte Wirkstoffmenge im
Vergleich zu PCE 1 benötigt. Dies kann vermutlich auf die kurze Hauptkette zu-
rückgeführt werden, die ein geringeres Oberflächenbelegungspotential aufweist.
PCE 2 zeigte mit den Portlandzementen ZI.1 und ZI.2 das gleiche Sättigungs-
verhalten wie PCE 1. Mit dem alkalireicheren Portlandzement ZI.3 wurde je-
doch ein größerer Wirkstoffgehalt für Sättigung benötigt, der dem des Fließ-
mittels PCE 3 entsprach. Die klassischen anionischen Fließmittel NNS und
NMS zeigten mit allen Zementen das bekannte Sättigungsverhalten. Beide anio-
nischen Fließmittel wirkten in Verbindung mit dem Portlandzement ZI.3 in ge-
ringen Dosierungen bis rund 0,1 M.-% v. z als Brückenbildner. Eine Zugabe ge-
ringer Mengen verstärkte daher die Agglomeration der Zementpartikel in Sus-
pension, so dass der Scherwiderstand sich kaum verringerte oder sogar leicht
anstieg.
Bild 6.2.3 zeigt die Scherwiderstände am Sättigungspunkt der verschiedenen
Zementleime in Abhängigkeit der untersuchten Fließmittel.
Der Portlandzement ZI.1 zeigte in allen Fällen den geringsten Scherwiderstand
am Sättigungspunkt, ZI.3 den höchsten. ZI.2 reihte sich, abgesehen von der
Kombination mit PCE 2, zwischen ZI.1 und ZI.3 ein. Aus dem Bild geht hervor,
83
dass der jeweilige Zement in Suspension von jedem Fließmittel ab der Wirk-
stoffdosierung für Sättigung nahezu im gleichen Maße dispergiert wurde.
Scherwiderstand T in Nmm
20
0
40
60
80
Fließmittel
PCE 1 PCE 2 PCE 3 NNS NMS
ZI.1
ZI.2
ZI.3
Bild 6.2.3: Scherwiderstand
T bei voller Dispergierung
(Sättigungsdosierung) für
alle Zement-Fließmittel-
Kombinationen
6.2.6.3 Einfluss des Fließmittels auf die zeitabhängige Verflüssigung von Mör-
tel
Zur Bewertung der zeitabhängigen Verflüssigungswirkung wurden das Mörte-
lausbreitmaß a0 unmittelbar nach Mischungsende (Anfangsausbreitmaß) sowie
der Prüfzeitpunkt, an dem der Mörtel nur noch ein Ausbreitmaß von rund 12 cm
erreichte, zur Charakterisierung der Verflüssigungsdauer herangezogen.
In Bild 6.2.4 sind die Mörtelausbreitmaße a0 in Abhängigkeit vom untersuchten
Fließmittel aufgetragen. Die Anfangsausbreitmaße der Zement-
Fließmittelkombinationen spiegelten das rheometrische Verhalten der Scherwi-
derstände am Sättigungspunkt. So zeigten die Mörtel aus den Leimen mit den
niedrigsten Scherwiderständen (in der Reihenfolge ZI.1, ZI.2 und ZI.3) in der
Regel ebenfalls die höchsten Ausbreitmaße. Die anionischen Fließmittel ver-
flüssigten die Mörtel mit der Sättigungsdosierung unmittelbar nach Mischungs-
ende in der gleichen Weise wie die Polycarboxylate. Als Ausnahmen sind die
Kombinationen Z I.3-PCE 2 und Z I.3-PCE 3 zu nennen, die ein ausgeprägtes
Verflüssigungsverhalten aufwiesen.
84
Mörtelausbreitmaß a in cm
0
10
30
25
20
15
Fließmittel
PCE 1 PCE 2 PCE 3 NNS NMS
ZI.1
ZI.2
ZI.3
Bild 6.2.4: Anfangsverflüs-
sigung aller Zement-
Fließmittelkombinationen
Das zeitabhängige Verflüssigungsverhalten ist in Bild 6.2.5 zu sehen. Der Ver-
gleich der Erstarrungszeitpunkte nach DIN EN 196 der drei Portlandzemente
(ZI.1 = 225 min, ZI.2 = 210 min, ZI.3 = 245 min, siehe Tafel A.3, Anhang A)
lässt auf ein ähnliches Ansteifverhalten ohne Zusatzmittel schließen. Die Mörtel
mit dem Zement ZI.1 zeigten in allen Fällen die geringste Verflüssigungsdauer,
obwohl sie den geringsten Wirkstoffanspruch für Sättigung besaßen und das
günstigste Dispergierverhalten sowohl im Rotationsrheometer als auch in der
Anfangsverflüssigung aufwiesen. Eine ausreichend lange Verflüssigung konnte
nur mit dem Fließmittel PCE 1 erzielt werden. Die Portlandzemente ZI.2 und
ZI.3 zeigten ein gegenläufiges Verhalten. Die Mörtel mit ZI.3 konnten durch
alle Polycarboxylate sehr lange verflüssigt werden. Im Gegensatz dazu war die
Verflüssigungsdauer mit den anionischen Polykondensat-Fließmitteln deutlich
geringer. Die Mörtel mit ZI.2 hingegen zeigten mit den anionischen Polykon-
densat-Fließmitteln ein ausgeprägtes Verflüssigungsverhalten, während die Ver-
flüssigungsdauer in Verbindung mit den beiden Polycarboxylaten PCE 2 und
PCE 3 (jeweils mit kurzer Hauptkette) weniger ausgeprägt war.
85
Verflüssigungsdauer t in min
V
0
400
300
200
100
Fließmittel
PCE 1 PCE 2 PCE 3 NNS NMS
ZI.1
ZI.2
ZI.3
Bild 6.2.5: Verflüssigungs-
dauer aller Zement-
Fließmittelkombinationen
6.2.7 Zusammenfassung
Zusammenfassend kann festgestellt werden, dass alle Fließmittel die gewählten
Zemente nahezu gleichmäßig und vollständig dispergieren konnten. Dabei
konnte der Portlandzement ZI.1 mit dem geringen Natriumäquivalent in allen
Fällen mit den geringsten Wirkstoffgehalten gesättigt und am besten dispergiert
werden. Die Verflüssigungsdauer war aber nur mit dem Fließmittel PCE 1 mit
langer Hauptkette und mittleren Seitenketten ausgeprägt.
Der Portlandzement ZI.2 mit dem mittleren Natriumäquivalent zeigte ein ähnli-
ches Sättigungsverhalten wie ZI.1. Bei geringen Anfangsausbreitmaßen war die
Verflüssigungsdauer durchschnittlich hoch. Insbesondere konnten überdurch-
schnittliche Verflüssigungszeiten mit den anionischen Polykondensat-
Fließmitteln erzielt werden, die z. T. deutlich über den Verflüssigungszeiten mit
den Polycarboxylaten mit den kürzeren Hauptketten lagen.
Der Portlandzement ZI.3 mit dem hohen Natriumäquivalent besaß den größten
Wirkstoffbedarf für Sättigung. Während die Dispergierung, die Anfangsverflüs-
sigung und die Verflüssigungsdauer mit den anionischen Polykondensat-
Fließmitteln unterdurchschnittlich zu bewerten waren, zeigten die Polycar-
boxylatether ein ausgeprägtes Verflüssigungsverhalten.
86
6.3 Verflüssigung selbstverdichtender Mörtel
6.3.1 Übertragbarkeit von Mörtel- auf Betonprüfungen
Selbstverdichtende Betone des Mehlkorntyps sind leimreiche Betone. Sie beste-
hen nach Okamura zu 60 bis 70 Vol.-% aus Mörtel. Der Mörtel wiederum ent-
hält rund 60 Vol.-% Leim, siehe Abschnitt 3.1.2.2. Die Zusammensetzung der
Sieblinie, hier nur Rheinsand und –kies, schwankt in der Regel um die Regel-
sieblinie B nach DIN 1045-2. Die groben Gesteinskörnungsfraktionen 4 bis 16
mm des Betons beeinflussen dabei hauptsächlich das Blockierverhalten. Sie ha-
ben aber in der Regel keinen großen Einfluss auf das Fließverhalten, da der
Leimanspruch dieser Fraktionen im Vergleich zum Sand gering und untereinan-
der ähnlich ist. Bild 6.3.1 zeigt die Regelsieblinien A 16, B 16 und C 16 sowie
den Einfluss der einzelnen Korngruppen auf die nach DIN 66141 berechneten
massenbezogenen Oberflächen Sm,cal der Gesteinskörnungen. Es ist zu erkennen,
dass die Korngruppen größer 4 mm dieser unterschiedlichen Verteilungen kei-
nen nennenswerten Beitrag zur gesamten, durch Leim abzusättigenden Oberflä-
che leisten. Vor dem Hintergrund, dass die Sieblinien selbstverdichtender Beto-
ne sich in der Zusammensetzung an die Sieblinie B 16 anlehnen, ist der Einfluss
kleinerer Variationen auf den zu füllenden Hohlraumgehalt ebenfalls zu ver-
nachlässigen. Viele Verarbeitbarkeitseigenschaften lassen sich daher am Leim-
bzw. Mörtelsystem charakterisieren und mit leichten Anpassungen auf den ent-
sprechenden SVB übertragen.
Korndurchmesser x in mm
Siebdurchgang D in
M
.-%
20
0
40
60
80
10
0
00,251 4 16
Oberfläche S in cm²/g
m,cal
Korngruppe i in mm
0
10
20
30
40
00,25 0,5 2 41 5 8 10 11,2
A 16
B 16
C 16
0,125 0,5 2 8
A 16
B 16
C 16
-0,25 -0,5 -1 -4 -5-2 -8 -10 -11,2 -16
Bild 6.3.1: Sieblinien A, B und C 16 sowie Oberflächenbeitrag der einzelnen Korngruppen
Bei der herkömmlichen Rezepturentwicklung selbstverdichtender Betone wird
ein bestimmtes Fließverhalten des Mörtels angestrebt, siehe Abschnitt 3.1.2.2
87
und Bild 6.3.2. Wenn durch Variation der Wasser- und Fließmittelzugabe dieser
Wert erreicht ist, werden in Betonversuchen die Wasser- und Fließmittelgehalte
angepasst, d. h. ebenfalls auf einen bestimmten Startwert eingestellt. Die Ver-
flüssigungsdauer wird dann in der Regel alleine der Wirksamkeit des Fließmit-
tels zugeschrieben.
Mörtel-Setzfließmaß sm in mm
m
100 200 300 400
Tricht
e
rauslauf
z
e
it T i
n
s
m
0
10
20
30
245
Γ
m
= ( )² - 1
sm
m
100
Zielbereich Okamura:
R = 1s => T = 10 s
mm
-1
Γ
mm
= 5 => sm = 245 mm
Bild 6.3.2: Zielbereich der
Mörteloptimierung für
selbstverdichtende Betone
nach Okamura
Für die Verwendung von selbstverdichtendem Beton ist es von großer Bedeu-
tung, die zeitabhängigen Verarbeitbarkeitseigenschaften zu kennen. Diese wer-
den jedoch in entscheidenem Maße sowohl vom Fließmittel- als auch vom Was-
sergehalt bestimmt.
Um die Einflüsse der Wasser- und Fließmitteldosierung auf die Verarbeitbar-
keitseigenschaften zu ermitteln, wurden in den Mörteluntersuchungen die Was-
ser- und Fließmittelgehalte variiert. Die Frischmörteleigenschaften wurden dann
bis zum Verlust der Verarbeitbarkeit infolge von Stagnation untersucht. Daraus
lassen sich sowohl das zeitabhängige Verhalten der Verarbeitbarkeit bestimmen
als auch Korrekturmaßnahmen zur Wiederherstellung der geforderten Frisch-
betoneigenschaften ableiten.
6.3.2 Zusammensetzungen und Herstellung der Mörtel
Für die Untersuchungen wurden der Portlandzement ZI.2, das Kalksteinmehl
KM5, Rheinsand der Fraktion 0/2, Trinkwasser aus dem Leitungsnetz der Stadt
Düsseldorf und das Fließmittel PCE 2 verwendet.
88
Die Mörtel sind gemäß Okamura zusammengesetzt, d. h. das Leimvolumen be-
trägt rund 60 Vol.-% und das Gesteinskörnungsvolumen rund 40 Vol.-%. Das
Größtkorn des Sandes wurde auf 2 mm begrenzt, um die Mörtel auch im Rotati-
onsrheometer prüfen zu können.
Der optimale Wassergehalt wurde in Vorversuchen angepasst. Das ermittelte
Wasser-Feststoff-Volumenverhältnis für Sättigung βp betrug 0,987 (volumetri-
sche Mehlkornzusammensetzung Z I.2/KM5 = 40/60, siehe Tafel B.4, Anhang
B) und wurde im ersten Schritt um 10 % gemindert. Das aus dem Steigungsmaß
errechnete Wasser-Feststoff-Volumenverhältnis für Sättigung βp,n betrug 0,71.
Unter Berücksichtigung der Reaktivität konnte daraus der Startwert für die
weitere Betonrezeptur βp* zu 0,84 abgeschätzt werden, siehe Abschnitt 5.7. So-
mit ergab sich nach dem βp-Wert-Verfahren ein Wassergehalt von 171 l/m³ und
nach dem βp*-Wert-Verfahren ein Wassergehalt von 162 l/m³. In der weiteren
Optimierung wurde durch Variation des Wasser- und Fließmittelgehalts
schließlich der optimaler Wassergehalt zu 173 l/m³ bestimmt.
Für die Mörteluntersuchungen zum Einfluss des Wassergehalts auf die selbst-
verdichtenden Eigenschaften wurde der Wassergehalt zum einen um 5 l/m³ auf
168 l/m³ abgesenkt und zum anderen um 8 l/m³ auf 181 l/m³ angehoben. Dies
entspricht üblichen, in der Praxis anzutreffenden, Schwankungsbreiten. Die Zu-
sammensetzungen der Mörtel sind in Tafel 6.3.1 dargestellt. Jeder Mörtel wurde
mit vier verschiedenen Fließmittelgehalten hergestellt, so dass insgesamt 12
Mörtelvariationen untersucht wurden. Das Wasser der Fließmittel wurde auf den
Gesamtwassergehalt angerechnet.
Die Lagerung der Ausgangsstoffe sowie die Herstellung der Mörtel erfolgte in
einem klimatisierten Labor bei 20 °C. Zur Herstellung der Mörtel kam ein Mi-
scher der Firma Rego mit Mischbesen zum Einsatz. Es wurde die gleiche
Mischreihenfolge wie im Abschnitt 6.2.4 verwendet, jedoch vorher der Zement
und der Sand bei geringer Umdrehungszahl vorhomogenisiert. Es wurden Mör-
telchargen von jeweils vier Litern hergestellt. Zwischen den Prüfungen wurde
der Mischtopf mit einem feuchten Tuch abgedeckt. Vor den jeweiligen Prüfun-
gen wurde der Mörtel kurz aufgemischt.
89
Tafel 6.3.1: Zusammensetzung der selbstverdichtenden Mörtel
Schlüsselnummer PK 168 PK 173 PK 181
ZI.2 dm³ 0,481 0,479 0,475
KM5 dm³ 0,713 0,710 0,705
w dm³ 1,044 1,070 1,112
g 0/2 dm³ 1,669 1,649 1,615
LP Vol.-% 1,5 1,5 1,5
PCE 2 M.-% v. z 0,7 0,8 0,9 1,0 0,7 0,8 0,9 1,0 0,7 0,8 0,9 1,0
Vges dm³ 3,997 3,998 3,997
6.3.3 Untersuchung der Verflüssigung im Rotationsrheometer
Der Einfluss des Wasser- und Fließmittelgehalts auf die Verflüssigung und Ver-
arbeitbarkeitseigenschaften der Mörtel wurde über die zeitliche Veränderung der
rheometrischen Kenngrößen Fließgrenze und Viskosität im Viskomat unter-
sucht, siehe Abschnitt 5.5.6. Unmittelbar nach Mischungsende wurde eine
Mörtelprobe entnommen und in den Probenbehälter des Rotationsrheometers
eingebaut. Rund 2 Minuten nach Mischungsende wurde die Messung gestartet.
Bild 6.3.3 zeigt das verwendete Messprofil. Durch das Steigern und das Absen-
ken der Belastungsgeschwindigkeiten konnten für die Mörtel Fließkurven zu
den Prüfzeitpunkten 0, 20, 40, 60 und 90 Minuten nach Start der Messung er-
mittelt werden. Um den Einfluss der Thixotropie, siehe Abschnitt 3.2.1.2, gering
zu halten, wurde zur Auswertung der abfallende Ast des Entlastungsbereiches
verwendet und die rheometrischen Kenngrößen Fließgrenze g und plastische
Viskosität h berechnet. Während der Prüfdauer wurde die Temperatur des Mör-
tels konstant bei 20 °C gehalten.
90
Zeit t in min
B
elastungsgeschw. N in 1/
m
in
10
0
20
30
40
0204060 10080
Bild 6.3.3: Verwendetes
Messprofil zur Ermittlung
des zeitabhängigen Verflüs-
sigungsverhaltens
In Bild 6.3.4 ist beispielhaft der Verlauf des Scherwiderstandes für Mörtel PK
168 mit einer Fließmitteldosierung von 0,9 M.-% v. z dargestellt. Das Ansteif-
verhalten des Mörtels ist durch den Anstieg des Scherwiderstandes erkennbar.
Zu den Zeitpunkten 0, 20, 40 und 60 Minuten nach Messbeginn wurden die
Fließkurven nach Bingham ermittelt. Die zugehörigen Fließkurven sind in Bild
6.3.5 zu sehen. Durch das Ansteifen erhöhen sich sowohl die Fließgrenze als
auch die Viskosität. Die Fließkurve zum Prüfzeitpunkt t = 90 Minuten konnte
nicht bestimmt werden, da der Mörtel schon so stark angesteift war, dass durch
die Erhöhung der Belastungsgeschwindigkeit gegen 40 upm die Grenze des vom
Rotationsrheometer maximal aufnehmbaren Scherwiderstandes erreicht und der
Versuch dadurch automatisch abgebrochen wurde. Die errechneten rheometri-
schen Kenngrößen der Fließgrenzen und der Viskositäten in Abhängigkeit vom
Wassergehalt und von der Fließmitteldosierung sind in den Tafeln D.1 bis D.3,
Anhang D, zusammengestellt.
91
Scherwiderstand T in Nmm
Zeit t in min
0 204060 100
0
200
150
100
50
80
PK 168-09
S
ch
e
r
w
i
d
e
r
s
tan
d
T
i
n N
m
m
0
20
0
150
100
50
Belastungsgeschw. N in 1/min
010203040
t = 60
t = 40
t = 20
t = 0
PK 168-09
Bild 6.3.4: Ermittelter Scherwiderstand in
Abhängigkeit von der Zeit für Mörtel PK 168-
0,9
Bild 6.3.5: Fließkurven aus Bild 6.3.6 zur
Ermittlung des Ansteifverhaltens von Mörtel
PK 168-0,9
6.3.4 Untersuchung der Verflüssigung mit rheologischen Ersatzkenngrößen
Der Einfluss des Wasser- und Fließmittelgehalts auf die Verflüssigung und Ver-
arbeitbarkeitseigenschaften der Mörtel wurde auch über die zeitliche Verände-
rung der rheologischen Ersatzkenngrößen Mörtelsetzfließmaß und Mörtelaus-
laufzeit bestimmt.
