A Multiple­Laboratory Study of Hot Mix Asphalt Performance Testing 

  

M. Heitzman1, R. McDaniel2, A. Shah2, L. Myers McCarthy3, C. Paugh3, J. Gudimettla3, E. Dukatz4, G.Reinke5 and V. Goetz6 

 

                                                           

  Abstract This paper presents the results of a collaborative study between the Iowa Department of Transportation, FHWA, Mathy Construction and the North Central Superpave Center.  All four labs tested the same plant produced mixture in a variety of ways to examine the differences in complex dynamic modulus (|E*|) testing between multiple laboratories.  This effort also allowed comparison of |E*| test results with other performance test methods, comparison of |E*| from mix design to plant produced mixture, and comparison of measured |E*| values with predicted |E*| values.  Three different devices were used in conducting the |E*| testing.  The other tests conducted for comparison purposes included the flow time test, complex shear modulus using the Superpave Shear Tester and a torsional test in the Dynamic Shear Rheometer (DSR), DSR Creep Test and Hamburg rutting test.  The results suggest that the differing test protocols yielded similar |E*| values, at least at intermediate temperatures.  At higher temperatures, differences in the protocols may be affecting the results.  Comparison of laboratory‐predicted |E*| with predictive equations showed good agreement at the low and intermediate temperatures.  Results of testing mix design specimens0 compared well with testing plant‐produced mix.  The |E*| test differentiated a mixture containing a small amount of reclaimed asphalt pavement (RAP) from a similar mix without RAP.  Both predictive equations and measured |E*| data showed that typical mixture variation during production should not cause substantial changes in |E*|.  The flow number results for mix design specimens and plant‐produced mix compared well at high temperatures.  The torsional |G*| test showed promise as it compares well to the |G*| from the SST.    Key Words:  Dynamic modulus, |E*|, Field |E*| data, Rutting prediction, Witczak Model, Hirsch Model, master curves, hot‐mix asphalt, Superpave, SPT.    

 1 Formerly with Iowa Department of Transportation, now at National Center for Asphalt Technology, 277 Technology Parkway, Auburn, AL, 36830, email:  mah0016@auburn.edu 2 North Central Superpave Center, 1205 Montgomery Street, P. O. Box 2382, West Lafayette, IN‐47906, email:  rsmcdani@purdue.edu, bano@purdue.edu 3 Formerly with Office of Pavement Technology, Asphalt Team, FHWA Headquarters, now at Villanova University, Room 144 Tolentine, 800 E. Lancaster Ave., Villlanova, PA, 19085, email: leslie.mccarthy@villanova.edu  4 Mathy Construction Company, Materials and Research, 915 Commercial Court, Onalaska, WI, 54650, email:  edukatz@mathy.com 5 MTE Services, Inc. 915 Commercial Ct, Onalaska, WI, 54650, greinke@mathy.com 6 Iowa Department of Transportation, 800 Lincoln Way, Ames, Iowa, 50010. 

   

1  

 

Introduction 

 This paper discusses the results and findings of a multifaceted collaborative study.  The Federal 

Highway Administration (FHWA) Mobile Asphalt Testing Laboratory (MATL) was invited by the Iowa Department of Transportation (Iowa DOT) in July 2003 to introduce facets of the FHWA Long Life Pavements program in Iowa.  Field evaluation of the new asphalt performance testing technology was done on‐site, evaluating local materials in Iowa.  The Dynamic Modulus test and Flow Number tests were run on specimens prepared by the FHWA for testing in the Simple Performance Tester (SPT).  The influence of mixture volumetrics on performance in the SPT was investigated.  Both laboratory‐blended and plant‐produced materials were evaluated by the FHWA laboratory.  Plant‐produced HMA stiffness was tested by four laboratories: FHWA, Iowa DOT, North Central Superpave Center (NCSC) and Mathy Construction using a variety of test techniques. 

The overall purpose of the investigation was to examine the differences in complex dynamic modulus (|E*|) testing between multiple laboratories.  This effort also allowed comparison of |E*| test results with other performance test methods, comparison of |E*| from mix design to plant produced mixture, and comparison of measured |E*| values with predicted |E*| values.   

 

Background 

 The complex dynamic modulus, |E*|, is defined as the absolute value of the maximum (peak‐to‐

peak) stress divided by the maximum recoverable (peak‐to‐peak) axial strain for a hot mix asphalt (HMA) cylindrical specimen subjected to a sinusoidal loading.  The |E*| test is a stress‐controlled procedure in which an axial compressive load is applied to an HMA specimen, and the resulting applied stress and recoverable axial strain responses are measured.  Views of the SPT device, equipped to run the |E*| test, are shown in Figure 1, along with the stress‐strain predictions as a result of the test (1). 

 

φ/ωσosinωt

εosin(ωt-φ)

σ ε0 0σ, ε

Figure 1. SPT performance test equipment and resulting |E*| predictions 

Time, t0

0|*|εσ

=E

2  

 

One benefit of using the |E*| test for mix design is that it yields values used in models to determine both the rutting and fatigue cracking performance properties of a mix from one test (2, 3).  The test is relatively straightforward and quick to run.  The SPT equipment produced from the NCHRP 9‐29 project is capable, on average, of running the |E*| test in approximately ten minutes per specimen per temperature (combined with prior specimen temperature conditioning time of two hours) (4).  One of the reasons the |E*| test was selected for describing the mixture stiffness as part of the NCHRP 1‐37A mechanistic‐empirical design approach is that it incorporates the time response of the mix through time temperature superposition for characterizing the |E*| response at various temperatures (5).  

 

Field Project Description 

 The HMA mixture selected for this study was an Iowa DOT 10 million ESAL base mix for the US‐

218 (Avenue of the Saints) Nashua bypass in north‐central Iowa.  Following Iowa’s standard practices, the mix was designed with an Nini of 7, Ndes of 86 and Nmax of 134.  The 19 mm (¾‐inch) mix was a blend of five aggregate components including a crushed limestone (23%), limestone chip (23%), limestone manufactured sand (28%), screened gravel (20%) and RAP (6%).  At design, the effective asphalt binder content was 4.4%, the VMA was 14.3%, and the film thickness was 9.4 microns.  The Iowa DOT mix design quality control check of the Gmm values rated this mix design as “excellent.”  Iowa uses this analysis to evaluate how well the Gmm data for the design represents an acceptable range of values. 