Die Ermittlung der Mörtelsetzfließmaße smm erfolgte in Anlehnung an die Be-
stimmung der relativen Ausbreitfläche nach dem βp-Wert-Verfahren (siehe Ab-
schnitt 5.5.4). Verwendet wurde der Mörtelsetztrichter nach Haegermann (DIN
1164, Ausgabe 1958) und der Ausbreittisch zur Bestimmung des Ausbreitmaßes
nach DIN EN 12350. Die Mörtelprobe wurde dabei jedoch nicht geschockt. Der
Mörtel wurde vor der Prüfung kurz aufgemischt und in den Mörtelsetztrichter
eingefüllt. Nach Ziehen des Mörtelsetztrichters wurde das Mörtelausbreitmaß
nach Beendigung des Fließvorgangs mit einer Schieblehre in zwei Richtungen
rechtwinkelig zueinander gemessen und in Millimetern angegeben. Das Mörtel-
setzfließmaß wurde je nach Verflüssigungsdauer zu den Prüfzeitpunkten 0, 10,
20, 30, 45, 60, 75, 90, 105 und 120 Minuten nach Mischungsende ermittelt. Bild
6.3.6 zeigt die Mörtelsetzfließmaßprüfung. Das Setzfließmaß wird in erster Li-
nie durch die Fließgrenze des Mörtels beeinflusst. Je niedriger die Fließgrenze
ist, desto größer ist der sich ausbildende Ausbreitkuchen. Die Fließgrenze wie-
derum hängt hauptsächlich vom Grad der Agglomeration des Mehlkorns im
Mörtel ab, die am wirkungsvollsten mit Fließmittel reduziert werden kann, siehe
92
Abschnitt 3.4.4. Daher ist das Setzfließmaß in erster Linie geeignet, die Fließ-
grenze und den optimalen Fließmittelgehalt zu beurteilen. Mit diesem Versuch
können ferner das Zusammenhaltevermögen und die Entmischungsneigung des
Mörtels durch Begutachtung des gebildeten Ausbreitkuchens (homogen, zerfal-
len, Leimrand, Absetzungserscheinungen über die Höhe des Ausbreitkuchens
usw.) bewertet werden.
Die Ermittlung der Mörtelauslaufzeit Tm erfolgte mit dem in Bild 6.3.7 darge-
stellten Auslauftrichter. Der Mörtel wurde vor der Prüfung kurz aufgemischt
und in den Mörtelauslauftrichter eingefüllt. Nach dem Öffnen der Verschluss-
klappe am Trichterboden des Mörtelauslauftrichters wurde die Zeit gemessen,
die der Mörtel benötigte, um aus dem Trichter auszulaufen. Die Auslaufzeit
wurde auf Zehntelsekunde gerundet angegeben. Die Mörtelauslaufzeit wurde je
nach Verflüssigungsdauer zu den Prüfzeitpunkten 0, 10, 20, 30, 45, 60, 75, 90,
105 und 120 Minuten nach Mischungsende ermittelt. Die Viskosität eines Mör-
tels ist hauptsächlich vom Wasser-Feststoff-Verhältnis abhängig. Somit fließen
wasserreichere Mörtel schneller aus dem Trichter aus und weisen eine niedrige-
re Viskosität auf als wasserärmere, siehe Abschnitt 3.4.4.
70 mm
100 mm
60 mm
a
1
a
2
sm = in mm
m
a + a
12
2
270 mm
60
240 mm
30 mm
30 mm
Bild 6.3.6: Ermittlung des Mörtelsetzfließma-
ßes smm
Bild 6.3.7: Trichter zur Bestimmung der
Mörtelauslaufzeit Tm
Die ermittelten Kenngrößen der Mörtel-Setzfließmaße und der -Auslaufzeiten in
Abhängigkeit vom Wassergehalt, von der Fließmitteldosierung sowie der Zeit
sind in den Tafeln D.4 bis D.6, Anhang D, zusammengestellt.
93
6.3.5 Untersuchung der Verflüssigung über optische Charakterisierung von
Probekörpern
Um zusätzliche Informationen über die Verarbeitbarkeitseigenschaften in Ab-
hängigkeit von der Zeit zu erhalten, wurden mit den Mörteln zu verschiedenen
Zeitpunkten nach Mischungsende zylinderförmige Probekörper (Höhe h = 120
mm, Durchmesser d = 50 mm) hergestellt. Durch die augenscheinliche Begut-
achtung der Mantelflächen sowie der Herstellungsoberseiten der erhärteten
Mörtel konnten die Prüfergebnisse an den Frischmörteln hinsichtlich Verarbeit-
barkeit für Selbstverdichtung bzw. unzureichende Verarbeitbarkeit infolge von
Stagnation sowie unzureichende Verarbeitbarkeit infolge von Sedimentation
bewertet werden. Die Bilder 6.3.8 und 6.3.9 zeigen beispielhaft die für die Be-
gutachtung der unterschiedlichen Verarbeitbarkeitseigenschaften charakteristi-
schen Ausbildungen der Zylinderoberflächen.
Besaß der Mörtel zum Zeitpunkt der Herstellung selbstverdichtende Eigen-
schaften, wies die Mantelfläche eine geringe Porosität auf und zeigte eine ge-
schlossene, nahezu glatte Oberfläche. Dies ist in dem Bild 6.3.8 an dem mittle-
ren Zylinder zu sehen.
War die Verarbeitbarkeit des Mörtels zum Herstellzeitpunkt unzureichend in-
folge von Sedimentation, konnte dies an der porenfreien Mantelfläche mit dem
zum Teil wellenförmigen Muster erkannt werden, siehe Bild 6.3.8, linker Zylin-
der. Die Viskosität war dann so niedrig, dass nahezu die gesamte Luft entwei-
chen konnte. Die Herstellungsoberseiten wiesen zusätzlich ein sehr poriges, zum
Teil gerissenes Gefüge auf, da sich der Mehlkornleim auf der Oberseite ansam-
melte, siehe Bild 6.3.9, Zylinder links oben. Diese durch die Hydratation gebil-
dete lose „Schaumstruktur“ zeigte nur eine geringe Festigkeit, da die Zement-
partikel zum Teil in Schwebe hydratisierten und dadurch untereinander keinen
Verbund eingehen konnten, siehe auch [Spa95].
Wies der Mörtel zum Herstellzeitpunkt unzureichende Verarbeitbarkeit infolge
von Stagnation auf, konnte dies am Lufteinschluss an der porig-welligen Man-
telseite gesehen werden, siehe Bild 6.3.8 rechter Zylinder.
94
Bild 6.3.8: Mantelflächen zylinderförmiger Pro-
bekörper zur Begutachtung der Verarbeitbar-
keitseigenschaften
Bild 6.3.9: Herstellungsoberseiten zylinderför-
miger Probekörper zur Begutachtung der Verar-
beitbarkeitseigenschaften
Die Stabilität der Mörtel konnte bei den verwendeten Mörtelzusammensetzun-
gen nicht über die qualitative Beurteilung der Kornverteilung der groben Ge-
steinskörnung in der Bruchfläche längsgespaltener Zylinder bewertet werden.
Das geringe Größtkorn von 2 mm verbunden mit hohen Leimgehalten ließen ei-
ne ausreichende Bewertung nicht zu.
6.3.6 Bewertung der Ergebnisse der Mörteluntersuchungen
6.3.6.1 Allgemeines
Durch die Zusammenführung der Ergebnisse aus den Untersuchungen an den
selbstverdichtenden Mörteln zum Einfluss der Wasser- und Fließmittelgehalte
auf die Verflüssigung und Verarbeitbarkeit konnten die Auswirkungen der
Fließmitteldosierung auf die zeitabhängigen Verarbeitbarkeitseigenschaften
aufgezeigt und der Einfluss der Schwankungsbreite um den optimalen Wasser-
gehalt ermittelt werden.
6.3.6.2 Zusammenhang zwischen rheometrischen Kenngrößen und rheologi-
schen Ersatzkenngrößen
Die Vergleiche der rheologischen Ersatzkenngrößen Mörtelsetzfließmaß smm
und Trichterauslaufzeit Tm mit den rheometrischen Kenngrößen Fließgrenze g
und plastische Viskosität h zeigten untereinander eine gute Übereinstimmung.
Lediglich Mörtel mit höherer Viskosität zeigten eine stärkere Spreizung zwi-
schen Auslaufzeit und plastischer Viskosität. Beide rheologischen Hilfsgrößen
erwiesen sich im Vergleich mit den rheometrischen Kenngrößen Fließgrenze
95
und plastische Viskosität als geeignet, die Suspensionseigenschaften der Mörtel
ausreichend zu beschreiben, siehe Bilder 6.3.10 und 6.3.11.
Während der Ermittlung der rheologischen Ersatzkenngrößen lassen sich dar-
über hinaus wichtige Hinweise zur Stabilität des Mörtels ableiten, die in reome-
trischen Prüfungen nicht gewonnen werden können. Im Hinblick auf die Verar-
beitbarkeitseigenschaften selbstverdichtender Betone ist zudem eine größere
Vergleichbarkeit der Ergebnisse durch die rheologischen Hilfsgrößen gegeben,
da sich das Setzfließmaß und die Trichterauslaufzeit für Mörtel und Beton sehr
ähneln.
30
300
Viskosität h in Nmm·s
Mörtel-Setzfließmaß sm in mm
m
Fließgrenze g in Nmm
001020
0100200300400
0
60
45
30
15
g = -32,032·ln(sm )+184,56
m
R² = 0,83
Mörtel-Auslaufzeit T in s
m
200
100
R² = 0,87
h = 2,1979·ln(T ) - 3,0156
m
Bild 6.3.10: Zusammenhang zwischen Setz-
fließmaß und rheometrischer Fließgrenze für
alle untersuchten Mörtel
Bild 6.3.11: Zusammenhang zwischen
Trichterauslaufzeit und rheometrischer pla-
stischer Viskosität für alle untersuchten
Mörtel
6.3.6.3 Sättigungsverhalten der selbstverdichtenden Mörtel
In Bild 6.3.12 ist die Veränderung der Fließgrenze in Abhängigkeit von der
Fließmitteldosierung für die Mörtel unmittelbar nach Mischungsende darge-
stellt. Das Bild 6.3.13 zeigt die Veränderung des Setzfließmaßes in Abhängig-
keit von der Fließmitteldosierung für die drei Mörtel zu denselben Prüfzeit-
punkten. Die Untersuchungen an den Mörteln zeigten sowohl bei der Bestim-
mung der Fließgrenze im Viskomat als auch bei der Ermittlung des Setzfließ-
maßes das Sättigungsverhalten. Ein Fließmittelgehalt von 0,7 M.-% v. z reichte
in allen Fällen nicht für eine vollständige Dispergierung des Mehlkorns in den
Mörtelsystemen aus. Erst ab einer Fließmitteldosierung von 0,8 M.-% v. z war
96
die Fließgrenze der Mörtel nahezu gegen Null reduziert und das Mörtel-
Setzfließmaß nicht weiter systematisch steigerbar.
Mörtel-Setzfließmaß sm in mm
m
Fließmittelgehalt FM in M.-% v.z
Fließgrenze g in Nmm
0
20
15
10
5
0,70,80,91,0
PK 168
PK 173
PK 181
200
400
350
300
250
Fließmittelgehalt FM in M.-% v.z
0,7 0,8 0,9 1,0
PK 168
PK 173
PK 181
Bild 6.3.12: Veränderung der rheometrischen
Fließgrenze in Abhängigkeit vom Fließmit-
telgehalt zum Zeitpunkt t = 0
Bild 6.3.13: Veränderung des Mörtel-
Setzfließmaßes in Abhängigkeit vom Fließ-
mittelgehalt zum Zeitpunkt t = 0
6.3.7 Charakterisierung der Verarbeitbarkeitseigenschaften selbstverdichten-
der Mörtel
Die Verarbeitbarkeitseigenschaften selbstverdichtender Mörtel lassen sich in
Verarbeitbarkeit für Selbstverdichtung und unzureichende Verarbeitbarkeit un-
terscheiden, wobei zwischen unzureichender Verarbeitbarkeit infolge von Sta-
gnation und unzureichender Verarbeitbarkeit infolge von Sedimentation zu
trennen ist: Selbstverdichtende Eigenschaften liegen vor, wenn der Mörtel aus-
reichend fließt und die Viskosität so hoch ist, um einerseits die Gesteinskörner
während des Fließens in Schwebe zu halten und andererseits so gering ist, dass
die vorhandene Luft in einem ausreichenden Maße entweichen kann. Als Maß
für die Dispergierung des Mehlkorns wird dabei das Setzfließmaß herangezo-
gen, während die Trichterauslaufzeit ein Kriterium für für die Viskosität ist, sie-
he Abschnitt 6.3.4. Ist das Setzfließmaß zu groß oder die Trichterauslaufzeit zu
hoch, kommt es zur Sedimentation. Ist die Fließfähigkeit zu gering oder die
Viskosität zu hoch, kann der Mörtel nicht ausreichend entlüften sowie die
Schalung füllen und es kommt zur Stagnation.
Die Untersuchungen zum Sättigungsverhalten zeigten, dass für diese Mörtel
mindestens eine Fließmitteldosierung von 0,8 M.-% v. z vorzusehen war, um
97
vollständige Dispergierung und damit selbstverdichtende Eigenschaften zu er-
zielen. Eine Fließmitteldosierung darüber hinaus regelte die zeitabhängigen
Verarbeitbarkeitseigenschaften.
Durch den Abgleich der rheologischen Ersatzkenngrößen mit den zu den glei-
chen Zeitpunkten hergestellten Probekörpern zur optischen Charakterisierung
konnte gezeigt werden, dass ein Bereich existiert, in dem dieser Mörtel selbst-
verdichtende Eigenschaften besaß. Es zeigte sich in diesem Fall, dass der Mörtel
selbstverdichtende Eigenschaften aufwies, wenn das Setzfließmaß smm zwi-
schen 200 und 280 mm und die Trichterauslaufzeit Tm zwischen 6 und 16 Se-
kunden lag. In Abhängigkeit des Wasser- und Fließmittelgehalts erreicht der
Mörtel diesen Verarbeitbarkeitsbereich zu unterschiedlichen Zeitpunkten nach
Mischungsende. Damit sind sowohl die Einflüsse von Schwankungen des Was-
sergehalts auf die Verarbeitbarkeitseigenschaften charakterisierbar als auch die
Verarbeitbarkeitszeit durch Fließmittelzugabe steuerbar. In Bild 6.3.14 ist für
den Mörtel PK 173 der Einfluss der Fließmitteldosierung von 0,7 bis 1,0 M.-%
v. z auf die Verarbeitbarkeitseigenschaften dargestellt. Die grau hinterlegte Flä-
che kennzeichnet den Bereich für Selbstverdichtung. Die zugehörigen Werte
sind in Tafel D.5, Anhang D, aufgeführt.
Mörtel-Setzfließmaß sm in mm
m
100 200 300 400
Tricht
e
rauslauf
z
e
it T in s
m
0
10
20
30 PK 173-0,7
PK 173-0,8
PK 173-0,9
PK 173-1,0
Sedimentation
Stagnation
Selbstverdichtung
Lufteinschluss
t = 0
t = 0
t = 0
t = 0
Bild 6.3.14: Zeitliche Ver-
läufe der Verarbeitbarkeit
für Mörtel PK 173 mit ei-
nem Wassergehalt von 173
l/m³ und Fließmittelgehalten
von 0,7 bis 1,0 M.-% v. z
Die Bilder 6.3.15 bis 6.3.17 fassen die Ergebnisse zur Ermittlung des zeitabhän-
gigen Verarbeitbarkeitsverhaltens zusammen und zeigen die Zeiträume nach
Mischungsende, in denen der Mörtel in Abhängigkeit von seinem Wasser- und
Fließmittelgehalt selbstverdichtende Eigenschaften aufwies. Insgesamt war es
schwierig, den Mörtel mit diesen Ausgangsstoffen für selbstverdichtende Eigen-
98
schaften einzustellen. Der Korridor für Selbstverdichtung war sowohl mit dem
optimalen Wassergehalt von 173 l/m³ als auch mit dem reduzierten Wasserge-
halt von 168 l/m³ sehr schmal. Der Mörtel PK 181 mit dem erhöhten Wasserge-
halt zeigte selbstverdichtende Eigenschaften bis zu einer Stunde. Dafür vergrö-
ßerte sich jedoch der instabile Bereich auf bis zu 60 Minuten nach Mischungs-
ende, ehe der Mörtel selbstverdichtende Eigenschaften erreichte.
Fließmittelgehalt FM in M.-% v. z
M
örtelalter in
m
in
0,7 0,8 0,9 1,0
0
12
0
60
30
90
Sedimentation
Stagnation/
Lufteinschluss
Selbstverdichtende
Eigenschaften PK 168
Bild 6.3.15: Zeitlicher Ver-
lauf der Verarbeitbarkeit
von Mörtel PK 168 in Ab-
hängigkeit von der Fließ-
mitteldosierung
Fließmittelgehalt FM in M.-% v. z
M
örtelalter in
m
in
0,7 0,8 0,9 1,0
0
12
0
60
30
90
Sedimentation
Stagnation/
Lufteinschluss
Selbstverdichtende
Eigenschaften PK 173
Bild 6.3.16: Zeitlicher Ver-
lauf der Verarbeitbarkeit
von Mörtel PK 173 in Ab-
hängigkeit von der Fließ-
mitteldosierung
99
Fließmittelgehalt FM in M.-% v. z
M
örtelalter in
m
in
0,7 0,8 0,9 1,0
0
12
0
60
30
90
Sedimentation
PK 181
Selbstverdichtende
Eigenschaften Stagnation/
Lufteinschluss
Bild 6.3.17: Zeitlicher Ver-
lauf der Verarbeitbarkeit
von Mörtel PK 181 in Ab-
hängigkeit von der Fließ-
mitteldosierung
6.3.8 Zusammenfassung
Die Untersuchungen zur Ermittlung der rheometrischen Größen Fließgrenze und
plastische Viskosität und der rheologischen Hilfsgrößen Setzfließmaß und
Trichterauslaufzeit an den Mörteln zeigten eine gute Vergleichbarkeit der Er-
gebnisse. Mit Hilfe des Mörtelsetzfließmaßes kann die Fließgrenze und der
Grad der Dispergierung hinreichend genau ermittelt werden. Die Trichteraus-
laufzeit ist im gleichen Maße ein geeignetes Kriterium, um die Viskosität eines
Mörtels zu beurteilen.
Durch die Kombination von Frisch- und Festmörteluntersuchungen konnten die
Verarbeitbarkeitsbereiche für selbstverdichtende Eigenschaften, Stagnation und
Sedimentation eines Mörtels in Abhängigkeit des Wasser- und Fließmittelge-
halts ermittelt werden. Ebenso waren die zeitlichen Verläufe der verschiedenen
Bereiche quantifizierbar. Werden in einem Diagramm die rheologischen
Hilfsgrößen Setzfließmaß und Trichterauslaufzeit aufgetragen, lässt sich aus den
Ergebnissen der Frisch- und Festmörtelprüfungen für den jeweiligen Mörtel der
Verarbeitbarkeitsbereich für selbstverdichtende Eigenschaften angeben, siehe
Bild 6.3.18.
100
Mörtel-Setzfließmaß sm in mm
m
100 200 300 400
Tricht
e
rauslauf
z
e
it T in s
m
0
10
20
30
Sedimentation
Stagnation
Lufteinschluss
Selbstverdichtende
Eigenschaften
Bild 6.3.18: Verarbeitbar-
keitsbereich des Mörtels PK
für selbstverdichtende Ei-
genschaften in Abhängigkeit
von Setzfließmaß und
Trichterauslaufzeit
6.4 Verflüssigung selbstverdichtender Betone
6.4.1 Allgemeines
In Abschnitt 6.3 wurden die Einflüsse von Wasser und Fließmittel auf die Ver-
arbeitbarkeitseigenschaften selbstverdichtender Mörtel gezeigt. Aufbauend dar-
auf wurden die Einflüsse auf die Verarbeitbarkeit und die Steuerung der Frisch-
betoneigenschaften von selbstverdichtenden Betonen untersucht.
6.4.2 Zusammensetzung der Betone
Zur Ermittlung der Einflussgrößen auf das Verflüssigungsverhalten und die
Verarbeitbarkeitseigenschaften wurden Untersuchungen an fünf selbstverdich-
tenden Betonen durchgeführt. Durch Variation des Wasser- und Fließmittelge-
halts der Betone konnten der optimale Wassergehalt eines Betons sowie der Ein-
fluss des Fließmittels auf die Verarbeitbarkeit ermittelt werden. Entsprechend
den Untersuchungen zur granulometrischen Charakterisierung des Mehlkorns
wurden die selbstverdichtenden Betone in unterschiedlichen Zusammensetzun-
gen sowohl aus gebrochenkörnigem als auch aus gemischtkörnigem Mehlkorn
zusammengesetzt. Die Betone wiesen ein Leimvolumen von rund 400 l/m³ auf.
Daraus ergab sich ein Mehlkorngehalt aus Zement und Zusatzstoff von 550
kg/m³ zuzüglich dem Feinanteil der Gesteinskörnung.
Die Mehlkornhaufwerke waren so zusammengesetzt, dass SVB 1, SVB 3 und
SVB 4 die Anforderungen an Konstruktionsbetone für die Expositionsklassen
101
XC1/XC2 und SVB 2 und SVB 5 die Anforderungen für die Expositionsklassen
XC4/XF1 nach DIN EN 206-1/DIN 1045-2 erfüllten. Die gewählten Mehlkorn-
zusammmensetzungen der selbstverdichtenden Betone sind in Tafel 6.4.1 aufge-
führt. Die Tafel enthält ebenfalls die jeweiligen Startwassergehalte für die Beto-
noptimierung sowohl nach dem βp-Wert-Verfahren als auch nach dem βp*-
Wert-Verfahren, siehe Abschnitt 5.7, und den nach der Optimierung ermittelten
optimalen Wassergehalt wopt. Bild 6.4.1 zeigt die Differenzen der beiden Start-
wassergehalte zum optimalen Wassergehalt. Es ist zu erkennen, dass beide Ver-
fahren gute Ausgangswerte für die weitere Betonoptimierung ergaben. Weiter-
hin ist zu erkennen, dass in der Regel der βp-Wert höhere Wassergehalte lieferte,
wobei die Ermittlung des Startwassergehaltes über den βp*-Wert geringere
Wassergehalte ergab. Dies zeigt, dass das βp*-Wert-Verfahren innerhalb des
Gültigkeitsbereiches des βp-Wert-Verfahrens liegt und geeignet ist, den Wasser-
gehalt für die weitere Optimierung abzuschätzen.
Tafel 6.4.1: Mehlkornzusammensetzung und Wassergehalte der untersuchten Betone
Schlüsselnummer SVB 1 SVB 2 SVB 3 SVB 4 SVB 5
Zement - Z I.2 Z I.2 Z III.1 Z III.2 Z III.2
Zementgehalt kg/m³ 240 285 240 240 270
Zusatzstoff - KM5 KM5 FA1 FA2 FA2
Zusatzstoffgehalt kg/m³ 310 265 310 310 280
Mehlkornvolumen Vpl/m³ 192,2 190,1 214,8 214,8 211,7
βp = Vw/Vp- 0,99 1,00 0,90 0,78 0,73
Startwassergehalt Vw nach βpl/m³ 190 189 193 168 155
Steigungsmaß n - 0,72 0,72 0,81 0,86 0,87
βp,n - 0,71 0,71 0,84 0,90 0,92
βp* = Vw/Vp- 0,84 0,84 0,76 0,81 0,82
Startwassergehalt Vw nach βp*l/m³ 161 160 163 174 174
Optimaler Wassergehalt wopt l/m³ 175 172 175 168 173
102
SVB 1 SVB 2 SVB 3 SVB 4 SVB 5
∆
w in l/
m
³für w
opt
-20
-10
10
20
0
Wasserzugabe
Wasserabzug
β
p
-Wert-Verfahren
β
p
*-Wert-Verfahren
Bild 6.4.1:Korrektur der
Startwassergehalte für die
Betonoptimierung nach dem
βp- und dem βp*-Wert-
Verfahren gegenüber dem
optimalen Wassergehalt
Als Gesteinskörnung wurde Rheinsand und Rheinkies verwendet. Alle Betone
besaßen dieselbe, in Vorversuchen optimierte Sieblinie, siehe Bild 6.4.2. Da-
durch war blockierungsfreies Fließen in allen Fällen sichergestellt.
Siebdurchgang D in M.-%
Korndurchmesser x in mm
116
20
0
40
60
80
10
0
2480,50,250,125
6
25
38 42
50
71
100
Bild 6.4.2: Sieblinie zur Be-
stimmung des Blockierver-
haltens
Die Betone SVB 1 bis SVB 4 wurden mit PCE 2 verflüssigt. Bei SVB 5 kam
das Fließmittel PCE 4 zum Einsatz,. das in der Wirkungsweise identisch ist mit
PCE 2. Es weist ein Wirkstoffgehalt von 16,2 M.-% auf und ist damit nur halb
so hoch konzentriert wie PCE 2. Der Vorteil der geringeren Konzentration be-
steht darin, dass das Fließmittel genauer dosiert werden kann. Der erhöhte Lö-
sungswassergehalt von PCE 4 wurde ebenso wie bei PCE 2 auf den Gesamtwas-
103
sergehalt angerechnet. Als Zugabewasser wurde Trinkwasser aus dem Leitungs-
netz der Stadt Düsseldorf verwendet.
Die Zusammensetzung der Betone SVB 1 und SVB 2 ist in Tafel 6.4.2, der Be-
tone SVB 3 in Tafel 6.4.3 und der Betone SVB 4 und SVB 5 in Tafel 6.4.4 dar-
gestellt.
Tafel 6.4.2: Zusammensetzung der Betone SVB 1 und SVB 2
Schlüsselnummer SVB 1.1 SVB 1.2 SVB 1.3 SVB 1.4 SVB 2.1 SVB 2.2 SVB 2.3
ZI.2 kg/m³ 240 240 240 240 285 285 285
KM5 kg/m³ 310 310 310 310 265 265 265
w kg/m³ 168 168 175 175 165 172 178
g kg/m³ 1624 1624 1606 1606 1638 1620 1604
PCE 2 M.-% v.z 1,1 1,2 1,1 1,2 1,2 1,2 1,2
Luft Vol.-% 1,5 1,5 1,5 1,5 1,5 1,5 1,5
Tafel 6.4.3: Zusammensetzung des Betons SVB 3
Schlüsselnummer SVB 3.1 SVB 3.2 SVB 3.3 SVB 3.4 SVB 3.5
ZIII.1 kg/m³ 240 240 240 240 240
FA1 kg/m³ 310 310 310 310 310
w kg/m³ 168 175 175 175 182
g kg/m³ 1566 1548 1548 1548 1532
PCE 2 M.-% v.z 1,0 1,0 1,1 1,2 1,0
Luft Vol.-% 1,5 1,5 1,5 1,5 1,5
104
Tafel 6.4.4: Zusammensetzung der Betone SVB 4 und SVB 5
Schlüsselnummer SVB
4.1
SVB
4.2
SVB
4.3
SVB
4.4
SVB
4.5
SVB
4.6
SVB
5.1
SVB
5.2
SVB
5.3
ZIII.2 kg/m³ 240 240 240 240 240 240 270 270 270
FA2 kg/m³ 310 310 310 310 310 310 280 280 280
w kg/m³ 168 168 168 168 175 175 173 173 180
g kg/m³ 1566 1566 1566 1566 1548 1548 1561 1561 1542
PCE 2 M.-% v.z 0,8 0,9 1,0 1,1 0,8 0,9 - - -
PCE 4 M.-% v.z - - - - - - 2,2 2,4 2,2
Luft Vol.-% 1,5 1,5 1,5 1,5 1,5 1,5 1,5 1,5 1,5
6.4.3 Prüfverfahren
6.4.3.1 Setzfließmaß
Das Setzfließmaß sm ist eine Kombination aus Slump- und Ausbreitmaß. Zur
Ermittlung des Setzfließmaßes, siehe Bild 6.4.3, wird die Hohlkegelstumpfform
(Setztrichter) aus der Slumpprüfung nach DIN EN 12350-2 umgedreht auf eine
Setzfließplatte mit einer Kantenlänge von mindestens 800 x 800 mm aufgesetzt
und mit SVB befüllt. Nach Ziehen des Setztrichters wird analog zum Ausbreit-
maß der mittlere Durchmesser des sich nach Beendigung des Fließvorgangs
ausgebreiteten Betons gemessen. Während der Prüfung darf keine Verdich-
tungsenergie eingetragen werden, so dass der SVB nur unter dem Einfluss der
Schwerkraft fließt.
Analog zum Mörtelsetzfließmaß in Abschnitt 6.3.4 wird das Setzfließmaß im
Wesentlichen durch die Fließgrenze des Betons beeinflusst und ist in erster Li-
nie geeignet, die Fließgrenze des SVB und den Fließmittelgehalt zu beurteilen.
105
Bild 6.4.3: Setzfließmaßprüfung
6.4.3.2 Trichterauslaufzeit
Die Trichterauslaufzeit T für SVB dient wie die Mörteltrichterauslaufzeit in Ab-
schnitt 6.3.4 als Messgröße zur Beschreibung der Viskosität. Sie ist aus dem ja-
panischen SVB-Entwurfskonzept entnommen. Zur Durchführung wird ein
Trichter, wie in Bild 6.4.4 dargestellt, benötigt. Der SVB wird bei geschlossener
Auslaufklappe bis zum Rand in den Trichter gefüllt. Danach wird der Ver-
schluss geöffnet und die Zeit in Sekunden gemessen, die der SVB benötigt, um
aus dem Trichter auszulaufen.
Die Viskosität des SVB ist neben dem Wasser-Feststoff-Verhältnis auch von der
Gesamtsieblinie abhängig. Somit fließen wasser- und leimreichere SVB schnel-
ler aus dem Trichter aus und weisen eine niedrigere Viskosität auf als wasser-
und leimärmere.
515 mm
150
450 mm
65 mm
75 mm
Bild 6.4.4: Auslauftrichter
für SVB
6.4.3.3 Fließzeit
Die Ermittlung der Fließzeit t500 stellt eine weitere Möglichkeit dar, die Visko-
sität eines SVB zu beurteilen. Sie wird während der Setzfließmaßprüfung, siehe
106
Abschnitt 6.4.3.1, gemessen. Die Fließzeit ist die Zeit, die der SVB benötigt, um
nach dem Ziehen des Setztrichters auf einen Durchmesser von 500 mm zu flie-
ßen. Der Durchmesser von 500 mm ist auf der Setzfließplatte entsprechend zu
markieren. Je größer die Fließzeit ist, desto höher ist die Viskosität des SVB.
6.4.3.4 Optische Charakterisierung von Probekörpern
Die augenscheinliche Begutachtung der Stabilität von SVB an einer Festbeton-
probe ist eine einfache und sichere Art, da man den entgültigen Zustand selbst
prüft. Ein Zylinderform (h = 300 mm, Ø = 150 mm) wird mit SVB befüllt. Der
Probekörper wird dann nach dem Erhärten längs gesägt oder gespalten. Anhand
des Schnitt- oder Bruchbildes kann bestimmt werden, ob der SVB stabil war
oder ob die grobe Gesteinskörnung abgesunken ist. Darüber hinaus kann analog
zu Abschnitt 6.3.5 die Entlüftung des Betons über die Mantelfläche begutachtet
werden. Bild 6.4.5 zeigt beispielhaft drei verschiedene Probekörper. Das Gefüge
und die Mantelfläche des mittleren Probekörpers zeigt, dass der Beton zum Ein-
bauzeitpunkt selbstverdichtende Verarbeitbarkeitseigenschaften besaß. Die Be-
tone, mit denen die beiden anderen Probekörper hergestellt wurden, wiesen zum
Einbauzeitpunkt unzureichende Verarbeitbarkeitseigenschaften infolge von Sta-
gnation, siehe linker Probekörper, und Sedimentation, siehe rechter Probekör-
per, auf.
Bild 6.4.5:Mantel- und Bruchflächen zylinderpförmiger Probekörper zur Begutachtung der Verar-
beitbarkeitseigenschaften von SVB (linker Zylinder Stagnation, mittlerer Zylinder Selbstverdich-
tung, rechter Zylinder Sedimentation)
6.4.3.5 Blockierring-Prüfung
Die Blockierring-Prüfung dient der Ermittlung der Blockierneigung eines SVB.
Sie erfolgt analog zur Setzfließmaßprüfung, siehe Abschnitt 6.4.3.1. Zusätzlich
wird jedoch der Blockierring (ØRing = 300 mm, 16 Stäbe mit Ø 18 mm, h = 125
mm) benötigt, siehe Bild 6.4.6. Alle Blockierversuche, wie auch der Box-Test,
siehe Abschnitt 6.4.3.6, simulieren Einbauzustände, bei denen der Beton Fließ-
107
hindernisse überwinden muss. Der Grad der Blockierneigung wird in der Regel
durch das Messen eines Niveauunterschiedes bestimmt.
Der Vorteil des Blockierringversuchs liegt in der Verbindung der Setzfließmaß-
prüfung und der Einbausimulation. Der Blockierring wird durch Markierungen
auf der Setzfließplatte zentriert. Dann wird, wie in Abschnitt 6.4.3.1, der Setz-
trichter in der Mitte der Platte aufgesetzt, mit SVB befüllt und hochgezogen.
Danach breitet sich der SVB auf der Setzfließplatte aus und muss dabei die Stä-
be des Blockierringes umfließen. Ein SVB blockiert nicht, wenn die Differenz
der Setzfließmaße aus Setzfließmaßprüfung sm und aus Blockierringprüfung
smb kleiner 50 mm ist.
Bild 6.4.6: Blockierring zur Bestimmung der
Blockierneigung
6.4.3.6 Box-Test
Der Box-Test ist ein Verfahren, bei dem der SVB auf seine Einbaubarkeit und
Blockierneigung überprüft wird, siehe Bild 6.4.7. Dabei wird eine abgeschlos-
sene, vertikale Kammer mit dem zu prüfenden Beton befüllt, wodurch sich eine
hydrostatische Druckhöhe ergibt. Nach Öffnen eines Schiebers muss sich der
Beton durch Fließhindernisse hindurch vertikal bis auf eine Füllhöhe von min-
destens 320 mm ausspiegeln.
108
190
680
340
Füllhöhe
Schieber geschlossen Schieber offen
Bewehrung
D=10
Maße in mm
280
Bild 6.4.7: Box Test zur Bestimmung
der Blockierneigung
6.4.4 Herstellung der Betone und Prüfreihenfolge
Die Betonausgangsstoffe wurden in der Reihenfolge Gesteinskörnung, Zement
und Zusatzstoff, Wasser und Fließmittel in einem 250 Liter fassenden Labor-
zwangsmischer 3 Minuten nach Fließmittelzugabe gemischt. Danach wurden
das Setzfließmaß sm mit zugehöriger Fließzeit t500, die Trichterauslaufzeit T, die
Steighöhe in der Box sowie das Setzfließmaß mit Blockierring smb mit zugehö-
riger Fließzeit t500,b gemessen. Die Frischbetonprüfungen wurden im Abstand
von 30 Minuten nach kurzem Aufmischen wiederholt.
Erreichte ein Beton die Grenze der Fließfähigkeit für Selbstverdichtung, wurde
jeweils eine konstante Menge von 0,2 M.-% Fließmittel in den Mischer nachdo-
siert und 90 s gemischt. Unmittelbar danach wurden die Frischbetonprüfungen
am nachdosierten SVB wiederholt und anschließend im alten Rhythmus fortge-
führt.
6.4.5 Einfluss der Verflüssigung auf Verarbeitbarkeitseigenschaften selbstver-
dichtender Betone
6.4.5.1 Allgemeines
Die Beurteilung der Verflüssigung und der Verarbeitbarkeitseigenschaften der
untersuchten selbstverdichtenden Betone erfolgte analog zu den Mörtelprüfun-
gen durch das Setzfließmaß und die Trichterauslaufzeit unter Berücksichtigung
des Gefüges zylinderförmiger Probekörper, die mit dem jeweiligen Beton zum
Prüfzeitpunkt hergestellt wurden. Die Wertepaare Setzfließmaß und Trichter-
auslaufzeit wurden in einem Diagramm gegeneinander aufgetragen. Durch die
augenscheinliche Charakterisierung der zugehörigen Zylinder konnten für jeden
SVB Bereiche eingegrenzt werden, in denen der Beton selbstverdichtende Ei-
109
genschaften besaß oder unzureichende Verarbeitbarkeitseigenschaften infolge
von Stagnation bzw. Sedimentation aufwies. Bild 6.4.8 zeigt schematisch die
Verarbeitbarkeitsbereiche selbstverdichtender Betone in Abhängigkeit von Setz-
fließmaß und Trichterauslaufzeit mit zugehörigem Gefüge.
Die ermittelten Kenngrößen der Setzfließmaße und der Trichterauslaufzeiten in
Abhängigkeit vom Wassergehalt, von der Fließmitteldosierung sowie der Zeit
sind für die untersuchten selbstverdichtenden Betone SVB 1 bis SVB 5 in den
Tafeln E.1 bis E.6, Anhang E, zusammengestellt. Alle Betone erfüllten die An-
forderungen für blockierungsfreies Fließen sowohl im Box Test als auch in der
Blockierringprüfung.
Setzfließmaß sm
Trichterauslaufzeit T
T
6
T
5
T
4
T
3
T
2
T
1
sm
4
sm
1
sm
2
sm
3
sm
5
Selbst-
verdichtung
Korn Luft
Stagnation
Korn Luft
Sedimentation
Korn Luft
Bild 6.4.8: Schematische
Darstellung der Verarbeit-
barkeitsbereiche selbstver-
dichtender Betone in Ab-
hängigkeit von Setzfließmaß
und Trichterauslaufzeit mit
zugehörigem Gefüge
6.4.5.2 Verarbeitbarkeitseigenschaften von SVB 1
Aus der Kombination der Frisch- und Festbetonprüfungen konnte für SVB 1 ein
Bereich abgeleitet werden, in dem die Betone selbstverdichtende Eigenschaften
aufwiesen: Bei Setzfließmaßen zwischen 600 und 700 mm bei Trichterauslauf-
zeiten zwischen 8 und 18 Sekunden zeigten sie optimale selbstverdichtende Ei-
genschaften.
SVB 1.3 wies den optimalen Wassergehalt von 175 l/m³ und eine Fließmitteldo-
sierung von 1,1 M.-% v. z auf, siehe Tafel 6.4.2. SVB 1.1 besaß im Gegensatz
dazu bei sonst gleicher Zusammensetzung 7 l/m³ weniger Wasser. Unmittelbar
nach der Herstellung neigte SVB 1.3 zum Sedimentieren, siehe Bild 6.4.9. Das
Setzfließmaß betrug 750 mm und die Trichterausfließzeit war mit 6 Sekunden
sehr schnell. Der Beton lag außerhalb des Bereiches für Selbstverdichtung. Zwi-
110
schen 35 und 75 Minuten nach Mischungsende besaß SVB 1.3 dann selbstver-
dichtende Eigenschaften, eher er mit einem Setzfließmaß von 600 mm in den
Bereich für Selbstverdichtung überging.
SVB 1.1, dem 7 l/m³ Wasser weniger zugegeben wurden, zeigte ein geringes
Anfangssetzfließmaß von 690 mm bei einer nahezu unveränderten niedrigen
Trichterauslaufzeit von 6 Sekunden, siehe Bild 6.4.9. Der geringere Wasserge-
halt machte sich nicht so sehr im zeitlichen Verlauf des Setzfließmaßes sondern
im steilen Anstieg der Trichterauslaufzeit bemerkbar. Aufgrund der relativ nied-
rigen Trichterauslaufzeiten der Betone SVB 1.1 und SVB 1.3 wurde auf die
Herstellung von Betonen mit einem Wassergehalt von 182 l/m³ verzichtet. Die
Wasserzugabe hätte eine weitere Verringerung der Trichterauslaufzeit und damit
eine Verschiebung in den Bereich der Sedimentation zur Folge gehabt.
Setzfließmaß sm in mm
Trichterauslaufzeit T in s
30
25
20
15
10
5
0
800
500 600 700 900
SVB 1.1
SVB 1.3
Stagnation
Selbst-
verdichtung
Sedimentation
t=60
t=90
t=30
t=0
t=60 t=30
t=0
t=90
Bild 6.4.9: Verlauf der Ver-
arbeitbarkeit der Betone
SVB 1.1 und SVB 1.3
Die Betone SVB 1.2 und SVB 1.4 unterschieden sich von den Betonen SVB 1.1
und SVB 1.3 durch eine Erhöhung der Fließmitteldosierung um 0,1 M.-% auf
1,2 M.-% v. z, siehe Tafel 6.4.2. In beiden Fällen konnte dadurch keine Verbes-
serung der Verarbeitbarkeit erzielt werden, siehe Bild 6.4.10. Bei SVB 1.2 hatte
die Erhöhung des Fließmittelgehalts keinen Einfuss auf das Setzfließmaß und
führte nur zu einer verringerten Viskosität. SVB 1.4 zeigte zwar einen günstigen
Verlauf des Setzfließmaßes, jedoch blieben die Trichterauslaufzeiten über 90
Minuten auf einem relativ niedrigen Niveau außerhalb des Bereiches für Selbst-
verdichtung. Danach zeigte auch der Beton SVB 1.4 einen rapiden Abfall der
Fließfähigkeit.