  The predominant limestone source had a moderate level of absorption, and the mixture was measured at 0.95% absorbed binder (aggregate basis).  At this level of effective asphalt loss, the laboratory procedures must ensure that the proper amount of oven curing takes place before compacting specimens. 

Mathy Construction produced and placed the mixture.  The plant generated approximately 4000 Mg of HMA per day.  Three days of production were used to collect four samples for the round‐robin testing.  Table 1 summarizes the results of quality control testing of the HMA for the three days. 

 Table 1.  Summary of HMA plant QC testing Measured Property  Target  July 14  July 16  July 17 No. 4 (% passing)  64%  59  67  67 No. 8 (% passing)  49%  44  51  51 No. 30 (% passing)  25%  22  22  22 No. 200 (% passing)  5.9%  5.0  5.4  5.3 Binder Content (Pb)  5.4%  5.2%  5.4%  5.5% 

Air Voids (Pa) (Range)  4.0% 3.5% 

(3.5‐3.6) 4.2% 

(3.8‐4.4) 4.1% 

(3.6‐4.6) Film Thickness (microns)  9.4  8.7  8.4  8.5 VMA  14.3%  14.2%  15.0%  15.1% Dust to Asphalt Ratio  1.00  1.09  1.15  1.11 

   The FHWA Mobile Asphalt Testing Lab determined the binder properties according to AASTHO 

M320 and MP1a.  Under the M320 protocols, the binder met a PG58‐28 grade (continuous grade 59.3‐29.2).  Using the MP1‐a protocols, the critical cracking temperature was determined to be ‐27, so the binder graded out as a PG58‐22 (6). 

 

3  

 

Sampling and Testing Plan 

Sampling of the Hot Mix Asphalt (HMA) was conducted at the asphalt plant site location.  HMA was loaded onto a small single axle dump truck from which the 19 mm base mixture was split into four sublots using a “quartermaster” device, as shown in Figure 2.  The sublots were placed in cardboard boxes for storage until testing.  They were then divided among the FHWA Mobile Asphalt Lab Trailer, Mathy Construction, the Iowa DOT, and the North Central Superpave Center at Purdue University. 

  A total of four samples were taken representing three separate days of production.  Sample #1 was taken on July 14, 2003; Samples #2 and #3 were taken from the same truckload on July 15, 2003; and Sample #4 was taken on July 16, 2003. 

  A reheating protocol was established to ensure that the HMA samples were handled in the same manner by all participating laboratories.  The procedure called for the mixture in the sample boxes to be reheated in a forced draft oven for four hours at 135°C (275°F).  At the end of the four hours, the boxes were removed from the oven; the HMA mixture was reblended and quartered to test sample size for the test being conducted.  The test material was then placed back in the oven until the compaction temperature of 135°C was achieved, usually within two hours for the Superpave gyratory specimens.  The performance test specimens were compacted approximately one hour after the specimens for volumetric determinations. 

 

Figure 2.  HMA sample splitting with quartermaster device  

Testing Protocols The four laboratories participating in this study performed a variety of tests for comparison 

purposes.  In addition, some tests were accomplished using different types of equipment and varied protocols.  The differences in the dynamic modulus test protocols are detailed in the next section. 

 The tests conducted included the following: 

 Binder Characterization • FHWA MATL following MP1a 

 Complex Dynamic Modulus (|E*|) • FHWA MATL used an IPC at 17°, 23° and 40°C  • Iowa used the Nottingham Asphalt Tester (NAT) at 11°, 17°, 23° and 40°C • NCSC used an IPC at 17°, 23° and 40°C 

4  

 

 Mixture Complex Shear Modulus (|G*|) • NCSC used an Interlaken SST to perform Frequency Sweep test at 23° and 40°C 

 Torsional Test • Mathy used a Dynamic Shear Rheometer to determine |G*| and Flow Number (Fn) of the mix 

 Hamburg Wheel Rutting Test • Mathy performed at 50° and 58.5°C.  

The complex dynamic modulus is the focus of this evaluation.  The other tests are supplementary tests used for comparison to the dynamic modulus. 

Table 2 lists the tests conducted and practices used by the FHWA MATL on the HMA samples.  In addition, the mix design was replicated by the MATL.  The physical properties of the aggregates were also determined. 

 Table 2.  HMA tests conducted by the FHWA Mobile Asphalt Lab Trailer 

 Test  Description 

ASTM D 4125  Asphalt Content by the Nuclear Method AASHTO T308  Asphalt Binder Content by the Ignition Method AASHTO PP2  Practice for Mixture Conditioning of HMA 

AASHTO T209 Maximum Specific Gravity of Bituminous Paving Mixtures, Rice Method with supplemental dry‐back procedures 

AASHTO T269  Percent Air Voids in Compacted Bituminous Paving Mixtures 

AASHTO T312 Preparing and Determining the Density of HMA Specimens by means of the Superpave Gyratory Compactor 

AASHTO T30  Mechanical Analysis of Extracted Aggregate AASHTO TP62  Determining the Dynamic Modulus of Hot‐Mix Asphalt Concrete Mixtures 

NCHRP 513 Protocol  Simple Performance Test System Flow Number Test  

The NCSC followed AASHTO TP7 for the Frequency Sweep testing in the Superpave Shear Tester (7).  As described earlier, the dynamic modulus test involves applying a sinusoidal axial compressive loading to a mix specimen while measuring the applied stress and recoverable strain response.  The frequency sweep test also uses a sinusoidal loading of a mixture specimen, but the load is a shear load rather than an axial load.  By shearing the specimen over a range of frequencies, it is possible to determine the complex shear modulus (|G*|) of the mixture and its phase angle. 

  Mathy used their own test protocols for the torsional test and Hamburg testing.  For the torsional tests, rectangular specimens are cut from a gyratory specimen or field core.  Dimensions of the specimens are nominally 12 mm wide, 10 mm thick and 50 mm long.  (A detailed discussion of specimen preparation is given in Reinke et al. (3))  The specimens are mounted in a dynamic shear rheometer (Figure 3).  An air circulating chamber or oven is used to control the specimen temperature.  An oscillatory test is performed to obtain complex modulus results.  A typical test is a frequency sweep covering the range of 0.1 to 100 radians per second over the desired temperature.  Strains employed are typically 0.01%.  A typical |G*| result is shown in Figure 4.  For this report complex modulus tests were conducted at 40°C to 58°C in 6°C increments and from 10°C to 25°C in 5 degree increments.  Data was reported at 10 Hz for comparison to SST testing.  For the mix from each sample set, three specimens 

5  

 

were tested for each of the temperature ranges.  The |G*| results for the three specimens were averaged to yield the final data value. 