111
t=120
t=0
Setzfließmaß sm in mm
Trichterauslaufzeit T in s
30
25
20
15
10
5
0
800
500 600 700 900
SVB 1.2
SVB 1.4
Stagnation
Selbst-
verdichtung
Sedimentation
t=30 t=60
t=90
t=60
t=90
t=30
t=0
Bild 6.4.10: Verlauf der
Verarbeitbarkeit der Betone
SVB 1.2 und SVB 1.4
Durch eine Fließmittelnachdosierung von 0,2 M.-% v. z nach 90 Minuten an
SVB 1.1 und SVB 1.2 konnten die für Selbstverdichtung benötigten Fließeigen-
schaften wieder hergestellt werden, siehe Bild 6.4.11. SVB 1.1 erreichte nahezu
die Ausgangsfließfähigkeit und besaß für weitere 30 Minuten selbstverdichtende
Eigenschaften. Danach zeigte der Beton jedoch wieder einen überproportionalen
Abfall der Verarbeitbarkeit. Die Fließmittelnachdosierung an SVB 1.2 zeigte
nur geringfügige Wirkung, da der Beton bereits stark angesteift war.
Setzfließmaß sm in m
m
Trichterauslaufzeit T in s
30
25
20
15
10
5
0
800
500 600 700 900
SVB 1.1
SVB 1.2
Fließmittel-
nachdosierung
t = 95
t = 95
t=120
+FM
t=120
+FM
Bild 6.4.11: Einfluss der
Fließmittelnachdosierung
auf die Verarbeitbarkeit der
Betone SVB 1.1 und SVB
1.2
112
6.4.5.3 Verarbeitbarkeitseigenschaften von SVB 2
Aus der Kombination der Frisch- und Festbetonprüfungen konnte für SVB 2 ein
ähnlicher Bereich wie für SVB 1 abgeleitet werden, in dem die Betone selbst-
verdichtende Eigenschaften aufwiesen: Bei Setzfließmaßen zwischen 600 und
700 mm sowie bei Trichterauslaufzeiten zwischen 8 und 18 Sekunden besaß
SVB 2 selbstverdichtende Eigenschaften.
Die Betone SVB 2.1 bis SVB 2.3 mit im Vergleich zu SVB 1 erhöhtem Ze-
mentgehalt bei gleichem Mehlkorngehalt, siehe Tafel 6.4.2, zeigten dasselbe
Verhalten wie die Betone SVB 1.1 bis SVB 1.4. Trotz hoher Wasser- und
Fließmitteldosierungen wurde immer nur ein geringes Setzfließmaß von rd. 730
mm bei gleichzeitig relativ geringen Trichterauslaufzeiten erreicht, siehe Bild
6.4.12. Daher wurde nur der Einfluss des Wassergehalts bei einer konstanten
Fließmitteldosierung von 1,2 M.-% v. z auf die Verarbeitbarkeitseigenschaften
untersucht.
Setzfließmaß sm in mm
Trichterauslaufzeit T in s
30
25
20
15
10
5
0
800
500 600 700 900
SVB 2.1
SVB 2.2
SVB 2.3
Stagnation
Selbstver-
dichtung
Sedimentation
t=60
t=90
t=30
t=120 t=0
t=60
t=90
t=30
t=120
t=0
t=90
t=30
t=0
Bild 6.4.12: Verlauf der
Verarbeitbarkeit der Betone
SVB 2.1 bis SVB 2.3
SVB 2.2 mit in Vorversuchen angepasstem Wassergehalt von 172 l/m³ und einer
Fließmitteldosierung von 1,2 M.-% v. z besaß wie auch die übrigen Betone die-
ser Serie ein relativ geringes Setzfließmaß von 720 mm bei einer geringen
Trichterauslaufzeit von 5 Sekunden, siehe Bild 6.4.12. 30 Minuten nach Mi-
schungsende wies der Beton ein Setzfließmaß von 690 mm auf, wäre aber zu
diesem Zeitpunkt wegen der immer noch recht geringen Trichterauslaufzeit von
7 s nicht sicher einbaubar gewesen. Nach 60 Minuten erreichte der Beton dann
den Bereich für Selbstverdichtung und zeigte bis rund 105 Minuten nach Mi-
schungsende optimale selbstverdichtende Eigenschaften. Danach fiel die Verar-
113
beitbarkeit mit einem Setzfließmaß von nur noch 430 mm und einer Trichter-
auslaufzeit von 22 Sekunden stark ab. Eine Nachdosierung von 0,2 M.-% v. z
Fließmittel nach 120 min brachte den Beton auf das nahezu gleiche Verarbeit-
barkeitsniveau wie 60 Minuten nach Mischungsende zurück, siehe Bild 6.4.13.
Anschließend zeigte der Beton für weitere 30 Minuten optimale selbstverdich-
tende Eigenschaften. SVB 2.1 unterschied sich von SVB 2.2 nur durch einen um
7 l/m³ geringeren Wassergehalt von 165 l/m³, siehe Tafel 6.4.2. Der niedrige
Wassergehalt führte zu einer erhöhten Trichterauslaufzeit von 10 Sekunden bei
einem Setzfließmaß von 710 mm. SVB 2.1 zeigte bis 60 Minuten nach dem Mi-
schungsende optimale selbstverdichtende Eigenschaften. Danach fielen die Ver-
arbeitbarkeitseigenschaften stark ab, was sich besonders in der Abnahme des
Setzfließmaßes von 360 mm ausdrückte. Durch eine Nachdosierung von 0,2 M.-
% v. z Fließmittel nach 90 min gelang es kurzzeitig, den Beton noch einmal in
den für Selbstverdichtung benötigten Verarbeitbarkeitsbereich zu bringen, ehe
die Verarbeitbarkeit wieder auf ein Setzfließmaß von 500 mm und eine kaum
noch messbare Trichterauslaufzeit abfiel, siehe Bild 6.4.13. Die Auswirkung der
Erhöhung des Wassergehalts um 6 l/m³ von 172 l/m³ auf 178 l/m³ Wasser auf
die Verarbeitbarkeitseigenschaften führte zu einem noch weicheren Beton SVB
2.3, der erst zu einem späteren Zeitpunkt einbaubar war und zwischen 75 und
105 Minuten nach Herstellungsende selbstverdichtende Eigenschaften besaß,
siehe Bild 6.4.12. Wie auch SVB 2.2 zeigte SVB 2.3 einen starken Abfall der
Verarbeitbarkeit zwischen 90 und 120 Minuten. Durch die Nachdosierung von
0,2 M.-% v. z konnte der Beton für etwa 30 Minuten ebenfalls in den optimalen
Bereich zurück gebracht werden, siehe Bild 6.4.13.
Setzfließmaß sm in mm
Trichterauslaufzeit T in s
30
25
20
15
10
5
0
800
500 600 700 900
SVB 2.1
SVB 2.2
SVB 2.3
Fließmittel-
nachdosierung
t = 95
t = 125
t = 125
t=120
t=150
t=120
t=150
+FM
+FM
+FM
Bild 6.4.13: Einfluss der
Fließmittelnachdosierung
auf die Verarbeitbarkeit der
Betone SVB 2.1 bis SVB
2.3
114
6.4.5.4 Verarbeitbarkeitseigenschaften von SVB 3
Bei Setzfließmaßen zwischen 600 und 750 mm sowie bei Trichterauslaufzeiten
zwischen 10 und 20 Sekunden war die Mischungsstabilität für Betone der Serie
SVB 3 gegeben.
Die Betone SVB 3.2 bis SVB 3.4 besaßen den optimierten Wassergehalt von
175 l/m³, siehe Tafel 6.4.3. Sie unterschieden sich voneinander durch eine stei-
gende Fließmitteldosierung von 0,1 M.-% v. z.
Der Beton SVB 3.2 mit 175 l/m³ Wasser und einer Fließmitteldosierung von 1,0
M.-% v. z war nach der Herstellung sehr weich und neigte mit einem Setzfließ-
maß von 810 mm und einer relativen Trichtergeschwindigkeit von 8,8 Sekunden
zum Sedimentieren, siehe Bild 6.4.14. Trotzdem fiel die Verarbeitbarkeit inner-
halb von 60 Minuten unter die Verarbeitbarkeitsgrenze ab. Optimale selbstver-
dichtende Eigenschaften besaß der Beton dabei zwischen 20 und 40 Minuten
nach Mischungsende. Eine Nachdosierung von 0,2 M.-% Fließmittel nach 60
Minuten brachte den Beton fast wieder in sein Anfangsfließverhalten zurück,
siehe Bild 6.4.16. Nach einer kurzen Übergangszeit von rund 15 Minuten er-
reichte der Beton dann optimale selbstverdichtende Eigenschaften für weitere 70
Minuten.
Durch die gegenüber SVB 3.2 erhöhte Fließmitteldosierung konnte die Verar-
beitbarkeitszeit der Betone SVB 3.3 und 3.4 deutlich verlängert werden. Ent-
sprechend des höheren Fließmittelgehalts waren sie wegen ihrer anfänglicher
Entmischungsneigung erst zu späteren Zeitpunkten einbaubar (SVB 3.3 nach
rund 30 und SVB 3.4 nach rund 45 Minuten). Danach wiesen sie jedoch eine
ausreichend lange Verarbeitbarkeitszeit von 120 bzw. 180 Minuten auf, siehe
Bild 6.4.14.
115
Setzfließmaß sm in mm
Trichterauslaufzeit T in s
30
25
20
15
10
5
0
800
500 600 700 900
SVB 3.2
SVB 3.3
SVB 3.4
Sedimentation
Stagnation
Selbstver-
dichtung
t=60
t=90
t=30
t=120
t=0
t=60
t=30 t=0
t=60
t=90
t=30
t=120
t=0
t=150
Bild 6.4.14: Verlauf der
Verarbeitbarkeit der Betone
SVB 3.2 bis SVB 3.4
SVB 3.1, dem im Vergleich zu SVB 3.2 7 l/m³ weniger Wasser zugegeben wur-
de, siehe Tafel 6.4.3, zeigte ein erhebliches Ansteifen und einen noch schnelle-
ren Abfall der Verarbeitbarkeit, siehe Bild 6.4.15. Durch die geringere Wasser-
filmdicke und durch die neu gebildeten Oberflächen infolge der Anfangsreak-
tionen des Zements wurde die Wirkungsdauer des Fließmittels eingeschränkt.
Durch eine Nachdosierung von 0,2 M.-% v. z nach 30 Minuten konnte das
Mehlkorn wieder dispergiert werden, siehe Bild 6.4.16. Es zeigte sich, dass in
diesem Fall die Nachdosierung etwas zu hoch gewählt war, denn SVB 3.1
neigte für rund 40 Minuten zum Sedimentieren. Danach besaß der Beton für
weitere 40 Minuten selbstverdichtende Eigenschaften.
SVB 3.5 mit einem im Vergleich zu SVB 3.2 um 7 l/m³ erhöhten Wassergehalt
zeigte wegen des erhöhten Wassergehalts von 182 l/m³ eine höhere Fließfähig-
keit. Der Beton erreichte 30 Minuten nach Mischungsende den Bereich für
Selbstverdichtung. Danach wies er für eine volle Stunde die für Selbstverdich-
tung optimale Verarbeitbarkeit auf, siehe Bild 6.4.15. Eine Nachdosierung von
0,2 M.-% Fließmittel im Alter von 120 Minuten brachte SVB 3.5 ebenfalls wie-
der in sein Anfangsfließverhalten zurück und sorgte für eine weitere Verarbeit-
barkeitszeit von 2 Stunden, siehe Bild 6.4.16.
116
Setzfließmaß sm in mm
Trichterauslaufzeit T in s
30
25
20
15
10
5
0
800
500 600 700 900
SVB 3.1
SVB 3.2
SVB 3.5
Sedimentation
Stagnation
Selbst-
verdichtung
t=60
t=30
t=0
t=90
t=30
t=0
t=60
t=30
t=120
t=0
Bild 6.4.15: Verlauf der
Verarbeitbarkeit der Betone
SVB 3.1, SVB 3.2 und SVB
3.5
Setzfließmaß sm in mm
Trichterauslaufzeit T in s
30
25
20
15
10
5
0
800
500 600 700 900
SVB 3.1
SVB 3.2
SVB 3.5
Fließmittel-
nachdosierung
t = 35
t = 65
t = 125
t=60
t=90
t=30 t=120
t=60
t=90
t=150
t=120
t=120
t=150
+FM
+FM
+FM
Bild 6.4.16: Einfluss der
Fließmittelnachdosierung
auf die Verarbeitbarkeit der
Betone SVB 3.1, SVB 3.2
und SVB 3.5
6.4.5.5 Verarbeitbarkeitseigenschaften von SVB 4
Aus der Kombination der Frisch- und Festbetonprüfungen konnte ein Bereich
abgeleitet werden, in dem die Betone der Serie SVB 4 selbstverdichtende Ei-
genschaften aufwiesen: Bei Setzfließmaßen über 810 mm oder Trichterauslauf-
zeiten unter 12 Sekunden war die Mischungsstabilität der hier untersuchten Be-
tone nicht immer gegeben. Lagen die Werte für das Setzfließmaß unter 700 mm
und die Trichterauslaufzeit über 22 Sekunden, war die Selbstentlüftung der Be-
tone nicht mehr ausreichend.
117
Die Betone SVB 4.1 bis SVB 4.4 wiesen den optimierten Wassergehalt von 168
l/m³ auf, siehe Tafel 6.4.4. Sie unterschieden sich voneinander durch eine stei-
gende Fließmitteldosierung um jeweils 0,1 M.-% v. z. von 0,8 bis 0,9 M.-% v. z.
SVB 4.1 mit einem Fließmittelgehalt von 0,8 M.-% v. z zeigte nach der Her-
stellung keine ausreichenden Verarbeitbarkeitseigenschaften, siehe Bild 6.4.17.
Die Fließmitteldosierung lag noch unterhalb der Sättigungsdosierung, was im
Vergleich mit den anderen Betonen der Serie SVB 4 neben dem geringeren
Setzfließmaß im besonderen an der hohen Trichterauslaufzeit zu erkennen war.
Trotz des optimalen Wassergehalts war noch so viel Wasser in Agglomeraten
der mehlfeinen Stoffe rheologisch unwirksam gebunden, dass der Beton 30 Se-
kunden benötigte, um auszufließen. Erst durch eine zweimalige Fließmittel-
nachdosierung von jeweils 0,2 M.-% v. z konnten selbstverdichtende Eigen-
schaften für 30 Minuten eingestellt werden. Die Erhöhung der anfänglichen
Fließmitteldosierung um 0,1 M.-% v. z auf 0,9 M.-% v. z bei SVB 4.2 brachte
eine ausreichende Dispergierung des Mehlkorns. Dieser Beton besaß die ersten
20 Minuten nach Mischungsende selbstverdichtende Eigenschaften. Jedoch war
die Wirkung des Fließmittel zeitlich stark begrenzt, so dass es zu einer starken
Reagglomeration kam, die im Wesentlichen die Trichterauslaufzeit stark beein-
flusste. Eine Fließmittelnachdosierung von 0,2 M.-% v. z nach 60 Minuten
führte zur Wiederherstellung der selbstverdichtenden Eigenschaften für weitere
30 Minuten in der Größe der Verarbeitbarkeit direkt nach Mischungsende, siehe
Bild 6.4.19. Da auch die Trichterauslaufzeit durch die erneute Dispergierung
den Ausgangswert erreichte, kann die Schlussfolgerung gezogen werden, dass
der Beton den gleichen Wassergehalt nach 60 Minuten wie zum Zeitpunkt des
Mischungsendes besaß.
118
Setzfließmaß sm in mm
Trichterauslaufzeit T in s
30
25
20
15
10
5
0
800
500 600 700 900
SVB 4.1
SVB 4.2
SVB 4.3
SVB 4.4
Sedimentation
Selbst-
verdichtung
Stagnation
t=60 t=30
t=0
t=60
t=90
t=30
t=0
t=30
t=0
t=0
Bild 6.4.17: Verlauf der
Verarbeitbarkeit der Betone
SVB 4.1 bis SVB 4.4
Durch einer weiteren Steigerung des Fließmittelgehalts auf 1,0 M.-% v. z bei
SVB 4.3 konnte das Setzfließmaß noch einmal vergrößert werden, während sich
die Trichterauslaufzeit kaum veränderte, siehe Bild 6.4.17. SVB 4.3 besaß
selbstverdichtende Eigenschaften zwischen 30 und 60 Minuten nach Mi-
schungsende. Die Erhöhung des Fließmittelgehalts führte zu einer zeitlichen
Verschiebung der selbstverdichtenden Eigenschaften zu späteren Zeitpunkten
hin. Jedoch war auch hier der Verarbeitbarkeitsverlust infolge einer stark anstei-
genden Trichterauslaufzeit am größten.
Durch eine Fließmitteldosierung von 1,1 M.-% v. z bei SVB 4.4 konnten die
Verarbeitbarkeitseigenschaften im Vergleich zu SVB 4.3 nicht weiter verbessert
werden. Zwar konnten die Trichterausfließzeiten über 60 Minuten im benötigten
Rahmen gehalten werden. Dafür zeigten die zugehörigen Setzfließmaße zu gro-
ße Werte von über 810 mm. Als das Setzfließmaß den für Selbstverdichtung er-
forderlichen Bereich nach ca. 70 Minuten erreichte, war die Trichterausfließzeit
so hoch, dass keine Selbstentlüftung mehr gegeben war.
SVB 4.5 und SVB 4.6 besaßen einen im Vergleich zum optimalen Wassergehalt
um 7 l/m³ erhöhten Wassergehalt von 175 l/m³, siehe Tafel 6.4.4. SVB 4.5
zeigte im Vergleich zu SVB 4.1 mit gleichem Fließmittelgehalt etwas verbes-
serte Fließeigenschaften unmittelbar nach dem Mischungsende, siehe Bild
6.4.18. Trotz des erhöhten Wassergehalts bewegte sich der Verarbeitbarkeits-
verlust im gleichen Rahmen. Durch eine Fließmittelnachdosierung in Höhe von
0,2 M.-% v. z nach 30 Minuten konnten die selbstverdichtenden Eigenschaften
für weitere 30 Minuten wiederhergestellt werden, siehe Bild 6.4.19.
119
SVB 4.6 mit einem Fließmittelgehalt von 0,9 M.-% v. z bei einem Wassergehalt
von 175 l/m³ besaß zwischen 20 und 50 Minuten nach Mischungsende selbst-
verdichtende Eigenschaften. Jedoch war der Verarbeitbarkeitsverlust hier eben-
falls sehr ausgeprägt, siehe Bild 6.4.18. Durch eine Fließmittelnachdosierung in
Höhe von 0,2 M.-% v. z nach 90 Minuten konnten die selbstverdichtenden Ei-
genschaften für weitere 30 Minuten wiederhergestellt werden, siehe Bild 6.4.19.
Setzfließmaß sm in mm
Trichterauslaufzeit T in s
30
25
20
15
10
5
0
800
500 600 700 900
SVB 4.1
SVB 4.2
SVB 4.5
SVB 4.6
Sedimentation
Selbst-
verdichtung
Stagnation
t=60
t=30
t=0
t=60
t=90
t=30
t=0
t=30
t=0
t=0
Bild 6.4.18: Verlauf der
Verarbeitbarkeit der Betone
SVB 4.1 und SVB 4.2 sowie
SVB 4.5 und SVB 4.6
Setzfließmaß sm in mm
Trichterauslaufzeit T in s
30
25
20
15
10
5
0
800
500 600 700 900
SVB 4.2
SVB 4.5
SVB 4.6
Fließmittel-
nachdosierung
t = 65
t = 35
t = 95
t=60
t=90 t=120
t=90
t=120
+FM +FM +FM
Bild 6.4.19: Einfluss der
Fließmittelnachdosierung
auf die Verarbeitbarkeit der
Betone SVB 4.2, SVB 4.5
und SVB 4.6
Die weitere Erhöhung der Fließmitteldosierung hätte bei dem erhöhten Wasser-
gehalt von 175 l/m³ zum gleichen Verlauf wie bei SVB 4.4 geführt. Die Verbes-
120
serung der Trichterauslaufzeit wäre durch zu große Setzfließmaße im entschei-
denen Zeitrahmen aufgehoben worden.
6.4.5.6 Verarbeitbarkeitseigenschaften von SVB 5
Die Betone der Serie SVB 5 wiesen selbstverdichtende Eigenschaften bei Setz-
fließmaßen zwischen 690 und 810 mm sowie Trichterauslaufzeiten zwischen 7
und 15 Sekunden auf.
Der Beton SVB 5.1 mit optimiertem Wassergehalt von 173 l/m³, siehe Tafel
6.4.4 zeigte ähnliche Verarbeitbarkeitseigenschaften wie der Beton SVB 4.5.
Unmittelbar nach Mischungsende fiel die Verarbeitbarkeit stark ab, so dass
selbstverdichtende Eigenschaften nur zwischen 10 und 20 Minuten nach Mi-
schungsende vorlagen, siehe Bild 6.4.20. Durch eine Fließmittelnachdosierung
in Höhe von 0,4 M.-% v. z nach 30 Minuten, die mit einer Fließmittelnachdosie-
rung von 0,2 M.-% des Fließmittels PCE 2 vergleichbar war, konnten die selbst-
verdichtenden Eigenschaften für weitere 40 Minuten wiederhergestellt werden,
siehe Bild 6.4.21.
In Beton SVB 5.2 wurde der Fließmittelgehalt um 0,2 auf 2,4 M.-% v. z erhöht.
Dieser Beton neigte nach dem Mischungsende zum Sedimentieren. 30 Minuten
nach Mischungsende besaß der Beton für 30 Minuten selbstverdichtende Eigen-
schaften, siehe Bild 6.4.20. Eine Fließmittelnachdosierung nach 90 Minuten in
Höhe von 0,4 M.-% v. z brachte den Beton wieder nahezu in die Anfangsfließ-
fähigkeit zurück und sorgte für weitere 40 Minuten für selbstverdichtenden Ei-
genschaften, siehe Bild 6.4.21.
SVB 5.3 enthielt einen, auf den optimalen Wassergehalt bezogenen, um 7 l/m³
erhöhten Wassergehalt. Im Vergleich zu SVB 5.1 mit gleichem Fließmittelge-
halt wurde das anfängliche Fließverhalten kaum beeinflusst. Der Beton besaß
nach etwa 15 Minuten für 30 weitere Minuten selbstverdichtende Eigenschaften,
siehe Bild 6.4.20. Durch eine Fließmittelnachdosierung in Höhe von 0,4 M.-%
v. z nach 60 Minuten konnten selbstverdichtende Eigenschaften für weitere 40
Minuten wiederhergestellt werden, ehe die Werte für das Setzfließmaß und die
Trichterauslaufzeit den Bereich für die Selbstverdichtung verließen, siehe Bild
6.4.21. Eine höhere Fließmitteldosierung bei erhöhtem Wassergehalt von 180
l/m³ hätte, wie bei Beton SVB 4.4, zu einem zum Sedimentieren neigendem
Beton geführt, der, wenn überhaupt, nur zu späten Zeitpunkten einbaubar gewe-
sen wäre.
121
Setzfließmaß sm in mm
Trichterauslaufzeit T in s
30
25
20
15
10
5
0
800
500 600 700 900
SVB 5.1
SVB 5.2
SVB 5.3
Sedimentation
Stagnation
Selbst-
verdichtung
t=60
t=90
t=30 t=0
t=30
t=0
t=60
t=30
t=0
Bild 6.4.20: Verlauf der
Verarbeitbarkeit der Betone
SVB 5.1 bis SVB 5.3
Setzfließmaß sm in mm
Trichterauslaufzeit T in s
30
25
20
15
10
5
0
800
500 600 700 900
SVB 5.1
SVB 5.2
SVB 5.3
Fließmittel-
nachdosierung
t=65
t=35
t =95
t=60
t=90
t=120
t=60
t=90
t=120
t=90
t=30
+FM
+FM
+FM
Bild 6.4.21: Einfluss der
Fließmittelnachdosierung
auf die Verarbeitbarkeit der
Betone SVB 5.1 bis SVB
5.3
6.4.6 Zusammenfassung
Durch die Kombination von Frisch- und Festbetonuntersuchungen konnten für
die untersuchten Betone Verarbeitbarkeitsbereiche für selbstverdichtende Ei-
genschaften, Stagnation und Sedimentation in Abhängigkeit des Wasser- und
Fließmittelgehalts ermittelt werden. Ebenso waren die zeitlichen Verläufe der
verschiedenen Bereiche quantifizierbar.
Die Betone der Serien SVB 1 und SVB 2 in der Kombination Z I.2/KM5 er-
reichten geringe Setzfließmaße bei einer generell geringen Trichterauslaufzeit.
122
Eine Verringerung des Wassergehalts führte nicht zu einer Verringerung der
Trichterauslaufzeit, sondern auch bei höheren Fließmittelgehalten zum frühen
Verlust der Verarbeitbarkeit. Fließmittelnachdosierungen brachten die Betone in
den verarbeitungsfähigen Bereich zurück. Jedoch folgte in der Regel nach wei-
teren 30 Minuten erneut ein steiler Verarbeitbarkeitsabfall. Wie auch schon die
Mörtelversuche im Abschnitt 6.3 zeigten, erwies sich die Steuerung der Verar-
beitbarkeit mit diesen Ausgangsstoffen aufgrund des zeitlich begrenzten Korri-
dors für Selbstverdichtung als schwierig.
Der Beton SVB 3 in der Kombination Z III.1/FA1 erreichte nach Mischungsen-
de Setzfließmaße um 800 mm bei Trichterauslaufzeiten um 10 Sekunden. Die
Fließmittelzugabe zwischen 1,0 M.-% und 1,2 M.-% v. z bei optimaler Wasser-
dosierung ermöglichte die sehr genaue zeitliche Steuerung der Verarbeitbar-
keitseigenschaften. Dadurch vergrößerte sich aber das Setzfließmaß über einen
längeren Zeitraum, so dass die Betone erst zu späten Zeitpunkten nach Mi-
schungsende sedimentationsstabil einbaubar wurden. Abweichungen vom opti-
malen Wassergehalt führten zum Verlust der Verarbeitbarkeit, die sich jedoch
durch eine gezielte Fließmittelnachdosierung wiederherstellen ließ. Die dabei
benötigte Menge war im Vergleich zu den Betonen SVB 1 und SVB 2 geringer.
Die Betone der Serien SVB 4 und SVB 5 in der Kombination Z III.2/FA2 er-
reichten relativ große Setzfließmaße in Kombination mit höheren Trichteraus-
laufzeiten. Insgesamt zeigten die Betone einen überproportionalen Verarbeitbar-
keitsverlust infolge des Anstieges der Trichterauslaufzeit. Höhere Fließmitteldo-
sierungen konnten diesen Effekt zum Teil vermindern. Fließmittelnachdosie-
rungen brachten die Betone in den verarbeitungsfähigen Bereich zurück. Jedoch
folgte in der Regel erneut ein steiler Verarbeitbarkeitsabfall. Trotzdem wiesen
die Betone nach der Nachdosierung für 40 Minuten selbstverdichtende Eigen-
schaften auf. Die Untersuchungen an den Betonen SVB 5 mit PCE 4 zeigten die
selben Tendenzen wie die Untersuchungen an den Betonen SVB 4 mit PCE 2.
Im Vergleich veränderten sich jedoch die Trichterausfließzeiten der Betone
SVB 5 mit PCE 4 trotz des höheren Zementgehalts nicht so stark und damit
günstiger.
In Bild 6.4.22 sind die Verarbeitbarkeitsbereiche der fünf selbstverdichtenden
Betone dargestellt. Sie unterscheiden sich durch die mehlfeinen Stoffe, die Zu-
sammensetzung und durch Ausgangsstoffe unterschiedlicher Hersteller. Dieses
Bild verdeutlicht die unterschiedlichen Bereiche für optimale selbstverdichtende
Eigenschaften verschiedener selbstverdichtender Betone. Zu erkennen ist, dass
die Verarbeitbarkeitsbereiche um den von Okamura angegebenen Kennwert für
Selbstverdichtung von Setzfließmaß von rund 700 mm und Trichterauslaufzeit
123
von rund 15 s schwanken. Die genaue Lage und die Größe des jeweiligen Ver-
arbeitbarkeitsfensters hängt jedoch stark von den verwendeten Ausgangsstoffen
und ihrer Kombination ab. Hervorzuheben sind z. B. die Fenster für SVB 3 und
für SVB 4. SVB 3 zeigt optimale selbstverdichtende Eigenschaften bei Setz-
fließmaßen zwischen 600 und 750 mm in Kombination mit Trichterauslaufzei-
ten von 10 bis 20 Sekunden. SVB 4 dagegen, der in Art und Gehalt der mehlfei-
nen Stoffe identisch ist, jedoch Ausgangsstoffe anderer Hersteller enthält, zeigt
optimale selbstverdichtende Eigenschaften bei Setzfließmaßen zwischen 700
und 820 mm sowie Trichterauslaufzeiten von 12 bis 22 Sekunden.
Setzfließmaß sm in m
m
Trichterauslaufzeit T in s
30
25
20
15
10
5
0
800
500 600 700 900
SVB 1,
SVB 2
SVB 3
SVB 5
SVB 4
Bild 6.4.22: Verarbeitbar-
keitsbereiche der unter-
suchten SVB 1 bis SVB 5 in
Abhängigkeit von Setz-
fließmaß und Trichteraus-
laufzeit
Die Ergebnisse zeigen auf der einen Seite, dass durch gezielte Wasser- und
Fließmittelgehalte die Verarbeitbarkeitseigenschaften zeitlich sehr genau ge-
steuert werden können. Auf der anderen Seite untermauern die Ergebnisse, dass
Schwankungen der Wasser- und Fließmittelgehalte sehr genau beherrscht und
beobachtet werden müssen.
6.5 Einfluss der Temperatur auf die Verflüssigung
6.5.1 Allgemeines
Neben den Wasser- und Fließmittelgehalten hat die Temperatur einen großen
Einfluss auf die Verflüssigung und die Verarbeitbarkeitseigenschaften. Um die-
sen Einfluss darstellen zu können, wurden an selbstverdichtenden Mörteln ana-
log zu Abschnitt 6.3 und an selbstverdichtenden Betonen nach Abschnitt 6.4
124
Untersuchungen zum Fließverhalten in unterschiedlichen Temperaturbereichen
durchgeführt. Es wurden die Prüftemperaturen 8, 20 und 30 °C gewählt.
6.5.2 Einfluss der Temperatur auf die Verflüssigung selbstverdichtender Mör-
tel
Für die Untersuchungen wurde der Zement ZIII.2, die Flugasche FA2, Rhein-
sand der Fraktion 0/2, Trinkwasser aus dem Leitungsnetz der Stadt Düsseldorf
und das Fließmittel PCE 4 verwendet. Die Mörtel waren so zusammengesetzt,
dass sie dem Mörtel des selbstverdichtenden Betons SVB 5 entsprachen. Durch
das große Leim- und Sandvolumen selbstverdichtender Betone wurden damit
rund 65 % des SVB 5 abgedeckt. Die Zusammensetzungen der Mörtel sind in
Tafel 6.5.1 dargestellt. Die Mörtel wurde mit vier verschiedenen Fließmittelge-
halten hergestellt. Der Wasseranteil der Fließmittel wurde auf den Gesamtwas-
sergehalt angerechnet. Der Wassergehalt entsprach dem optimalen Wassergehalt
von 173 l/m³. Die Ausgangsstoffe wurden vortemperiert. Die Mörtel wurden in
einem klimatisierten Labor der jeweiligen Prüftemperatur hergestellt und ge-
prüft.
Tafel 6.5.1: Zusammensetzungen der untersuchten selbstverdichtenden Mörtel
Schlüsselnummer ZF08 ZF20 ZF30
Temperatur °C 8 20 30
ZIII.2 g 1635 1635 1635
w g 1047 1047 1047
FA2 g 1695 1695 1695
g 0/2 g 4029 4029 4029
LP Vol.-% 2,0 2,0 2,0
PCE 4 M.-% v. z 2,0 2,2 2,4 2,6 2,0 2,2 2,4 2,6 2,0 2,2 2,4 2,6
Vges dm³ 4,0 4,0 4,0
Nach der Herstellung wurde das zeitabhängige Fließverhalten der Mörtel mit
dem Mörtelsetzfließmaß und der Mörtelauslaufzeit gemäß Abschnitt 6.3.4 un-
tersucht. Zusätzlich wurden analog zu Abschnitt 6.3.5 zylinderförmige Probe-
körper zur optischen Charakterisierung des Gefüges hergestellt. Die ermittelten
Kenngrößen der Setzfließmaße und der Trichterauslaufzeiten in Abhängigkeit
125
von der Fließmitteldosierung, der Zeit und der Temperatur der selbstverdichten-
den Mörtel ZF sind in den Tafeln F.1 bis F.3, Anhang F, zusammengestellt. Die
Verarbeitbarkeitseigenschaften lassen sich, wie in Abschnitt 6.3 abgeleitet, in
Verarbeitbarkeitsbereichen darstellen. Durch den Abgleich der rheologischen
Ersatzkenngrößen mit den zu den gleichen Zeitpunkten hergestellten Probekör-
pern konnte der Verarbeitbarkeitsbereich für selbstverdichtende Eigenschaften
für den Mörtel ZF ermittelt werden. Die Mörtel besaßen unabhängig von der
Temperatur selbstverdichtende Eigenschaften, wenn das Setzfließmaß zwischen
190 und 290 mm und die Trichterauslaufzeit zwischen 6 und 12 Sekunden lag.
Die Bilder 6.5.1 bis 6.5.3 fassen die Ergebnisse zur Ermittlung des zeitabhängi-
gen Verarbeitbarkeitsverhaltens zusammen und zeigen die Zeiträume nach Mi-
schungsende, in denen der Mörtel in Abhängigkeit vom Fließmittelgehalt und
der Temperatur selbstverdichtende Eigenschaften aufwies. Zu sehen ist, dass
sich die Zeitfenster für die Selbstverdichtung mit abnehmender Temperatur ver-
größerten. Bei höheren Fließmitteldosierungen neigten die Mörtel überpropor-
tional länger zum Sedimentieren, ehe sie den Bereich für Selbstverdichtung er-
reichten. Daraus kann die Schlussfolgerung gezogen werden, dass die durch die
Temperatur beeinflussten unterschiedlichen Reaktionsgeschwindigkeiten zwi-
schen Zement, Zusatzstoff und Fließmittel zu unterschiedlichen Fließmittelde-
pots führen, die eine längere bzw. kürzere Verarbeitbarkeit des Mörtels ge-
währleisten und damit maßgeblich den Verarbeitbarkeitszeitraum beeinflussen.
Dies kann dazu führen, dass eine Fließmitteldosierung von z. B. 2,4 M.-% v. z
im Temperaturbereich von 20 bis 30 °C zu einem Verarbeitbarkeitszeitraum von
20 bis 70 Minuten führt, in dieser Zeit aber starkes Sedimentieren im Tempera-
turbereich um 10 °C auftritt.
Die Überlagerung der verschiedenen Bereiche für selbstverdichtende Eigen-
schaften in Abhängigkeit von der Temperatur und der Fließmitteldosierung ist
zur besseren Vergleichbarkeit in Bild 6.5.4 dargestellt.
126
Fließmittelgehalt FM in M.-% v. z
M
örtelalter in
m
in
2,0 2,2 2,4 2,6
0
24
0
120
60
180
Sedimentation
Stagnation/
Lufteinschluss
Selbstverdichtende
Eigenschaften
ZF08
Bild 6.5.1: Zeitlicher Ver-
lauf der Verarbeitbarkeit
von Mörtel ZF08 in Abhän-
gigkeit der Fließmitteldosie-
rung bei 8 °C
Fließmittelgehalt FM in M.-% v. z
M
örtelalter in
m
in
2,0 2,2 2,4 2,6
0
24
0
120
60
180
Sedimentation
Stagnation/
Lufteinschluss
Selbstverdichtende
Eigenschaften
ZF20
Bild 6.5.2: Zeitlicher Ver-
lauf der Verarbeitbarkeit
von Mörtel ZF20 in Abhän-
gigkeit der Fließmitteldosie-
rung bei 20 °C
Fließmittelgehalt FM in M.-% v. z
M
örtelalter in
m
in
2,0 2,2 2,4 2,6
0
24
0
120
60
180
Sedimentation
Stagnation/
Lufteinschluss
Selbstverdichtende
Eigenschaften
ZF30
Bild 6.5.3: Zeitlicher Ver-
lauf der Verarbeitbarkeit
von Mörtel ZF30 in Abhän-
gigkeit der Fließmitteldosie-
rung bei 30 °C
127
Mörtelalter in min
Fließmittelgehalt FM in M.-% v. z
2,0 2,2 2,4 2,6
0
240
120
60
180
8 °C
20 °C 30 °C
Bild 6.5.4: Zeitlicher Ver-
lauf der Verarbeitbarkeit der
Mörtel ZF in Abhängigkeit
von der Fließmitteldosierung
und der Temperatur
6.5.3 Einfluss der Temperatur auf die Verarbeitbarkeit selbstverdichtender
Betone
Aufbauend auf den Mörteluntersuchungen wurde der Einfluss der Temperatur
auf die Verarbeitbarkeitseigenschaften selbstverdichtender Betone der Serie
SVB 5 durchgeführt. Als Referenzbeton wurde SVB 5.2 gewählt. Die Zusam-
mensetzungen der Betone sind in Tafel 6.5.2 dargestellt. Die Ausgangsstoffe
wurden so vortemperiert, dass die Betone ebenfalls Frischbetontemperaturen
von ca. 8, 20 und 30 °C besaßen.
Tafel 6.5.2: Zusammensetzungen der selbstverdichtenden Betone
Schlüsselnummer SVB 5.2-08 SVB 5.2-20 SVB 5.2-30 SVB 5.4-30
Temperatur °C 8 20 30 30
ZIII.2 kg/m³ 270 270 270 270
w kg/m³ 173 173 173 173
FA2 kg/m³ 280 280 280 280
g kg/m³ 1561 1561 1561 1561
PCE 4 M.-% v. z 2,4 2,4 2,4 2,8
LP V.-% 1,5 1,5 1,5 1,5
128
Die Verarbeitbarkeitseigenschaften der selbstverdichtenden Betone wurden ge-
mäß Abschnitt 6.4.3 überprüft. Die zugehörigen Werte Setzfließmaß sm und
Trichterauslaufzeit T in Abhängigkeit von der Temperatur und von der Zeit sind
in der Tafel F.4, Anhang F, aufgeführt.
Die Betone der Serie SVB 5 wiesen bei einer Prüftemperatur von 20 °C selbst-
verdichtende Eigenschaften bei Setzfließmaßen zwischen 690 und 810 mm so-
wie Trichterauslaufzeiten zwischen 7 und 15 Sekunden auf, siehe Abschnitt
6.4.5.6. Die Bilder 6.5.5 bis 6.5.7 fassen die Ergebnisse zur Ermittlung des
zeitabhängigen Verarbeitbarkeitsverhaltens zusammen. und zeigen die Zeiträu-
me nach Mischungsende, in denen die Betone in Abhängigkeit von der Tempe-
ratur selbstverdichtende Eigenschaften aufwiesen.
SVB 5.2-20 mit einem Fließmittelgehalt von 2,4 M.-% v. z neigte nach dem Mi-
schungsende zum Sedimentieren. 30 Minuten später besaß der Beton selbstver-
dichtende Eigenschaften, die er für weitere 30 Minuten behielt, siehe Bild 6.5.5.