 Figure 3.  DSR test in the machine  

 

10-1 100 101 102 103106

107

108

109

50.0

51.0

52.0

53.0

54.0

55.0

56.0

57.0

Freq [rad/s]

G*

()

[Pa]

PhaseAngle ()

[°]

IOWA 218 DAY 1 SAMPLE @ 40°C

 Figure 4.  Torsional |G*| results 

 Mathy also performed repeated creep testing on mix slices using a dynamic shear rheometer, a 

test they have named the DSR Creep Test.  Details of this test are described in Reinke et al. (3).  The tests were performed at the target temperature (40°C) using a loading time of 1 second and a zero load time of 9 seconds with a 68 kPa applied stress.  The strain at the end of each 10‐second cycle is determined (Figure 5), and then the point of minimum change in strain with time (strain rate) is determined for each plot.  This point is analogous to the SPT Flow Number test, but because of the differences in loading times (1 second for the DSR versus 0.1 second for the SPT) and the differences in applied loads (68 kPa for the DSR versus 600 kPa for the SPT) the actual Flow Number values cannot be the same.  Other test 

6  

 

results obtainable from the DSR Creep Test are time to 2% strain and time to 5% strain.  For the DSR Creep Test, five specimens were tested, and the trimmed mean was used to obtain the final test result reported.   

   HWY 218, DAY 2, 40°C, 68 kPa STRESS

 

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

0  1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000

Global Time (Seconds)

% Strain 

           

Figure 5.  DSR creep result  

The Hamburg Wheel Tracking test was performed dry at a target test temperature of 58°C (8, 9).  Sample #4 was tested first at 50°C, but no rutting occurred so that test was ignored, and the temperature was increased to 58°C for the remainder of the testing.  An air heater was used to control the temperature.  A wheel load of 702 N (158 lbs) was supplied by each wheel to the test specimens.  Test specimens (61 mm in height) were compacted from the field mix to a target air void level of 6‐7% air voids.  

The protocols used by the different labs to run dynamic modulus were patterned after the NCHRP protocol, but differed in many respects, as detailed below. 

 

Differences Between Lab Procedures for Dynamic Modulus  

The theory of |E*| measurement implies that the method of testing should not be a factor; if |E*| is truly a fundamental property, it should be independent of the testing device used.  This conclusion will only be valid when two conditions are met.  One, the test protocol measures the true response of the HMA mixture to an axial load; and two, the test is not generating a significant permanent strain in the sample.  This study tests that theory. 

  The test protocols used in this study were uniquely different, as summarized in the appendix.  The table in the appendix outlines the protocol described in Appendix A of NCHRP Report 465 and notes differences in the protocol used by each of the labs in the study.  Readers should refer to the NCHRP report for the specific details of each step.  None of the labs in this study used the NCHRP protocol exactly.  The following paragraps highlight some of the differences. 

  The FHWA lab used the current protocol model of the IPC that was built as a result of the NCHRP 9‐29 project (10, 11).  This device had an environmental chamber that did not accommodate both a test specimen and a dummy specimen with a temperature probe.  Therefore, the dummy specimen was kept with the test specimens as they were conditioned in either the oven or water bath.  The LVDT system used magnets to mount the LVDTs to the studs fixed on the specimen.  The low friction medium between the specimen and the end platens was a silicone coated paper, and the end platens had polished surfaces.  The axial deformation instrumented length was only 70 mm.  The loading sequence 

7  

 

applied ten preconditioning cycles and ten test cycles at each frequency.  Each preconditioning phase established a new loading rate to meet the micro‐strain limits.  All ten test cycles were used in the calculation of |E*| and phase angle. 

  The NSCS lab equipment followed the NCHRP protocol very closely.  Parallelism of the cut faces was verified using a set square.  The specimen diameter was assumed to be fixed by the core bit diameter.  Specimens were stored for more than 14 days before testing, due to equipment problems that delayed testing.  The contact load was approximately 10% of the test load.  After the preconditioning cycles, the test cycles for each frequency were generally doubled and the last five cycles were captured for analysis.  The limiting permanent strain was 1500 με.   

  The Iowa DOT lab procedure involved several deviations from the prescribed protocol.  A beta‐version of software was written for the NAT to operate the equipment and collect the data following the NCHRP protocol.  The software was not programmed to collect all the data from the last six cycles and did not properly compute the phase angle.  Only two LVDTs were mounted to the specimen.  The end platens were polished steel, and no low friction medium was used.  The specimen was gyratory molded to be 100 mm in diameter by 150 mm in height.  Specimens were not wrapped during storage and were not discarded after 14 days.  The contact load was set at 30 N.  The operating software automatically reduced the test load by 50% during the test when the total permanent strain reached 1000 με, and specimens were not discarded for exceeding that strain level. 

  Each of the test protocols deviate from the NCHRP protocol.  This study provides some insight into how significant the differences are.  The FHWA procedure used magnetic LVDT mounts and significantly limited the number of test cycles at higher frequencies.  The NCSC procedure significantly increased the number of test cycles and permitted a higher level of permanent strain.  The Iowa DOT procedure used a molded specimen and only two LVDTs. 

  All of the dynamic modulus testing was done in the unconfined state, which means that a confining pressure of 0.0 kPa was applied. 

 

Calculation of Test Temperatures  The dynamic modulus tests were conducted at the effective pavement temperatures for rutting 

and for fatigue determined for the project location.  The effective pavement temperature for rutting is calculated using equations developed by Witczak el al. (12)  The Teff rut was calculated as 40°C for a surface lift using that approach. 

  The effective pavement temperature for fatigue can be calculated using two different approaches.  The Teff fatigue of the surface layer, computed using the SHRP approach (13, 14), was 23°C.  However, there are other existing methods for computing the Teff fatigue and, at this time, the suggested approach has not yet been presented from the NCHRP 9‐19 project.  A second method for predicting Teff fatigue uses Witzcak’s Asphalt Institute equation (15).  Using this approach, the Teff fatigue was calculated as 11°C, which is below the range of temperature testing capabilities (approximately 13°C to 60°C) of the IPC SPT.  In order to approximate for a range of Teff fatigue, the |E*| test was run incrementally by FHWA at temperatures of 17° and 23°C.  In this way, a range of temperatures was bracketed and it was possible to extrapolate down to a Teff fatigue of 11°C and approximate what the |E*| would be at that temperature.  Iowa was able to test at 11°C in the NAT.  The NCSC tested at 17, 23 and 40°C. 

  In order to compare the complex shear modulus from the SST to the dynamic modulus, the NCSC ran the Frequency Sweep test at 23° and 40°C.  These temperatures are reasonable temperatures at which to run this test, as it is typically run at 20° and 40°C. 

8  

 

Mathy performed the torsional tests for complex shear modulus at a range of temperatures from 40° to 58°C at 6° increments and a 10° to 25°C at 5° increments.  This allows comparison of their |G*| results to the NCSC results at 40°C.  Mathy also performed the DSR creep test at 40°C.  The Hamburg test was conducted for comparison purposes at 58°C.  

 

Test Results 

 The data from the various laboratories is summarized individually, then the results are 

compared between labs and between test methods.  The statistical analysis of the individual labs |E*| data is presented in the section on Dynamic Modulus Comparisons Between Labs and Between Tests. 

  Standard Analysis of Variance (ANOVA) techniques were used to compare the test results from different laboratories, different samples and different tests.  The SAS software was used for this analysis.  In order to compare mean values from two different treatments, the mean and variance (standard deviation) must be calculated for each treatment.  Once these are known, hypothesis testing or significance testing can be used to determine if the mean values are the same or different.  The so‐called null hypothesis, H0, is that there is no difference between the means.  The alternative hypothesis, H1, is that the means are different.   

  The p‐value is a statistic commonly used to draw conclusions from a comparison of means at any given α level.  The p‐value is the probability that result of a test could have been more extreme than the observed result, if the means are in fact equal (null hypothesis is true).  If the p‐value is greater than the desired α level, the null hypothesis is accepted.  If the p‐value is lower than the desired α level, the null hypothesis is rejected and the means are not equal.  In other words, if the p‐value is higher than the α level (often set at 0.05), it indicates the result is consistent with the null hypothesis.  If the p‐value is low, it implies that the result is very unlikely (low probability) if the means are equal and so the null hypothesis should be rejected. 

  Comparison of means tests can be used to determine which means are different.  These tests, like the Bonferroni and Scheffe tests and others, group data into groupings that are not significantly different from each other.  For example, if Samples #1 through #4 fall into the same group, there is no significant difference between the means.  If Sample #1 is in a different group from Samples #2, #3 and #4, then there is a statistically significant difference between Sample #1 and the other samples.  Sometimes means will be divided into groups that overlap, making differentiation between the groups problematic.  This generally means that the variability in the test results is such that clear conclusions cannot be drawn. 

  In addition, for some data, linear regression was used to estimate trend lines and correlations (R2 values).   

 

FHWA Test Results    The following summarizes the FHWA’s experimental testing plan and the results of dynamic 

modulus and flow number testing.  A test matrix was selected that allowed FHWA to compare the mix design material with plant‐

produced HMA.  Four replicate specimens were prepared from each of the four sets of samples.  This sampling approach yielded 16 compacted specimens. 

9  

 

  Four mix design specimens were produced at each binder content (4.9, 5.4 and 5.9%), based on the mixture with RAP, yielding 12 compacted specimens.   

  In addition to the specimens prepared above, some additional specimens were prepared for each mix design replication and plant produced sample in order to be tested in the Flow Number test without prior performance of the Dynamic Modulus test. 

  The Dynamic Modulus test was run in accordance with the existing draft protocols from the NCHRP 9‐19 and NCHRP 9‐29 projects.  The testing specifications indicated that the Dynamic Modulus test be run at five frequencies (0.1, 0.5, 1, 5, 10, and 25 Hz), representing traffic loads traveling at low to high speeds.  An axial stress of 600 kPa was applied to simulate mixed traffic loading with an average tire contact stress of approximately 85 psi.  Dynamic modulus tests were run in order to obtain the |E*| for a pavement both at the effective pavement temperature for fatigue damage and at that for rutting.  

  The repeated load test (Flow Number test) was run at an axial stress of 600 kPa and a contact stress of 30 kPa.  The pulsating load was applied for 0.1 second, followed by a 0.9‐second rest period.  This Flow Number test is used to predict the mixture performance in terms of rutting; therefore, in this experiment it was run at the effective pavement temperature for rutting for the surface layer.  This test was also run on specimens in the unconfined mode. 

  Though the Dynamic Modulus test is a non‐destructive test, it imparts some amount of strain on the specimen.  To observe if the Dynamic Modulus test had any effect on the Flow Number Test results, some specimens were run in the Flow Number test alone.  The test temperature for these specimens was the same as the effective pavement temperature for rutting. 

The complex dynamic modulus |E*| was determined at the effective temperatures for fatigue cracking and rutting (23°C and 40°C, respectively).  Additionally the dynamic modulus was also measured at 17°C.  The average |E*| values measured for the three‐point mixture design specimens and the plant‐produced specimens are plotted in Figure 6.  

 

100

1000

10000

0.1 1 10 100Frequency (Hz)

|E*|

(M

Pa)

Average |E*| for Mix Designs at 17°CAverage |E*| for Plant Produced at 17°CAverage |E*| for Mix Designs at 23°C Average |E*| for Plant Produced at 23°CAverage |E*| for Mix Designs at 40°CAverage |E*| for Plant Produced at 40°C

Figure 6.  Average |E*| for mix design and plant‐produced HMA specimens.  

The mix design replication specimens exhibited higher |E*| values than the plant‐produced mix specimens at the temperatures of 23°C and 40°C and lower values at 17°C.   

  The individual and average values of |E*| for the plant‐produced specimens are plotted along with the average values for the mix design specimens in Figure 7 for fatigue and in Figure 8 for rutting.  It should be noted that the mixture produced on Day 1 (Sample #1) was a virgin mix without RAP; the 

10  

 

modulus of this material is lower, as expected in the absence of the stiffening effect of the RAP.  An overall observation of Figures 6, 7 and 8 is that there is relatively little difference between the mix design replicates and the plant produced mix. 

  

100

1000

10000

0.1 1 10 100

Frequency (Hz)

|E*|

(MPa

)

Mix Design AveragePlant Produced Averagesample1, Plant Producedsample2, plant producedsample2, Plant Producedsample3 Plant produced

 Figure 7.  |E*| for mix design and plant‐produced HMA specimen at 23°C 

 

100

1000

10000

0.1 1 10 100

Frequency (Hz)

|E*|

(MPa

)

Mix design averagePlant produced averageDay 1 plant producedDay 2 plant producedDay 2 plant producedDay 3 plant produced

 Figure 8.  |E*| for mix design and plant‐produced HMA specimens at 40°C 

Flow Number test results for the mix design and plant‐produced mixtures are presented in Figure 9.  The average microstrains at the flow point are plotted for specimens tested at 40°C.  Little variation between the mix design specimens and the plant produced mix is observed.  A lower amount of microstrains at flow point is indicative of more cycles required to induce flow and consequently better rut resistance.  These results correlate well with the Dynamic Modulus test results which also indicated that the mix design replicates were performing slightly better than the plant produced mixes at higher temperatures.   