Bei einer Prüftemperatur von 8 °C zeigte SVB 5.2-08 eine veränderte zeitab-
hängige Verarbeitbarkeit, siehe Bild 6.5.5. Der Beton verweilte nach Mi-
schungsende länger im instabilen Bereich. Zwischen 40 und 75 Minuten nach
Mischungsende besaß SVB 5.2-08 selbstverdichtende Eigenschaften.
Trichterauslaufzeit T in s
Setzfließmaß sm in mm
20
15
10
t = 0
t = 30
t = 90
t = 45
SVB 5.2 - 20 °C
SVB 5.2 - 8 °C
t = 0
t = 30
t = 60
t = 90
t = 45
t = 60
500 700 800 900600
0
5
Bild 6.5.5: Verarbeitbar-
keitseigenschaften in Ab-
hängigkeit von der Zeit für
SVB 5.2 bei 8 und 20 °C
Die Erhöhung der Temperatur auf 30 °C führte bei SVB 5.2-30 zu einem sehr
schnellem Verarbeitbarkeitsverlust, siehe Bild 6.5.6. Eine doppelte Nachdosie-
rung von 2 x 0,2 M.-% v. z brachte den Beton in den optimalen Bereich zurück
und sorgte für selbstverdichtende Eigenschaften von rund einer Stunde.
129
Trichterauslaufzeit T in s
Setzfließmaß sm in mm
500 700 800 900
20
15
10
600
t = 0
t = 30
t = 90
t = 45
SVB 5.2 - 20 °C
SVB 5.2 - 30 °C
t = 0
t = 60
t = 20
0
5
Bild 6.5.6: Verarbeitbar-
keitseigenschaften in Ab-
hängigkeit von der Zeit für
SVB 5.2 bei 20 und 30 °C
SVB 5.4-30 mit einer Fließmitteldosierung von 2,8 M.-% v. z, die der Gesamt-
dosierung von SVB 5.2-30 nach der Nachdosierung entsprach, besaß unmittel-
bar nach dem Mischungsende die Ausgangsverarbeitbarkeit von SVB 5.2-20. Er
erreichte nach etwa 20 Minuten den Bereich der Verarbeitbarkeit für Selbstver-
dichtung und wies bis 80 Minuten nach Mischungsende selbstverdichtende Ei-
genschaften auf, siehe Bild 6.5.7.
20
15
10
t = 0
t = 30
t = 90
t = 45
t = 60
Trichterauslaufzeit T in s
Setzfließmaß sm in mm
t = 0
t = 30
t = 60
t = 90
t = 120
500 700 800 900600
0
5
Bild 6.5.7: Verarbeitbar-
keitseigenschaften in Ab-
hängigkeit von der Zeit für
SVB 5.2 bei 20 °C und 5.4
bei 30 °C
Analog zu den Mörtelprüfungen zeigte sich, dass mit abnehmender Temperatur
der Beton bei gleichem Fließmittelgehalt länger zum Sedimentieren neigte, ehe
er den Bereich für Selbstverdichtung erreichte, siehe Bild 6.5.5. Der Verarbeit-
130
barkeitszeitraum, in dem SVB 5.2-08 selbstverdichtende Eigenschaften besaß,
betrug wie bei SVB 5.2-20 rund 30 Minuten. Die Temperaturerhöhung auf 30
°C führte zu einer Erhöhung der Reaktionsgeschwindigkeit im Beton, so dass
die Verarbeitbarkeit in 20 Minuten fast schlagartig abfiel. Durch die Erhöhung
der Fließmitteldosierung auf 2,8 M.-% v. z konnte bei SVB 5.4-30 ein entspre-
chender Verarbeitbarkeitsverlauf eingestellt werden.
6.5.4 Zusammenfassung
Die Betonversuche bestätigten das in den Mörtelversuchen gefundene Verhal-
ten, dass die durch die Temperatur beeinflussten unterschiedlichen Reaktionsge-
schwindigkeiten zwischen Zement, Zusatzstoff und Fließmittel zu unterschiedli-
chen Fließmitteldepots führen, die eine längere bzw. kürzere Verarbeitbarkeit
des Betons gewährleisten und damit maßgeblich den Verarbeitbarkeitszeitraum
beeinflussen. Bei den Betonen war der Einfluss der höheren Temperaturen auf
die Verarbeitbarkeitseigenschaften ausgeprägter als bei den Mörteln. Dieses
Verhalten kann durch die im Vergleich erhöhte Gesteinskörnungsoberfläche und
das größere Temperaturreservoir der groben Gesteinskörnungen erklärt werden.
131
7 Modifizierter Mischungsentwurf
7.1 Allgemeines
Die Untersuchungen zur Mehlkornoptimierung in Abschnitt 5 und zur Verflüs-
sigung in Abschnitt 6 verdeutlichen die enorme Vielfalt in der Zusammenset-
zung selbstverdichtender Betone. In Abhängigkeit der Ausgangsstoffe zeigen sie
unterschiedliche rheologische Eigenschaften. Der Begriff Selbstverdichtung be-
schreibt somit eine Frischbetoneigenschaft, die auf vielfältige Weise mit unter-
schiedlichen Betonausgangsstoffen und Zusammensetzungen erreicht werden
kann. Die jeweilige Anwendung des Betons wie die Verwendung im Fertigteil-
werk oder als Transportbeton, die Art und Form des Bauteils sowie zu berück-
sichtigende Expositionsklassen bestimmen den Mindestzementgehalt, das
Leimvolumen, den notwendigen Verarbeitbarkeitszeitraum und die Zusammen-
setzung der Sieblinie.
Gerade im Hinblick auf die allgemeine Anwendung, Herstellung und Verarbei-
tung von SVB ist diesem Umstand Rechnung zu tragen. Feste Grenzwerte für
Frischbetoneigenschaften und Empfehlungen für Verarbeitbarkeitsklassen kön-
nen nur einen Teil der selbstverdichtenden Betone erfassen und sind wenig
zweckmäßig. Daher bedarf es eines individuellen Konzeptes zur Beurteilung der
Verarbeitbarkeit selbstverdichtender Betone in Abhängigkeit von den jeweiligen
Anforderungen und den vorhandenen Ausgangsstoffen um sicherzustellen, dass
der Beton ausreichend fließt, entlüftet und ein homogenes Gefüge aufweist. Der
aus den durchgeführten Untersuchungen entwickelte modifizierte Mischungs-
entwurf eignet sich, um für alle Formen des selbstverdichtenden Betons einheit-
liche Regeln und Bewertungsmaßstäbe zu setzen und die Verarbeitbarkeitsei-
genschaften zielsicher zu steuern. Bild 7.1.1 zeigt den modifizierten Mischungs-
entwurf.
132
Sieblinie nach
Erfordernis,
um B
Startwassergehalt w
nach *
start
p
β
Zusammensetzung SVB
optimaler Wassergehalt w
opt
optimaler Fließmittelgehalt FM
Verarbeitungsfenster
opt
Fließmittelauswahl
Mehlkornzusammensetzung
m mindestens 550 kg/m³
min z nach DIN EN 206/DIN 1045-2
Anforderungen an Beton
Vorversuch Fließmittel
FM
start
Verarbeitbarkeitsdauer
Verarbeitungsfenster
w, FM
opt
∆
Ver-
flüssigungs-
zeit
zul.
w/z
Blockier-
prüfung
Verwendung des SVB
Fertigteilwerk
Transportbeton
ja
nein
ja
nein
ja
nein
zul.
w/z
ja
nein
Bild 7.6.1: Modifizierter Mischungsentwurf zur Herstellung und Verwendung selbstverdichtender
Betone
133
7.2 Festlegung der Mischungszusammensetzung
Entsprechend der Rezepturfestlegung herkömmlicher Betone müssen alle nor-
mativen Vorgaben bei der Zusammensetzung berücksichtigt werden. Hier sind
vor allem der Mindstzementgehalt und der höchstzulässige Wasserzementwert
zu nennen. Da der Wassergehalt die entscheidende Steuergröße bei der Herstel-
lung und Verwendung von SVB ist und sich direkt aus den mehlfeinen Aus-
gangsstoffen ergibt, muss im ersten Schritt nach der Abschätzung des Startwas-
sergehalts der höchstzulässige Wasserzementwert überprüft und gegebenenfalls
die Mehlkornzusammensetzung leicht verändert werden.
Die Sieblinie der Gesteinskörnung muss an die Erfordernisse der Einbausituati-
on angepasst werden. Gering bewehrte Betonbauteile können mit einem lei-
marmen, grobkornreicheren SVB problemlos betoniert werden. Höher bewehrte
Bauwerke hingegen bedürfen eines leimreicheren SVB mit optimierter Siebli-
nie, um das Blockieren durch grobe Gesteinskörnungen zu vermeiden.
7.3 Startwassergehalt
Die Art der mehlfeinen Stoffe Zement und Zusatzstoff und ihr Volumenverhält-
nis beeinflussen den optimalen Wassergehalt des SVB und die Empfindlichkeit
der Frischbetoneigenschaften gegenüber Schwankungen im Wassergehalt. Ist
das Mehlkornhaufwerk nicht gut abgestimmt und zu hohlraumreich, weist der
daraus hergestellte SVB eine hohe Empfindlichkeit gegenüber Schwankungen
im Wassergehalt auf: Unterhalb des optimalen Wassergehalts ist die Verarbeit-
barkeit unzureichend, während geringfügig höhere Wassergehalte nicht durch
das Mehlkorn gebunden werden können und es somit zu Absetzerscheinungen
kommt. Darüber hinaus bestimmt die gewählte Mehlkornkombination das
Fließverhalten des Betons. Es kann von „klebrig-zäh“ bis „wässerig“ reichen.
Die in der Festlegung des Betons gewählte Mehlkornzusammensetzung kann bei
Kenntnis der Ausgangssieblinien granulometrisch charakterisiert werden. Das
Steigungsmaß der Sieblinie dient als Eingangsparameter zur Bestimmung des
Grundwertes βp,n. Unter Kenntnis der Reaktivität (volumetrischer Zementanteil
der Mehlkornmischung) und der Kornform (volumetrischer Anteil runder Kör-
nung) lässt sich dann der Startwassergehalt βp* für die weitere Betonoptimie-
rung ermitteln. Bild 7.3.1 zeigt die Bestimmung von βp* am Beispiel von SVB
2, siehe Abschnitt 6.4.2.
134
V /V für in Vol.-%
wp p
β
*
0,81,01,21,4
0,6
0,4
0,6
1,2
1,6
Steigungsmaß n
zunehmend reaktiv,
gebrochenkörnig
*
→ β
p
β
p
,n
= 1,1·ln(n) + 1,07
1,0
1,4
β
p
,n
100 Vol.-% z
50 Vol.-% z
0,72
0,84
Bild 7.3.1: Bestimmung des
Startwassergehalts βp* für
ein gebrochenkörniges
Kornhaufwerk mit einem
Steigungsmaß von 0,72 und
einem Zementvolumen von
rd. 50 % (SVB 2)
7.4 Wirkungsweise des Fließmittels
Das Zusammenwirken der mehlfeinen Stoffe und des Zusatzmittels bestimmt
die Verarbeitbarkeitsdauer. Sie wird stark von der Reaktivität des Zements, der
Lösungszusammensetzung nach Wasserzugabe sowie der Temperatur beein-
flusst. Gerade bei der Verwendung von SVB als Transportbeton spielt die Ver-
arbeitbarkeitsdauer eine herausragende Rolle.
Die große Vielfalt von Fließmitteln auf der Wirkstoffbasis von Polycarboxyla-
tether machen Vorversuche unerlässlich. Die Ermittlung der Sättigungsdosie-
rungen für vollständige Dispergierung des Mehlkorns am Leim- bzw. Mörtelsy-
stem mit verschiedenen Fließmitteln eignet sich, um Aussagen zur Wirksamkeit
und Verträglichkeit der Kominationen zu treffen, siehe 6.3.6.3. Die Sättigungs-
dosierung ist erreicht, wenn sich durch die weitere Zugabe von Fließmittel das
Setzfließmaß nicht mehr systematisch steigern lässt, siehe Bild 7.4.1. Zudem
geben sie wichtige Hinweise für die Betonoptimierung, ab welcher Dosierung
die benötigten zeitlichen Verarbeitbarkeitseigenschaften über eine zusätzliche
Fließmitteldosierung steuerbar werden.
135
Mörtel-Setzfließmaß sm
m
200
400
350
300
250
Fließmittelgehalt FM
PCE A
PCE B
PCE C
FM
1
FM
2
FM
3
FM
4
FM
5
Mörtel mit
Sättigungspunkt
Bild 7.4.1: Schematische
Darstellung der Bestimmung
der Sättigungsdosierungen
am Mörtelsystem
7.5 Fensterlösung
In Frisch- und Festbetonprüfungen kann der optimale Verarbeitbarkeitsbereich
eines selbstverdichtenden Betons ermittelt werden. Der optimale Verarbeitbar-
keitsbereich ist dadurch gekennzeichnet, dass der Beton unter den vorgesehenen
Verarbeitungsbedingungen ausreichend fließt, entlüftet und sedimentationsstabil
ist. Dabei bereitet die Beurteilung der Sedimentation die größten Probleme, da
sie in der Regel erst erkannt wird, wenn das Bauteil bereits betoniert wurde.
Bislang gibt es kein geeignetes Prüfverfahren, mit dem die Stabilität des Betons
vorausgesagt oder als Schnelltest unmittelbar vor dem Einbau bestimmt werden
kann. Die Fensterlösung bietet den Vorteil, dass die Sedimentationsneigung des
Betons bereits im Vorfeld geprüft wird. Dazu werden zeitgleich zu den Frisch-
betonprüfungen Setzfließmaß und Trichterauslaufzeit Probekörper hergestellt,
um das Gefüge des Betons sowie die sich ausbildende Oberfläche im erhärteten
Endzustand zu begutachten.
Für die Beurteilung der Verarbeitbarkeit des SVB wird in einem Diagramm die
Trichterauslaufzeit als Maß für die Viskosität in Abhängigkeit vom Setzfließ-
maß als Kriterium für die Fließgrenze aufgetragen. Anhand der Ergebnisse aus
den Gefügeuntersuchungen an den Festbetonprobekörpern kann über das
Bruchbild und die Oberflächenstruktur des entsprechenden SVB ein Bereich in
dem Diagramm eingegrenzt werden, in dem eine ausreichend fließfähige und
entmischungsarme Verarbeitbarkeit vorliegt, blockierungsfreies Fließen voraus-
gesetzt. Das blockierungsfreie Fließen wird separat mit Box-Test, L-Box oder
Blockierring gemäß den zu erwartenden Anforderungen ermittelt. Außerhalb
136
dieses Bereiches liegen Betonzusammensetzungen, die zur Sedimentation nei-
gen bzw. nicht ausreichend entlüften (Lufteinschluss) oder nicht ausreichend
fließen (Stagnation). Bild 7.5.1 zeigt schematisch den Verarbeitbarkeitsbereich
für einen SVB.
Setzfließmaß sm
Trichterauslaufzeit T
langsam
T
u
schnell
gering sm
u
großsm
o
T
o
selbstverdichtende
Eigenschaften
Stagnation
Lufteinschluss
Sedimentation
Bild 7.5.1: Rheologische
Eigenschaften und Eigen-
schaftsbereiche eines SVB
in Abhängigkeit von Setz-
fließmaß und Trichteraus-
laufzeit
Durch die festgelegten unteren und oberen Grenzwerte für Setzfließmaß und
Trichterauslaufzeit werden der Zielwert und die zulässigen Abweichungen vom
Zielwert gemäß Tafel 7.5.1 bestimmt.
Tafel 7.5.1: Zielwerte und zulässige Abweichungen für den Verarbeitbarkeitsbereich
Zielwert sm = (smu + smo)/2
Setzfließmaß sm Abweichung ∆sm = (smo – smu)/2
Zielwert T = (Tu + To)/2
Trichterauslaufzeit Abweichung ∆Τ = (To – Tu)/2
Die Grenzen des Fensters müssen kontinuierlich überprüft werden, da sie sich
durch Schwankungen der Ausgangsstoffe verändern können. Befindet sich min-
destens ein Wert, z. B. bei der Übergabe vor dem Einbau, nicht im Fenster,
müssen geeignete Korrekturmaßnahmen (z. B. Fließmittelnachdosierung) ein-
geleitet werden, um den SVB wieder in den Verarbeitbarkeitsbereich zu brin-
gen.
137
7.6 Steuerung der Verarbeitbarkeit
7.6.1 Allgemeines
Die Steuerung der Verarbeitbarkeitseigenschaften erfordert Kenntnisse über die
Wechselwirkungen zwischen den verwendeten mehlfeinen Stoffen, dem Was-
sergehalt und der Wirkungsweise des Fließmittels. Als Menge an Zugabewasser
ist mindestens der Mindestwassergehalt vorzusehen, siehe Abschnitt 3.3.3. Dies
ist der Wassergehalt, der erforderlich ist, um die Oberflächen der Feststoffparti-
kel zu benetzen und die Hohlräume des Mehlkornhaufwerks zu füllen. Er kenn-
zeichnet den Übergang zwischen einem Kornhaufwerk und einer Suspension, an
dem sich die scheinbare Kohäsion verliert und das Korngemisch bei Energie-
einwirkung zu fließen beginnt. Ab diesem Wassergehalt sind die Suspensionsei-
genschaften durch Wasser und Fließmittel steuerbar.
7.6.2 Abweichung vom optimalen Wassergehalt
Der optimale Wassergehalt setzt sich aus dem Mindestwassergehalt und einem
Vorhaltemaß zusammen, dass durch die Ettringitbildung gebunden wird. Ab-
weichungen vom optimalen Wassergehalt können zum Verlust der Verarbeit-
barkeit auf zwei verschiedene Arten führen, siehe Bild 7.6.1.
Durch Wassermangel (wopt – ∆w) verliert der SVB auch bei sehr hohen Fließ-
mittelgehalten seine Verarbeitbarkeit in Richtung Stagnation bzw. Luftein-
schluss. Die Suspension Beton verwandelt sich wieder in ein teilbefeuchtetes
Kornhaufwerk, in dem Kapillarkräfte aktiviert werden. Ein Wasserüberschuss
(wopt + ∆w) hingegen fördert die Sedimentationsneigung des SVB. Je nach Was-
sergehalt kann es dazu führen, dass der Beton nie den Verarbeitbarkeitsbereich
erreicht.