11  

 

  This data indicates that results from the performance specimens are strongly tied to volumetrics.  The plot confirms that binder content has an influence on the amount of flow that occurs in the specimen.  The mix design specimens show increasing levels of microstrains at flow with increasing amount of binder content.  In the plant mixes, results from the flow number test detect the absence of RAP in Day 1 mixture, as the high number of microstrains at flow indicates.  The other observation to be made is that again the mix design replicates and plant‐produced specimens exhibit similar flow characteristics. 

0

5000

10000

15000

20000

25000

MD4.9% MD5.4% MD5.9% PlantDay1

Samp1

PlantDay2 Samp2

PlantDay2

Samp3

PlantDay3

Samp4

Mic

rost

rain

s at

Flo

w P

oint

 Figure 9.  Microstrains at Flow Number for mix design and plant produced mixes 

  

Figure 10 plots the microstrain at flow number values for specimens that were subjected to prior Dynamic Modulus tests and specimens that were not.  The plot illustrates that the overall trend for both appears to be similar.  However, the magnitude of the microstrains at flow number was greater in specimens which were not subjected to Dynamic Modulus tests.  This may be because specimens subjected to Dynamic Modulus tests have already undergone some amount of strain during the Dynamic Modulus test.  

 

12  

 

0

5000

10000

15000

20000

25000

MD4.9% MD5.4% MD5.9% PlantDay1

Samp1

PlantDay2 Samp2

PlantDay2

Samp3

PlantDay3

Samp4

Mic

rost

rain

s at

Flo

w P

oint

Samples with prior |E*| Test

Samples without |E*| Test

 Figure 10.  Effect of Dynamic Modulus test on the Flow Number test 

  

Iowa Test Results  

For each sample of plant produced HMA collected, four individual specimens were molded and tested by the Iowa DOT.  The Dynamic Modulus (|E*|) was measured for each of the different specimens.  The measurements over a range of frequencies were made at temperatures of 11°C, 17°C, 23°C, and 40°C.  The resulting average |E*| values for all 16 specimens of each frequency/temperature combination are plotted in Figure 11. 

 

100

1000

10000

100000

0 5 10 15 20 25Frequency (Hz)

Dyn

amic

Mod

ulus

E* (

Mpa

)

E* at 11ºC

E* at 17ºC

E* at 23ºC

E* at 40ºC

 Figure 11.  Average |E*| for plant‐produced HMA samples 

 

13  

 

Figure 12 illustrates the comparison of the values of |E*| at 23°C for Samples #1 though #4 (average of 4 specimens each) to the 16‐specimen “mixture” average. Similar results were obtained at 11 and 17°C. 

 

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

0 5 10 15 20 25Load Frequency (Hz)

Dyn

amic

Mod

ulus

E* (

Mpa

)

23ºC Average23ºC Sample 123ºC Sample 223ºC Sample 323ºC Sample 4

                

Figure 12.  |E*| for Samples #1 to #4 and Average at 23°C  

As can be noted in Figure 12, there is a significant difference between the stiffness measured for Sample #1 compared to Samples #2, #3, and #4.  The material collected for Sample #1 did not contain any RAP, and the results indicate that the presence of RAP in the material impacts the stiffness of the pavement at the lower temperatures.  This difference increases as the test frequency increases. These trends were clearly observed at all test temperatures, though it was not as pronounced at 40°C due to greater variability in the results for Samples #2, #3, and #4.   

As was stated earlier, four individual specimens were formed for each of the four samples collected from the plant produced HMA mix.  The complex dynamic modulus measurements taken from each specimen at 11°C are shown in Figure 13.  This figure illustrates the overall variability in the testing results for the individual specimens from each sample of mix. There do not appear to be significant differences in the range of replicate specimen E* values for most of the samples. 

  

14  

 

1000

3000

5000

7000

9000

11000

13000

15000

0 5 10 15 20 25

Frequency (Hz)

Dyn

amic

Mod

ulus

E* (

Mpa

)

Sample 1, 4 Specimens

Sample 2, 4 Specimens

Sample 3, 4 Specimens

Sample 4, 4 Specimens

 Figure 13.  |E*| variation between specimens at 11°C 

  

  Overall, the Iowa DOT |E*| testing generated reasonable results.  The testing properly distinguished between significant mixture differences (with and without RAP).  The three samples of similar mixture have comparable results. 

 

NCSC Test Results   The results of the NCSC complex dynamic modulus and complex shear testing are described 

below.   

Dynamic Modulus Results —The |E*| test was conducted at the NCSC at 17°, 23° and 40°C on four replicate specimens from each set of samples.  As illustrated in Figure 14, there was less variability at 40°C than at the cooler temperatures.  Typically, the results from Sample #1, the mixture without RAP, showed lower moduli than the other samples at all temperatures and frequencies.  The coefficient of variation in |E*| values ranged between 3% and 22%, which is higher than that observed in the other laboratories.   

  Figure 15 shows the complex dynamic modulus as a function of frequency.  In general, the Sample #3 data showed higher |E*|, while Sample #1 data showed the lowest at all temperatures and frequencies.  As the frequency increases, the |E*| increases, as expected.  The moduli at 23°C are somewhat lower than the results at 17°C, while the results at 40°C are much lower, showing the dependence of modulus on temperature. 

 

15  

 

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

17°C 23°C 40°C

Test Temperature

|E*|

at 2

5 H

z, M

Pa

sample1

sample2

sample3

sample4

 Figure 14.  Complex dynamic modulus versus temperature 

 

100

1000

10000

0.1 1 10 10

Frequency, Hz

|E*|

, MPa

0

sample1sample2sample3sample4

23°C

17°C

40°C

  

Figure 15.  Complex dynamic modulus versus frequency 

r each mix, compacted to 6 ± 0.5% air voids.  The results of this esting at 10 Hz are shown in Table 4.   

 

 NCSC Complex Shear Modulus Results — At the NCSC, frequency sweep testing was conducted at 23°C and 40°C on three replicate samples pe

 t   

16  

 

Table 4.  Statistical summary of the |G*| data at 23°C and 40°C 

Temperature °C (°F) 

Sample M   St n  Coefficient Variation, 

 ean |G*|MPa (psi) 

d. DeviatioMPa (psi) 

 of % 

23 (73) 

1  1  1568 (227408) 22 (17726) 7.8 2  1271 (184329) 38 (5480)  3.0 3  1394 (202165) 218 (31659)  15.7 4  1 4  624 (235586) 00 (58062) 24.6 

40 (104) 

1  240 (34751)  26 (3752)  10.9 2  309 (44864)  24 (3467)  7.7 3  230 (33409)  12 (1718)  5.1 4  371 (53857)  71 (10263)  19.1 

 The variability in shear modulus ranged from 3% to 24.6% (in terms of coefficient of variation).  

At the higher test temperature of 40°C, the variability appears to be slightly lower than that obthe lower test temperature.  Sam

tained at ple #4 had the highest modulus and highest variability at all 

tem er

 n 

be expected.  This did not hold true at 40°C (p‐value = 0.0068), perhaps because of high ty.    

 and 

 

 

ignificantly different, but comparison of means tests showed overlapping groups, as in the econd case.  

t 

 ≈ 3 |G*|.  At 23°C, the slope value was 7.5, which does not correspond to the general rule of thumb. 

p atures and frequencies.   Since Samples #2 and #3 were taken from the same truckload of mix, the material would be 

expected to be the same.  Therefore, a simple two‐sample t‐test was run on Samples #2 and #3 data toverify the null hypothesis that these two sample sets were similar, i. e., showed no difference in mea|G*|.  The test indicated that the two samples were statistically indistinguishable at 23°C (p‐value = 0.3907), as would 

 variabili 

ANOVA on NCSC |G*| Data— ANOVA tests were run on |G*| data obtained by NCSC lab at 23°C40°C to look for differences between the samples.  These data were analyzed in three different combinations.  First, the mean |G*| of the non‐RAP sample set (#1) was compared with the combinedmean |G*| of the other three RAP samples.  No differences in their means could be detected at an α level of 0.05.  In the second case, data from the samples obtained on Day 2 (Samples #2 and #3) were combined and treated as one sample set.  This mean |G*| was compared with the mean |G*| of the non‐RAP sample (#1) and that of Sample #4.  In this case, ANOVA indicated no differences in the mean|G*| at 23°C.  While the test at 40°C indicated that the mean |G*| was significantly different, further tests (Bonferroni and Schéffé) did not indicate clear demarcation between the three different sample sets (#2/3, #1 and #4).  Lastly, when each of the four sample sets was treated as a unique set, the means at 40°C were ss Comparison between NCSC Mix |G*| and |E*| —The complex shear moduli obtained from the NCSC testing described above were compared with the complex dynamic moduli of the same mixtures, at corresponding test temperatures and at the common frequency of 10 Hz.  Regression lines were plotted to obtain R2 values at both test temperatures.  (See Figures 16 and 17.)  Comparable R2 values of abou83% were obtained at both temperatures.  The slope of the regression line at 40°C was 2.5.  This is in general agreement with the common assumption that |E*|

17  

 

18  

y = 2.5243x + 569.11R2 = 0.8284

1000

1100

1200

1300

1400

1500

1600

200 250 300 350 400

|G*|, MPa

|E*|

, MPa

Figure 16.  |E*| versus |G*| at 40ºC and 10 Hz  

y = 7.47x - 5894.7R2 = 0.8309

3000

4000

5000

6000

7000

8000

1000 1200 1400 1600 1800 2000

|G*|, MPa

|E*|

, MPa

Figure 17.  |E*| versus |G*| at 23ºC and 10 Hz 

Mathy Test Results  

 

The results of torsional, DSR Creep and Hamburg rutting tests performed by Mathy are described below.  Mathy’s results from testing the mix in the DSR to determine the complex shear modulus are shown in Figures 18 and 19. 

The results presented show the generally good agreement of |G*| results for each day’s mix at 40°C.  (The two samples taken on Day 2, Sample #2 and #3, were combined for the Mathy testing.) Graph 4 clearly shows that for the mixes tested at the Mathy lab the Day 3 mix (Sample #4) was substantially higher in modulus than the mixes for the other two days. 

 

0.0 10.0 20.0 30.0 40.0 50.0 60.0 70.0 80.0 90.0 100.0 110.0106

107

108

109

Freq [rad/s]

G* (

)

[P

a]

Hwy 218, Day 1, 40°C, 3 TESTS and AVERAGE

G* Hwy 218, Day 1, 40°C, 3 TESTS and AVERAGE Temp = 40°C Hwy 218, Day 1, 05-27-05, 58-28-RAP, 7% AV, #3 Temp = 40°C Hwy 218, Day 1, 05-27-05, 58-28-RAP, 7% AV, #2 Average Temp = 40°C Hwy 218, Day 1

0.0 10.0 20.0 30.0 40.0 50.0 60.0 70.0 80.0 90.0 100.0 110.0106

107

108

109

Freq [rad/s]

G*

()

[Pa]

Hwy 218, Day 2, 40°C, 3 TESTS and AVERAGE

G* Hwy 218, Day 2, 40°C, 3 TESTS and AVERAGE Temp = 40°C Hwy 218, Day 2, 05-31-05, 5_7% AV #2 Temp = 40°C Hwy 218, Day 2, 05-31-05, 5_7% AV #3 Average Temp = 40°C Hwy 218, Day 2, 05-31-05, 5_7% AV

0.0 10.0 20.0 30.0 40.0 50.0 60.0 70.0 80.0 90.0 100.0 110.0107

108

109

Freq [rad/s]

G* (

)

[P

a]

Average G* RESULTS Temp = 40°C Hwy 218, Day 1, 2, 3

G* Average Temp = 40°C Hwy 218, Day 1, 2, 3 Average Hwy 218, Day 3, 05-31-05, A-1,2, 6_8% AV @ 40C Average Temp = 40°C Hwy 218, Day 2, 05-31-05, 5_7% AV

0.0 10.0 20.0 30.0 40.0 50.0 60.0 70.0 80.0 90.0 100.0107

108

109

Freq [rad/s]

G* (

)

[P

a]

Hwy 218, DAY 3, G* RESULTS @ 40°C, 3 TESTS & AVERAGE

G* Hwy 218, Day 3, TEST #1 Temp = 40°C Average Hwy 218, Day 3, 05-31-05, A-1,2, 6_8% AV @ 40C Hwy 218, Day 3, TEST #2 Temp = 40°C Hwy 218, Day 3, TEST #3 Temp = 40°C

                              

Figure 18.  |G*| data from torsional tests plotted as a function of frequency at 40°C for Days 1, 2 and 3 and averages at 40°C  

0  

Table 6 summarizes the results of the Hamburg testing along with torsional |G*| test results at 23 and 40°C and DSR Creep results at 40°C.  Figure 19 shows regression lines of the torsional and DSR creep results versus the Hamburg rutting results. Since there are only three samples of data to plot, the regression data should be viewed more as trends than predictive.  The correlation of Hamburg rutting to complex shear modulus, flow time and time to 5% strain is quite good, as indicated by the high R2 values.  The trends also agree with expectations; that is, as modulus increases, the rut depth decreases. 