7.6.3 Variation des Fließmittelgehalts
Mit dem optimalen Wassergehalt und ab der Sättigungsdosierung für vollständi-
ge Dispergierung des Mehlkorns sind die zeitlichen Verarbeitbarkeitseigen-
schaften über eine zusätzliche Fließmitteldosierung steuerbar. Etwas erhöhte
Setzfließmaße bzw. Trichterauslaufzeiten nach dem Mischen verringern sich sy-
stematisch infolge des charakteristischen Ansteifverhaltens des jeweiligen
selbstverdichtenden Betons. Dieser Effekt kann gezielt genutzt werden, um die
zeitlichen Verarbeitungseigenschaften einzustellen. Bild 7.6.2 zeigt schematisch
138
den Einfluss einer erhöhten Fließmitteldosierung auf den zeitlichen Verlauf der
Verarbeitbarkeit.
langsam
T
u
schnell
gering sm
u
großsm
o
T
o
t
0
t
1
t
2
t
0
t
1
t
2
t
i
w, FM
opt
w + w, FM
opt
∆
t
1
w - w, FM
opt
∆
Selbstver-
dichtung
Lufteinschluss
Sedimentation
Stagnation
Setzfließmaß sm
Trichterauslaufzeit T
Bild 7.6.1: Einfluss des
Wassergehalts auf die Ver-
arbeitbarkeitseigenschaften
langsam
T
u
schnell
gering sm
u
großsm
o
T
o
t
0
t
1
t
2
t
0
t
1
t
2
t
i
w, FM
opt
w , FM + FM
opt
∆
Selbstver-
dichtung
Lufteinschluss
Sedimentation
Stagnation
Setzfließmaß sm
Trichterauslaufzeit T
Bild 7.6.2: Einfluss des
Fließmittels auf die Verar-
beitbarkeitseigenschaften
7.6.4 Einstellung der Verarbeitbarkeit auf die Temperatur
Einige SVB zeigen ein unterschiedliches Frischbetonverhalten in verschiedenen
Temperaturbereichen. Dies liegt an der temperaturabhängigen Löslichkeit des
Sulfatträgers und Reaktivität des Calciumaluminates sowie an der unterschiedli-
chen Sorptionsgeschwindigkeit. Dem kann durch die temperaturgestufte Dosie-
139
rung des Fließmittels begegnet werden. So kann durch die Erhöhung der Fließ-
mitteldosierung bei höheren Temperaturen sowie die Verringerung der Fließ-
mitteldosierung bei niedrigeren Temperaturen der jeweilige Verarbeitbarkeitsbe-
reich für selbstverdichtende Eigenschaften an den Verarbeitbarkeitsbereich von
20 °C angepasst werden, siehe Bild 7.6.3.
langsam
T
u
schnell
gering sm
u
großsm
o
T
o
t
0
t
1
t
2
t
0
t
1
w, FM; T
opt 0
w, FM; T+T
opt 0
∆
t
1
w, FM; T-T
opt 0
∆
Selbstver-
dichtung
Lufteinschluss
Sedimentation
Stagnation
Setzfließmaß sm
Trichterauslaufzeit T
t
0
t
i
t
i+1
-FM
∆
+FM
∆
Bild 7.6.3: Einfluss der
Temperatur auf die Verar-
beitbarkeitseigenschaften
7.6.5 Korrekturmaßnahmen
Bei nicht mehr ausreichenden Setzfließmaßen und Trichterauslaufzeiten können
durch eine Nachdosierung des Fließmittels ausreichende Verarbeitbarkeitsei-
genschaften selbst nach längeren Transport- bzw. Lagerzeiten wieder eingestellt
werden. In Abhängigkeit der Lage des Betons im Verarbeitbarkeitsfenster bei
Verlust der selbstverdichtenden Eigenschaften lässt sich eine Fließmittelnachdo-
sierung gezielt einleiten. Das Ergebnis ist sofort durch die Lage im Verarbeit-
barkeitsdiagramm bewertbar. Die Fließmittelnachdosierung führt in der Regel
zu einer erneuten Dispergierung des Mehlkorns im Beton, so dass das Wasser,
das zwischenzeitlich wieder in Agglomeraten eingeschlossen wurde, wieder frei
gesetzt wird. Da sich der Beton zum Zeitpunkt der Nachdosierung im Allgemei-
nen in der Ruheperiode befindet, ist von einem Wasserverlust infolge von Hy-
dratation nicht auszugehen. Dies führt dazu, dass der Beton in fast allen Fällen
seine anfängliche Trichterauslaufzeit erreicht. Die Zunahme des Setzfließmaßes
hängt von der Höhe der Nachdosierung ab. Bild 7.6.4 zeigt schematisch die
Auswirkungen einer Fließmittelnachdosierung auf die Verarbeitbarkeitseigen-
schaften eines selbstverdichtenden Betons.
140
langsam
T
u
schnell
gering sm
u
großsm
o
T
o
t
0
t
i
w, FM
opt
∆
FM
1
∆
FM
3
∆
FM
2
Selbstver-
dichtung
Lufteinschluss
Sedimentation
Stagnation
Setzfließmaß sm
Trichterauslaufzeit T
Bild 7.6.4: Nachdosierung
von Fließmittel zu Wieder-
herstellung der Verarbeit-
barkeitseigenschaften
7.7 Zusammenfassung
Der modifizierte Mischungsentwurf bietet die Möglichkeit, die für Selbstver-
dichtung benötigte Verarbeitbarkeit einschließlich Selbstentlüftung und Sedi-
mentationsstabilität eines SVB einzustellen und zu beurteilen. Damit können die
Herstellung gesteuert, die Übergaben auf der Baustelle geregelt und eventuell
notwendige Korrekturmaßnahmen bei Verlust der entsprechenden Verarbeitbar-
keit zielgerecht eingeleitet werden. Es werden die Mechanismen angegeben, mit
denen die rheologischen Eigenschaften selbstverdichtender Betone gezielt be-
einflusst werden können.
Darüber hinaus hat das aus dem modifizierten Mischungsentwurf entnommene
Konzept zur individuellen Beurteilung der Verarbeitbarkeit von SVB als „Fen-
sterlösung“ Eingang in die DAfStb-Richtlinie Selbstverdichtender Beton gefun-
den [Ril03]. Es regelt die Anforderungen an den Frischbeton, die Lieferung von
Frischbeton sowie die Produktionskontrolle.
141
8 Zusammenfassung und Ausblick
Selbstverdichtender Beton ist ein Hochleistungsbeton, dessen besonderes Lei-
stungsvermögen in der Frischbetoneigenschaft „Selbstverdichtung“ besteht. Er
weist ein großes Potenzial für die Rationalisierung nicht nur in der Betonfertig-
teilproduktion, sondern auch des Bauablaufs auf der Baustelle auf. Um diese
Vorteile zu nutzen, ist größte Sorgfalt bei der Herstellung und in der Qualitätssi-
cherung zwingend erforderlich. Es muss ein Optimum zwischen Fließfähigkeit,
Selbstentlüftung und Homogenität bzw. Stabilität gefunden werden. Der Begriff
Selbstverdichtung beschreibt eine Frischbetoneigenschaft, die auf vielfältige
Weise mit unterschiedlichen Betonausgangsstoffen und Zusammensetzungen er-
reicht werden kann. Die Art der Verwendung bestimmt die benötigte Verarbeit-
barkeit und den Verarbeitbarkeitszeitraum. Daher fällt es schwer, allgemeingül-
tige Anforderungen an die Frischbetoneigenschaften von SVB zu formulieren
oder sie in bestimmte Kategorien oder Verarbeitbarkeitsklassen einzuordnen,
wie es bei den üblichen Betonen nach Norm der Fall ist.
Die systematischen Untersuchungen zu den Themenbereichen Mehlkornopti-
mierung sowie Verflüssigung und ihr Einfluss auf die Verarbeitbarkeitseigen-
schaften selbstverdichtender Betone können folgendermaßen zusammengefasst
werden.
Der Startwassergehalt, von dem an die Fließeigenschaften über Wasser- und
Fließmittelzugabe steuerbar werden, kann über die Verteilungsbreite des
Mehlkornhaufwerks und dessen Zusammensetzung (reaktiv, inert, rund, ge-
brochen) über den hier vorgestellten βp*-Wert hinreichend genau für die
weitere Optimierung abgeschätzt werden.
Alle Fließmittel konnten die unterschiedlichen Mehlkornhaufwerke nahezu
vollständig dispergieren. Ab der Sättigungsdosierung für vollständige Ver-
flüssigung können die zeit- und temperaturabhängigen Verarbeitbarkeitsei-
genschaften durch zusätzliche Fließmittelzugabe eingestellt werden. Zwi-
schen den einzelnen Fließmitteln zeigten sich deutliche Unterschiede in der
Verflüssigungsdauer. Dies ist je nach Anwendungsfall und benötigter Verar-
beitbarkeitszeit in Vorversuchen zu prüfen.
Um die selbstverdichtenden Eigenschaften eines SVB zu beurteilen, wurde
ein Lösungsansatz entwickelt, die Verarbeitbarkeit in einem Diagramm mit
den zwei Kenngrößen Setzfließmaß - als Maß für die Fließgrenze - und
Trichterauslaufzeit - als Maß für die Viskosität - darzustellen.
142
Der optimale Verarbeitbarkeitsbereich für Selbstverdichtung sowie die
Grenzen der Verarbeitbarkeit (Stagnation und Sedimentation) sind für den
entsprechenden SVB in Frisch- und Festbetonuntersuchungen durch Variati-
on der Wasser- und Fließmittelgehalte zu prüfen und festzulegen. Zur Beur-
teilung der Mischungsstabilität und der Selbstentlüftung werden die Oberflä-
chen und Bruchbilder von Probekörpern, die mit dem SVB hergestellt wur-
den, mit den zugehörigen Frischbetonkennwerten verglichen. Somit lässt
sich der Bereich der selbstverdichtenden Eigenschaft durch einen Verarbeit-
barkeitsbereich innerhalb des Verarbeitbarkeitsdiagramms kennzeichnen.
Die Lage und Größe des Bereiches ist vom verwendeten Mehlkorn und
Fließmittel abhängig.
Liegen beide Frischbetonkennwerte Setzfließmaß und Trichterauslaufzeit
innerhalb des Verarbeitbarkeitsfensters, kann davon ausgegangen werden,
dass der Beton ausreichend fließt, entlüftet und mischungsstabil ist. Dadurch
wird besonders die Sedimentationsneigung im Vorfeld prüfbar. Ferner wer-
den Abweichungen von der Sollzusammensetzung innerhalb des Verarbeit-
barkeitsdiagramms erkennbar. Dem entsprechend können auch bei nicht aus-
reichenden Frischbetonkennwerten von Setzfließmaß und Trichterauslaufzeit
geeignete Korrekturmaßnahmen (z. B. Fließmittelnachdosierung) zielge-
richtet eingeleitet werden, um den SVB wieder in den vorher festgelegten
Verarbeitbarkeitsbereich zu bringen.
Das in dieser Arbeit im Rahmen des modifizierten Mischungsentwurfs her-
ausgearbeitete Konzept zur Beurteilung der Frischbetoneigenschaften selbst-
verdichtender Betone hat als „Fensterlösung“ Eingang in die DAfStb-
Richtlinie Selbstverdichtender Beton gefunden. Es regelt die Anforderungen
an den Frischbeton, die Lieferung von Frischbeton sowie die Produktions-
kontrolle und ist in der Richtlinie im Anhang Q aufgeführt.
Die Bestimmung der Verarbeitbarkeitseigenschaften selbstverdichtender
Betone über die Fensterlösung erfordert die Ermittlung der Kenngrößen
Setzfließmaß und Trichterauslaufzeit. Dabei bereitet die Bestimmung der
Trichterauslaufzeit unter Baustellenbedingungen häufig Probleme. Neue
Prüfverfahren wie der Auslaufkegel eignen sich, um den Prüfaufwand bei
der Herstellung und Verwendung selbstverdichtender Betone deutlich zu re-
duzieren und die Vorteile der Fensterlösung effektiv zu nutzen [Kor04].
Das Bild 8.1.1 fasst die Steuerung der Verarbeitbarkeit für selbstverdichtende
Betone zusammen.
143
Startpunkt
zur
Steuerung
der
Verarbeitbarkei
t
SVB-
Eigenschaften
Wirkung
Feinstoff-Fließmittel
Blockierverhalten
granulometrische
Kenngrößen
Kornart, Kornform,
Korngrößenverteilung
*
β
p
Wasser
Korrektur-
kriterien
Verarbeitbarkeit
t = 0
Verarbeitbarkeit
über die Zeit
t = x
Fensterlösung
Bild 8.1.1: Steuerung der Verarbeitbarkeitseigenschaften selbstverdichtender Betone
144
9 Formelzeichen
Lateinische Buchstaben
a Ausbreitmaß
D Siebdurchgang
d50 Medianwert der Normalverteilung
FM Massebezogener Fließmittelgehalt
FS Massebezogener Feststoffgehalt
g Rheometrische Fließgrenze
h Rheometrische Viskosität
N Belastungsgeschwindigkeit
n Steigungsmaß der RRSB-Verteilung
Q3(x) Massenverteilungssumme
R Relative Trichtergeschwindigkeit
r² Korrelationskoeffizient
s Standardabweichung
sm Setzfließmaß
T Scherwiderstand, Temperatur, Trichterauslaufzeit
tZeit
t500 Fließzeit
V Volumen, Potenzial
w Wassergehalt
WA Wasseranspruch zur Erzielung der Normsteife
WS Massebezogener Wirkstoffgehalt
x Korndurchmesser
x` Lageparameter der RRSB-Verteilung
z Zementgehalt
145
Griechische Buchstaben
βpWasser/Feststoff-Volumenverhältnis für Sättigung nach Okamura
βp,n Berechnetes Wasser/Feststoff-Volumenverhältnis für Sättigung
βp*Korrigiertes Wasser/Feststoff-Volumenverhältnis für Sättigung
εPorenraum
ΓRelative Ausbreitfläche
γ
&Schergeschwindigkeit
ηPlastische Viskosität
η`Dynamische oder scheinbare Viskosität
τScherspannung
τfFließgrenze
Indizes
0 Nullwert
A Anziehungsenergie
bBeton
cal Berechnet
cum Kumulativer Hohlraum
Hg Prüfwert Quecksilberdruckporosimetrie
mMörtel
o Oberer Grenzwert
opt Optimaler Gehalt
P Powder - Mehlkorn
R Abstoßungsenergie
start Startgehalt für Optimierung
u Unterer Grenzwert
V Verflüssigungsdauer
W Wasser
146
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11 Anhang
11.1 Anhang A, Ergebnisse der physikalisch-chemischen Untersuchungen
an den mehlfeinen Stoffe
Tafel A.1: Chemisch-mineralogische Zusammensetzungen der Zemente in M.-%, glühverlustfrei
Schlüsselnummer ZI.1 ZI.2 ZI.3 ZIII.1 ZIII.2
Wasser 0,58 0,81 0,77 0,75 0,71
Kohlendioxid 1,88 1,62 0,75 0,42 2,11
Silizium(IV)-oxid 20,04 20,53 19,82 29,95 27,63
Aluminiumoxid 5,45 5,81 5,81 9,74 8,39
Titandioxid 0,25 0,26 0,25 0,47 0,49
Phosphor(V)-oxid 0,14 0,11 0,07 0,04 0,03
Eisen(III)-oxid 2,94 2,37 3,37 1,10 0,96
Mangan(III)-oxid 0,09 0,06 0,05 0,23 0,18
Calciumoxid 63,82 63,31 62,53 48,16 49,62
Magnesiumoxid 1,17 1,20 1,63 5,69 5,88
Sulfat als SO32,85 2,83 3,28 2,24 2,74
Kaliumoxid 0,65 0,93 1,44 0,63 0,59
Natriumoxid 0,13 0,13 0,22 0,26 0,28
Natriumäquivalent 0,56 0,74 1,17 0,67 0,67
Hüttensandgehalt - - - 64 65
C3S 62,10 55,40 55,82 - -
C2S 12,09 18,55 15,62 - -
C3A 9,72 11,66 9,85 - -
C4AF 9,16 7,39 10,41 - -
162
Tafel A.2: Chemisch-mineralogische Zusammensetzungen der Füller in M.-%, glühverlustfrei
Schlüsselnummer KM1 KM2 KM3 KM4 KM5 GK1 FA1 FA2
Wasser 0,23 0,15 0,08 0,18 0,13 n.b. 0,28 0,23
Kohlendioxid 44,17 44,05 43,97 42,72 43,57 n.b. 0,06 0,08
Silizium(IV)-oxid 0,01 0,01 0,01 0,61 0,47 70-75 45,33 49,40
Aluminiumoxid 0,01 0,01 0,01 0,14 0,01 < 2,5 28,98 26,55
Titandioxid 0,02 0,02 0,02 0,05 0,03 n.b. 1,18 1,09
Phosphor(V)-oxid 0,02 0,1 0,01 0,01 0,01 n.b. 0,78 0,25
Eisen(III)-oxid 0,01 0,01 0,01 0,05 0,1 < 0,5 10,59 7,52
Mangan(III)-oxid 0,01 0,01 0,01 0,03 0,02 n.b. 0,15 0,13
Calciumoxid 55,25 55,43 55,61 55,58 55,19 7-12 4,06 3,44
Magnesiumoxid 0,21 0,24 0,22 0,45 0,42 < 5 2,14 2,76
Sulfat als SO30,02 0,03 0,02 0,02 0,03 < 0,5 0,64 0,45
Kaliumoxid 0,01 0,01 0,01 0,06 0,02 < 1,5 3,13 3,83
Natriumoxid 0,01 0,01 0,01 0,02 0,01 12-15 1,16 1,10
Natriumäquivalent 0,02 0,02 0,02 0,06 0,02 n.b. 3,22 3,62
Methylenblauwert
in g / 100 g Füller n.b. n.b. n.b. 0,07 0,03 n.b. - -
n.b. nicht bestimmt
163
Tafel A.3: Physikalische Eigenschaften der Zemente
Schlüsselnummer ZI.1 ZI.2 ZI.3 ZIII.1 ZIII.2
Erstarren min 225 210 245 195 185
Wasseranspruch % 25,5 26,0 29,0 30,5 29,0
Normsteifemaß mm 5 5 6 6 7
Raumbeständigkeit mm 1,0 0,5 1,0 0 1,0
Spez. Oberfläche cm²/g 2880 3240 3020 4110 3590
Dichte g/cm³ 3,13 3,12 3,12 2,96 2,96
Druckfestigkeit 2d N/mm² 17,3 24,2 28,0 8,5 9,4
7d N/mm² 39,4 n.b 40,3 24,7 25,1
28d N/mm² 48,8 48,9 49,0 52,0 43,8
Biegezugfestigkeit 2d N/mm² 3,5 5,2 5,6 2,0 2,7
7d N/mm² 6,7 n.b. 7,7 5,3 5,7
28d N/mm² 8,0 9,2 8,8 8,4 10,5
n.b. nicht bestimmt
Tafel A.4: Physikalische Eigenschaften der Füller
Schlüsselnummer KM1 KM2 KM3 KM4 KM5 GK1 FA1 FA2
Wasseranspruch % 34,5 29,0 26,5 28,0 21,0 - 31,5 26,0
Normsteifemaß mm 5 6 5 5 6 - 7 6
Dichte g/cm³ 2,71 2,71 2,71 2,71 2,72 2,46 2,28 2,25
Spez. Oberfläche cm²/g <10000 6900 3200 4900 3300 600 - -
164
11.2 Anhang B, Ergebnisse der granulometrischen Untersuchungen an
den mehlfeinen Stoffe
Tafel B.1: Kennwerte der Mehlkornhaufwerke KM1, KM2 und KM3
RRSB Wasseran-
spruch
Hg-Penetration Visko-
mat
Bezeichnung
KM1/KM2/KM3
x` n r² βpVpor Vcum T
Vol.-% µm - % Vol.-% Vol.-% mm³/g Nmm
100/0/0 2,7 1,54 0,9941 1,521 63,2 581,7 250,0
75/25/0 3,4 1,19 0,9764 1,390 59,3 541,0 193,2
50/50/0 4,4 1,00 0,9706 1,184 60,0 493,7 126,8
25/75/0 5,5 0,94 0,9759 1,033 53,6 440,0 70,6
0/100/0 7,0 0,96 0,9842 0,978 55,1 435,3 46,4
100/0/0 2,7 1,54 0,9941 1,521 63,2 581,7 250,0
75/0/25 3,9 0,98 0,9607 1,053 59,8 504,2 156,8
50/0/50 5,9 0,79 0,9580 0,921 54,5 414,8 51,4
25/0/75 9,6 0,76 0,9724 0,803 52,8 350,8 15,7
0/0/100 17,6 0,86 0,9867 0,770 51,9 361,6 15,9
0/100/0 7,0 0,96 0,9842 0,978 55,1 435,3 46,4
0/75/25 8,7 0,90 0,9829 0,945 55,8 393,0 27,4
0/50/50 10,4 0,87 0,9842 0,904 53,1 387,4 16,5
0/25/75 13,3 0,86 0,9849 0,814 51,4 359,4 10,2
0/0/100 17,6 0,86 0,9867 0,770 51,9 361,6 15,9
50/25/25 5,0 0,90 0,9627 1,102 55,2 453,2 81,0
25/50/25 6,6 0,89 0,9713 0,891 55,0 397,3 44,8
25/25/50 8,2 0,80 0,9704 0,831 51,2 381,8 26,6
165
Tafel B.2: Kennwerte der Mehlkornhaufwerke KM4, KM5 und GK1
RRSB Wasseran-
spruch
Hg-Penetration Visko-
mat
Bezeichnung
KM4/KM5/GK1
x` n r² βpVpor Vcum T
Vol.-% µm - % Vol.-% Vol.-% mm³/g Nmm
100/0/0 12,0 0,98 0,9936 0,960 50,2 373,0 24,3
75/25/0 12,7 0,92 0,9930 0,915 54,5 356,7 19,3
50/50/0 13,7 0,84 0,9902 0,852 44,9 340,3 15,2
25/75/0 15,0 0,76 0,9866 0,739 48,8 316,7 12,2
0/100/0 21,3 0,69 0,9783 0,722 46,6 296,2 9,9
100/0/0 12,0 0,98 0,9936 0,960 50,2 373,0 24,3
75/0/25 15,0 0,91 0,9900 0,851 48,9 324,3 9,4
50/0/50 19,7 0,87 0,9828 0,670 45,5 279,5 3,5
25/0/75 39,4 1,07 0,9469 0,554 43,7 262,8 2,3
0/0/100 47,9 1,56 0,9398 0,538 24,1 127,4 2,1
0/100/0 21,3 0,69 0,9783 0,722 46,6 296,2 9,9
0/75/25 25,8 0,72 0,9767 0,653 44,0 288,7 4,8
0/50/50 33,9 0,81 0,9597 0,598 43,5 264,5 3,4
0/25/75 37,4 0,89 0,9448 0,576 35,7 213,1 2,9
0/0/100 47,9 1,56 0,9398 0,538 24,1 127,4 2,1
50/25/25 17,7 0,84 0,9884 0,723 47,5 313,1 7,2
25/50/25 20,6 0,77 0,9842 0,693 43,6 287,6 5,6
25/25/50 26,0 0,81 0,9714 0,662 45,5 280,0 3,0
166
Tafel B.3: Kennwerte der Mehlkornhaufwerke KM4, KM5 und FA1
RRSB Wasseran-
spruch
Hg-Penetration Visko-
mat
Bezeichnung
KM4/KM5/FA1
x` n r² βpVpor Vcum T
Vol.-% µm - % Vol.-% Vol.-% mm³/g Nmm
100/0/0 12,0 0,98 0,9936 0,960 50,2 373,0 24,3
75/25/0 12,7 0,92 0,9930 0,915 54,5 356,7 19,3
50/50/0 13,7 0,84 0,9902 0,852 44,9 340,3 15,2
25/75/0 15,0 0,76 0,9866 0,739 48,8 316,7 12,2
0/100/0 21,3 0,69 0,9783 0,722 46,6 296,2 9,9
100/0/0 12,0 0,98 0,9936 0,960 50,2 373,0 24,3
75/0/25 13,3 0,92 0,9935 0,713 50,8 377,9 3,9
50/0/50 16,3 0,82 0,9886 0,712 50,8 349,6 3,6
25/0/75 19,7 0,75 0,9867 0,694 46,7 347,3 3,8
0/0/100 24,5 0,73 0,9807 0,666 48,4 383,0 2,4
0/100/0 21,3 0,69 0,9783 0,722 46,6 296,2 9,9
0/75/25 22,1 0,70 0,9812 0,867 45,0 293,3 10,2
0/50/50 22,6 0,71 0,9768 0,830 44,0 307,8 5,8
0/25/75 24,4 0,72 0,9799 0,744 45,8 326,8 5,2
0/0/100 24,5 0,73 0,9807 0,666 48,4 383,0 2,4
50/25/25 17,1 0,83 0,9917 0,817 47,8 345,8 6,5
25/50/25 21,5 0,79 0,9920 0,764 47,8 315,5 4,9
25/25/50 20,2 0,79 0,9894 0,760 44,4 322,0 4,8
167
Tafel B.4: Kennwerte der Mehlkornhaufwerke ZI.2 und KM5
RRSB Wasseran-
spruch
Hg-Penetration Visko-
mat
Bezeichnung
ZI.2/KM5
x` n r² βpVpor Vcum T
Vol.-% µm - % Vol.-% Vol.-% mm³/g Nmm
100/0 27,3 0,77 0,9830 1,084 51,9 316,2 85,5
72/28 25,1 0,74 0,9830 1,027 48,3 283,6 67,5
46/54 23,6 0,72 0,9828 0,995 46,4 293,2 43,9
40/60 23,0 0,72 0,9824 0,987 45,9 303,0 38,5
22/78 21,7 0,71 0,9809 0,932 46,4 298,6 21,3
0/100 21,3 0,69 0,9783 0,722 46,6 296,2 9,9
Tafel B.5: Kennwerte der Mehlkornhaufwerke ZIII.1 und FA1
RRSB Wasseran-
spruch
Hg-Penetration Visko-
mat
Bezeichnung
ZIII.1/FA1
x` n r² βpVpor Vcum T
Vol.-% µm - % Vol.-% Vol.-% mm³/g Nmm
100/0 14,6 1,02 0,9980 1,058 54,0 402,7 71,8
70/30 15,4 0,98 0,9846 0,956 53,0 404,0 61,5
42/58 21,8 0,82 0,9918 0,902 48,6 398,5 36,1
38/62 22,4 0,81 0,9918 0,897 50,2 388,4 32,0
20/80 24,3 0,79 0,9911 0,796 48,5 397,0 24,8
0/100 26,34 0,82 0,9832 0,666 48,4 383,0 2,4
168
11.3 Anhang C, Untersuchungen an ausgewählten Fließmitteln
Tafel C.1: Physikalische Kennwerte der Fließmittel
Schlüsselnummer PCE 1 PCE 2 PCE 3 NNS NMS
Feststoffgehalt % 34,9 35,1 35,4 20,6 20,2
Dichte g/ml 1,08 1,07 1,02 1,07 1,07
pH-Wert - 6,86 6,27 6,78 7,84 9,28
Brechungsindex - 1,3894 1,3861 1,3598 1,4573 1,3748
Oberflächenspannung mN/m 34,9 41,7 29,3 67,3 64,9
Tafel C.2: Sättigungsdosierungen der untersuchten Zement-Fließmittelkombinationen
Wirkstoffgehalt für Sättigung in M.-% v. z
Schlüsselnummer PCE 1 PCE 2 PCE 3 NNS NMS
ZI.1 0,09 0,08 0,19 0,22 0,25
ZI.2 0,10 0,10 0,19 0,25 0,34
ZI.3 0,11 0,21 0,22 0,31 0,36
169
Wellenzahl in 1/c
m
Durchlässigkeit in %
0
20
40
80
60
10
0
4000 450100020003000 1500
PCE 1
Bild C.1: Infrarotspektrum
von PCE1
Wellenzahl in 1/c
m
Durchlässigkeit in %
0
20
40
80
60
10
0
4000 450100020003000 1500
PCE 2
Bild C.2: Infrarotspektrum
von PCE2
Wellenzahl in 1/c
m
Durchlässigkeit in %
0
20
40
80
60
10
0
PCE 3
4000 450100020003000 1500
Bild C.3: Infrarotspektrum
von PCE3
170
Wellenzahl in 1/c
m
Durchlässigkeit in %
0
20
40
80
60
10
0
4000 450100020003000 1500
NNS
Bild C.4: Infrarotspektrum
von NNS
Wellenzahl in 1/c
m
Durchlässigkeit in %
0
20
40
80
60
10
0
4000 450100020003000 1500
NMS
Bild C.5: Infrarotspektrum
von NMS
171
Tafel C.3: Zusammensetzung der optimierten Mörtel
w/z z w FM-Wirkstoff
Kombination
- g g M.-% v.z
PCE 1 0,09
PCE 2 0,08
PCE 3 0,19
NNS 0,22
ZI.1
NMS
0,355 737,9 262,0
0,25
PCE 1 0,10
PCE 2 0,10
PCE 3 0,19
NNS 0,25
ZI.2
NMS
0,360 732,5 263,7
0,34
PCE 1 0,11
PCE 2 0,21
PCE 3 0,22
NNS 0,31
ZI.3
NMS
0,390 701,7 273,7
0,36
172
Tafel C.4: Anfangsverflüssigung a0 sowie Dauer der Verflüssigung tV
ZI.1 ZI.2 ZI.3
a0tVa0tVa0tV
Kombination
cm min cm min cm min
PCE 1 19,3 210 18,5 270 18,6 360
PCE 2 17,8 90 15,0 150 26,9 360
PCE 3 16,7 120 16,2 180 27,0 300
NNS 18,1 120 17,2 270 17,2 180
NMS 17,5 150 16,2 210 15,8 150
173
11.4 Anhang D, Untersuchungen an selbstverdichtenden Mörteln
Tafel D.1: Zeitliche Veränderung der rheometrischen Kenngrößen Fließgrenze g und plastische Vis-
kosität h für Mörtel PK168
PK 168
PCE in M.-% v. z 0,7 0,8 0,9 1,0
t
min
g
Nmm
h
Nmm·s
g
Nmm
h
Nmm·s
g
Nmm
h
Nmm·s
g
Nmm
h
Nmm·s
0 18,4 111 0,0 119 0,0 81 0,0 99
20 41,6 246 7,4 175 0,9 130 0,0 163
40 25,5 251 9,6 174 2,5 194
60 19,7 231 10,3 260
90
Tafel D.2: Zeitliche Veränderung der rheometrischen Kenngrößen Fließgrenze g und plastische Vis-
kosität h für Mörtel PK173
PK 173
PCE in M.-% v. z 0,7 0,8 0,9 1,0
t
min
g
Nmm
h
Nmm·s
g
Nmm
h
Nmm·s
g
Nmm
h
Nmm·s
g
Nmm
h
Nmm·s
0 10,0 87 0,4 83 0,6 64 0,2 51
20 34,0 241 13,3 138 5,0 96 0,0 61
40 34,2 201 9,1 144 0,0 84
60 23,9 234 0,0 122
90
174
Tafel D.3: Zeitliche Veränderung der rheometrischen Kenngrößen Fließgrenze g und plastische Vis-
kosität h für Mörtel PK181
PK 181
PCE in M.-% v. z 0,7 0,8 0,9 1,0
t
min
g
Nmm
h
Nmm·s
g
Nmm
h
Nmm·s
g
Nmm
h
Nmm·s
g
Nmm
h
Nmm·s
0 6,7 63 0,5 40 0,0 44 0,0 45
20 18,6 126 0,8 51 0,0 56 0,0 56
40 33,1 157 3,3 72 1,0 89 1,1 91
60 48,7 204 6,1 87 5,2 95 4,5 107
90 16,5 109 14,3 119 13,3 131
Tafel D.4: Zeitliche Veränderung der rheologischen Hilfsgrößen Setzfließmaß smm und
Trichterauslaufzeit Tm für Mörtel PK168
PK 168
PCE in M.-% v. z 0,7 0,8 0,9 1,0
t
min
smm
mm
Tm
s
smm
mm
Tm
s
smm
mm
Tm
s
smm
mm
Tm
s
0 280 9,2 340 8,3 328 8,9 338 7,8
10 198 17,9 328 9,0 323 9,0 335 8,5
20 120 28,2 265 11,1 293 9,5 318 9,6
30 220 13,4 248 12,0 285 12,8
45 165 22,1 193 16,8 235 15,7
60 120 38,6 165 17,8 185 20,6
75 138 28,4 155 33,5
90 120 41,3
105
120
175
Tafel D.5: Zeitliche Veränderung der rheologischen Hilfsgrößen Setzfließmaß smm und
Trichterauslaufzeit Tm für Mörtel PK173
PK 173
PCE in M.-% v. z 0,7 0,8 0,9 1,0
t
min
smm
mm
Tm
s
smm
mm
Tm
s
smm
mm
Tm
s
smm
mm
Tm
s
0 295 7,4 330 7,2 315 8,2 345 6,3
10 189 12,5 303 8,0 313 8,6 333 6,8
20 143 21,5 243 10,6 279 10,2 335 7,8
30 185 16,3 229 11,4 320 8,2
45 147 24,5 209 14,7 307 9,6
60 170 20,5 293 10,1
75 140 41,4 273 13,8
90 230 15,9
105 190 20,7
120 138 43,9
176
Tafel D.6: Zeitliche Veränderung der rheologischen Hilfsgrößen Setzfließmaß smm und
Trichterauslaufzeit Tm für Mörtel PK181
PK 181
PCE in M.-% v. z 0,7 0,8 0,9 1,0
t
min
smm
mm
Tm
s
smm
mm
Tm
s
smm
mm
Tm
s
smm
mm
Tm
s
0 318 6,0 345 5,0 338 5,2 350 4,8
10 260 6,8 340 5,3 338 5,8 348 4,7
20 200 8,4 335 6,1 328 6,1 335 5,4
30 163 11,6 280 6,2 290 6,5 333 5,9
45 138 14,1 280 7,5 258 7,7 300 7,5
60 225 9,6 220 9,8 270 8,5
75 210 10,7 200 11,3 223 9,6
90 183 14,4 173 16,5 205 12,4
105 138 15,5 133 19,7 175 15,4
120 143 24,2
177
11.5 Anhang E, Untersuchungen an selbstverdichtenden Betonen
Tafel E.1: Setzfließmaße sm für die Betone SVB 1 und SVB 2
SVB 1 SVB 2
Zeit SVB 1.1 SVB 1.2 SVB 1.3 SVB 1.4 SVB 2.1 SVB 2.2 SVB 2.3
t
min
sm
mm
sm
mm
sm
mm
sm
mm
sm
mm
sm
mm
sm
mm
0 690 710 750 770 710 720 740
30 680 690 670 720 680 690 720
60 600 600 660 700 600 680 680
90 420 370 530 680 360 620 670
95 680 660 - 660 - -
120 610 530 580 500 430 550
125 - 680 710
150 460 660 640
Tafel E.2: Trichterauslaufzeiten T für die Betone SVB 1 und SVB 2
SVB 1 SVB 2
Zeit SVB 1.1 SVB 1.2 SVB 1.3 SVB 1.4 SVB 2.1 SVB 2.2 SVB 2.3
t
min
T
s
T
s
T
s
T
s
T
s
T
s
T
s
066671055
30 10 7 8 6 10 7 6
60 13 11 10 7 17 8 8
90 22 22 18 6 25 11 9
95 8 18 - 17 - -
120 15 18 15 34 22 12
125 - 7 7
150 21 9 12
178
Tafel E.3: Setzfließmaße sm für die Betone SVB 3
SVB 3
Zeit SVB 3.1 SVB 3.2 SVB 3.3 SVB 3.4 SVB 3.5
t
min
sm
mm
sm
mm
sm
mm
sm
mm
sm
mm
0 790 810 780 820 820
30 500 670 730 780 740
35 810 - - - -
60 780 530 660 740 630
65 - 780 - - -
90 720 750 610 700 580
120 660 660 600 680 510
125 - - 800
150 610 660 780
Tafel E.4: Trichterauslaufzeiten T für die Betone SVB 3
SVB 3
Zeit SVB 3.1 SVB 3.2 SVB 3.3 SVB 3.4 SVB 3.5
t
min
T
s
T
s
T
s
T
s
T
s
0 13 9 11 11 8
30 22 13 12 15 12
35 14 - - - -
60 16 18 12 16 15
65 - 9 - - -
90 20 11 14 19 15
120 21 14 16 22 16
125 - - 10
150 18 22 12
179
Tafel E.5: Setzfließmaße sm für die Betone SVB 4 und SVB 5
SVB 4 SVB 5
Zeit SVB
4.1
SVB
4.2
SVB
4.3
SVB
4.4
SVB
4.5
SVB
4.6
SVB
5.1
SVB
5.2
SVB
5.3
t
min
sm
mm
sm
mm
sm
mm
sm
mm
sm
mm
sm
mm
sm
mm
sm
mm
sm
mm
0 740 800 880 870 820 900 860 900 850
30 490 800 810 850 500 790 480 820 770
35 680 - - - 830 - 790 - -
60 480 710 850 780 700 770 690 580
65 810 - - - - - - 820
90 770 380 840 590 400 640 570 740
95 - - 800 - 830 -
120 640 800 720 510 800 620
Tafel E.6: Trichterauslaufzeiten T für die Betone SVB 4 und SVB 5
SVB 4 SVB 5
Zeit SVB
4.1
SVB
4.2
SVB
4.3
SVB
4.4
SVB
4.5
SVB
4.6
SVB
5.1
SVB
5.2
SVB
5.3
t
min
T
s
T
s
T
s
T
s
T
s
T
s
T
s
T
s
T
s
0 301513151210 8 7 7
30 50 28 20 19 33 19 22 8 8
35 22 - - 10 - 8 - -
60 50 29 21 14 28 9 9 11
65 16 - - - - - - 7
90 22 40 30 24 50 12 14 8
95 - - 15 - 7 -
120 33 39 19 15 8 16
180
11.6 Anhang F, Untersuchungen an selbstverdichtenden Mörteln und Be-
tonen in unterschiedlichen Temperaturbereichen
Tafel F.1: Zeitliche Veränderung der rheologischen Hilfsgrößen Setzfließmaß smm und
Trichterauslaufzeit Tm für Mörtel ZF08 bei 8 °C
ZF08
PCE in M.-% v. z 2,0 2,2 2,4 2,6
smmTmsmmTmsmmTmsmmTm
t
min mm s mm s mm s mm s
0 303 6,9 368 6,3 350 6,4 363 5,9
10 283 7,1 348 6,3 358 6,2 350 6,1
20 253 7,1 328 6,2 353 5,5 348 5,4
30 238 7,7 308 6,6 358 5,4 353 5,4
45 210 8,9 300 6,7 348 5,6 338 5,3
60 190 9,5 293 7,2 343 5,9 345 ,9
75 165 11,0 283 7,5 325 6,1 338 6,3
90 168 11,8 268 8,3 328 5,6 318 6,7
105 243 8,6 318 6,0 333 7,0
120 223 9,5 268 6,4 295 7,1
135 200 10,5 260 6,8 278 7,8
150 235 7,4 263 8,2
175 223 8,3 265 8,7
190 205 9,6 243 9,3
181
Tafel F.2: Zeitliche Veränderung der rheologischen Hilfsgrößen Setzfließmaß smm und
Trichterauslaufzeit Tm für Mörtel ZF20 bei 20 °C
ZF20
PCE in M.-% v. z 2,0 2,2 2,4 2,6
smmTmsmmTmsmmTmsmmTm
t
min mm s mm s mm s mm s
0 370 7,2 345 6,6 370 6,7 373 5,5
10 300 6,9 298 6,2 335 6,0 360 6,7
20 236 7,8 265 6,7 295 6,5 348 5,2
30 218 8,2 243 7,1 265 7,2 350 5,3
45 196 9,2 22 7,6 260 7,7 338 6,2
60 179 10,2 195 8,7 225 8,4 323 6,4
75 160 11,7 185 9,2 190 8,8 295 7,2
90 146 12,6 175 10,1 185 9,6 255 7,4
105 153 12,7 158 10,3 233 8,6
120 138 10,9 218 9,8
135 203 10,8
150 183 11,8
175 180 15,1
190
182
Tafel F.3: Zeitliche Veränderung der rheologischen Hilfsgrößen Setzfließmaß smm und
Trichterauslaufzeit Tm für Mörtel ZF30 bei 30 °C
ZF30
PCE in M.-% v. z 2,0 2,2 2,4 2,6
smmTmsmmTmsmmTmsmmTm
t
min mm s mm s mm s mm s
0 233 7,9 298 5,5 328 5,7 333 5,7
10 153 10,3 183 9,8 280 6,7 320 5,2
20 150 10,0 163 10,0 228 8,0 303 5,6
30 140 9,2 163 11,3 210 8,6 278 5,9
45 135 14,2 155 14,5 208 8,7 265 6,4
60 205 8,9 243 7,5
75 198 9,4 228 8,3
90 188 9,6 218 8,6
105 170 10,2 208 9,1
120 165 120 195 10,8
135 183 12,4
150
175
190
183
Tafel F.4: Zeitliche Veränderung der rheologischen Hilfsgrößen Setzfließmaß sm und
Trichterauslaufzeit T in Abhängigkeit von der Temperatur
Nr. SVB 5.2-08 SVB 5.2-20 SVB 5.2-30 SVB 5.4-30
sm T sm T sm T sm Tt
min mm s mm s mm s mm s
0 820 8 900 7 840 7 890 7
20 - - - - 500 11 - -
25 - - - - 730 8 - -
30 820 9 820 8 840 5 790 9
50 - - - - 780 7 - -
60 780 10 690 9 - - 760 11
70 - - - - 740 7 - -
90 630 13 570 14 - - 680 14
95 830 7 730 8 - -
120 800 15 580 19
125