 Table 6.  Summary of the Hamburg rutting test 

 

Sample Rut at 10000 HWT 

passes, mm |G*| at 40°C, 

MPa |G*| at 23°C, 

MPa Flow time at 

40°C, s Time to 5% strain 

at 40°C, s 1  12.8  232  1558  1298  1038 2/3  19.4  192  1666  1394  4454 4  3.0  341  2800  13501  16374 

   

Figure 19.  Hamburg rut depth versus number of passes 

R2 = 0.9976

                 

Dynamic Modulus Comparisons  

Dynamic modulus testing was conducted at 17°C, 23°C and 40°C by three labs: the FHWA, IDOT and NCSC.  (In addition, IDOT also ran tests at 11°C, but because they were the only lab to actually test at that temperature, those results are not presented here.)  In most cases, four replicate samples were tested with 6 ± 0.5% air voids.  Table 7 shows the summary statistics for the |E*| results at 25 Hz from all three labs.   

ANOVA tests were performed using these data from all the labs to look for (a) differences in mean |E*| between labs at each test temperature and each sample set, and (b) differences in mean |E*| between sample sets at each lab and at each test temperature. 

R2 = 0.9169

R2 = 0.9432

R2 = 0.9399

1

10

100

1000

10000

100000

0 5 10 15 20 25HWT Rut Depth @ 10000 Passes, mm

G*@40°C, MPaG*@23°C, MPaFlow Time @ 40°CSec to 5% StrainLog. (G*@40°C, MPa)Log. (G*@23°C, MPa)Power (Flow Time @ 40°C)Power (Sec to 5% Strain)

0  

 

1  

Tables 8 and 9 show the p‐values obtained corresponding to the null hypotheses being tested.  Results shown in Table 8 indicate that Sample #1 (non‐RAP) and tested at the three labs produced similar |E*| values; whereas the Sample 4 mixtures showed more variability and dissimilar |E*| values between the labs, at all test temperatures.  Samples #2 and #3 were collected on the same day.  These samples produced mixed results.  The discussions of individual lab’s results below refer to the analysis in Table 9. 

ANOVA on IDOT |E*| Data   IDOT test results indicated that the mean |E*| of mixes obtained on different sample sets were 

not similar.  Bonferroni and Schéffe comparison methods were used to examine which samples were similar or dissimilar.  These tests showed that the |E*| values from Sample #1 were significantly different from the other samples at all test temperatures.  

 

ANOVA on NCSC |E*| Data   Similar ANOVA tests were conducted on data from NCSC lab.  At the lowest temperature (17°C), 

no significant difference in mean |E*| was observed between the four sets of samples.  At higher temperatures (23°C and 40°C), a difference in the mean |E*| values between the four sample sets was indicated by the low p‐value; however, no clear grouping was obtained.  This could be due to the high variability in the test results, which masks any true differences that might exist between the mixtures.  The |E*| of the specimens from Sample #1 did rank the lowest, as expected for mixture without RAP. 

 

ANOVA on FHWA |E*| Data  FHWA results showed no significant difference at high temperature (40°C).  At lower 

temperatures (17°C and 23°C), low p‐values were obtained; but the groups overlapped.  Again Sample #1 mixtures, without RAP, ranked the lowest.  

 

Two‐Sample t‐test on |E*| Data 

Two‐sample t‐tests were conducted on the data from each lab to verify the null hypothesis that samples #2 and #3 are similar, in terms of |E*|.  In almost all cases, the results indicate that there is no significant difference between samples #2 and #3 (p‐values between 0.089 and 0.675).  For the FHWA at 17°C and the NCSC at 23°C, low p‐values (0.032 and 0.016) indicate there may be some difference in the means of samples #2 and #3.  This may be due to variations in sampling the mixture from the truck, sample preparation or testing.  Nonetheless, the preponderance of the results strongly suggests that there is no significant difference between the two samples, as expected for samples from the same truckload.  This suggests that normal variation in the mixture will not cause significant differences in |E*| results. 

  

 

Table 7.  Statistical summary of the |E*| data (25 Hz) for all labs, at all test temperatures 

Temperature °C (°F)  Sample 

Mean |E*|, MPa (psi) 

σ MPa (psi) 

c. v., %Mean |E*|, MPa (psi) 

σ MPa (psi) 

c. v., % 

Mean |E*|, MPa (psi) 

σ MPa (psi) 

c. v., % 

IDOT  FHWA  NCSC 

17 (63) 

1 7459 

(1081836) 396 

(57435) 5.3 

7225 (1047898) 

399 (57870) 

5.5 8128 

(1178867) 571 

(82816) 7.0 

2 9542 

(1383950) 643 

(93259) 6.7 

8399 (1218172) 

577 (83687) 

6.9 9931 

(1440370) 2242 

(325175) 22.6 

3 9275 

(1345225) 1027 

(148954) 11.1 

9429 (1367561) 

471 (68313) 

5.0 9022 

(1308530) 1360 

(197251) 15.1 

4 9812 

(1423110) 435 

(63091) 4.4 

7864 (1140577) 

953 (138221) 

12.1 8478 

(1229630) 296 

(42931) 3.5 

23 (73) 

1 5455 

(791181) 459 

(66572) 8.4 

4674 (677906) 

681 (98771) 

14.6 5239 

(759853) 728 

(105587) 13.9 

2 7059 

(1023821) 460 

(66717) 6.5 

5567 (807425) 

621 (90068) 

11.2 5407 

(784219) 966 

(140106) 17.9 

3 6719 

(974509) 635 

(92099) 9.4 

6298 (913448) 

364 (52794) 

5.8 8290 

(1202363) 1172 

(169984) 14.1 

4 7277 

(1055440) 293 

(42496) 4.0 

5353 (776387) 

428 (62076) 

8.0 6348 

(920700) 169 

(24511) 2.7 

40 (104) 

1 1557 

(225824) 127 

(18420) 8.2 

1435 (208129) 

164 (23786) 

11.4 1538 

(223068) 147 

(21321) 9.5 

2 2167 

(314297) 143 

(20740) 6.6 

1650 (239312) 

189 (27412) 

11.5 1763 

(255702) 318 

(46122) 18.0 

3 1993 

(289060) 179 

(25962) 9.0 

1794 (260198) 

249 (36114) 

14.3 2148 

(311541) 207 

(30023) 9.6 

4 2541 

(368541) 212 

(30748) 8.

3 1662 

(241053) 159 

(23061) 9.6 

1728 (250625) 

266 (38580) 

15.4 

0  

   Table 8.  ANOVA results for comparison of mean |E*| between labs, on each day, at different test temperatures 

 

Temperature Null 

hypothesis Null hypothesis 

statement 

p‐value  Conclusion  Grouping  p‐value  Conclusion Grouping 

SAMPLE #1  SAMPLE #2 

17°C  μia = μsc = μfh No differences in mean |E*| between labs 

0.0539  Accept    0.3146  Accept   

23°C  μia = μsc = μfh No differences in mean |E*| between labs 

0.3041  Accept    0.0178  Reject  [IA][FH, SC]

40°C  μia = μsc = μfh No differences in mean |E*| between labs 

0.4656  Accept    0.0259  Reject Overlap[IA, SC] [SC, FH]

Temperature Null 

hypothesis Null hypothesis 

statement SAMPLE #3  SAMPLE #4 

17°C  μia = μsc = μfh No differences in mean |E*| between labs 

0.8745  Accept    0.0087  Reject Overlap[IA, SC] [SC, FH]

23°C  μia = μsc = μfh No differences in mean |E*| between labs 

0.0196  Reject Overlap[SC, IA] [IA, FH] 

0.0001  Reject [IA][SC] [FH]

40°C  μia = μsc = μfh No differences in mean |E*| between labs 

0.1355  Accept    0.0007  Reject  [IA][SC, FH]

 Note:  IA = Iowa, SC = Superpave Center, FH = FHWA 

0  

 

1  

Table 9.  ANOVA results for comparison of mean |E*|  

Fixed variables  Null hypothesis  Null hypothesis statement  p‐value Conclusion  Grouping 

IDOT 

17°C, IDOT  μ1 = μ2 = μ3 = μ4  No differences in mean |E*| between days  0.0014 Reject  [4, 2, 3]  [1] 

23°C, IDOT  μ1 = μ2 = μ3 = μ4  No differences in mean |E*| between days  0.0022 Reject  [4, 2, 3]  [1] 

40°C, IDOT  μ1 = μ2 = μ3 = μ4  No differences in mean |E*| between days  0.0001 Reject  [4, 2]  [2, 3]  [1] 

FHWA 

17°C, FHWA  μ1 = μ2 = μ3 = μ4  No differences in mean |E*| between days  0.0026 Reject Overlap 

[3, 2]  [2, 4, 1] 

23°C, FHWA  μ1 = μ2 = μ3 = μ4  No differences in mean |E*| between days  0.0090 Reject Overlap 

[3, 2, 4] [2, 4, 1]

40°C, FHWA  μ1 = μ2 = μ3 = μ4  No differences in mean |E*| between days  0.1086 Accept   

NCSC 

17°C, NCSC  μ1 = μ2 = μ3 = μ4  No differences in mean |E*| between days  0.3659 Accept   

23°C, NCSC  μ1 = μ2 = μ3 = μ4  No differences in mean |E*| between days  0.0064 Accept Overlap 

[3, 4]  [4, 2, 1] 

40°C, NCSC  μ1 = μ2 = μ3 = μ4  No differences in mean |E*| between days  0.0394 Reject Overlap 

[3, 2, 4]  [2, 4, 1]

Comparison of Measured and Predicted |E*| Data 

   In addition to comparing measured values of |E*| among laboratories and test procedures, an 

investigation was also conducted to determine the correlation between measured and predicted |E*|, by utilizing both the Witczak (16) and Hirsch models (17, 18).  Figure 20 shows the |E*| values predicted by the Witczak and Hirsch models along with the measured data from the FHWA, Iowa and NCSC labs at different temperatures for Sample #1. The measured |E*| values obtained from the three labs at 25 Hz generally compared well with the predicted values obtained using the two models.  At higher temperatures, the two models appear to yield |E*| values that are close to each other.  At lower temperatures, the differences in predicted |E*| widen.   

  Data from the Iowa DOT tended to be higher than the other labs, except for Sample #3, where the NCSC data was highest.  In all cases, data from the FHWA MATL agreed closely with the predicted |E*| values.  It should be noted that the MATL is the most experienced lab in running the dynamic modulus test, compared to the other labs. 

 

1000

10000

100000

15 20 25 30 35 40 45

Temperature (°C)

|E*|

(MPa

)

Witczak

Hirsch

FHWA

IDOT

NCSC

 Figure 20.  Sample #1 predicted versus measured |E*| 

  

Mathy did a comparison of the |E*| values predicted for plant‐produced mixtures at average, minimum and maximum gradation and volumetric results from the plant quality control data.  The comparison showed that the predicted values, using both the Witczak and Hirsch models, were insensitive to normal construction variability, as illustrated by one example in Figure 21.  This is reassuring, as one would not expect reasonable amounts of production variability to cause large differences in mixture performance.  This also agrees with the two‐sample t‐test results comparing measured |E*| values for Samples #2 and #3. 

 

0  

 

0

200000

400000

600000

800000

1000000

1200000

0 10 20 30 40 50

Temperature, °C

|E*|

(psi

)

Mix Design-Virgin

Mix Design-RAP

Production-Average

Production-minimum

Production-Maximum

Figure 21.  Predicted |E*| for mix design with and without RAP and plant ‐produced mix at upper, lower and average gradation and volumetric properties 

  

Other Comparisons The complex shear moduli determined from the SST and the torsional test at 10 Hz were 

compared.  At 23°C, the p‐value was 0.177, indicating the means are not significantly different.  At 40°C, the p‐value was 0.572, again indicating no significant difference in means.  This is a limited comparison, but does suggest that the torsional test compares well with the SST results of the Frequency Sweep test.   

Conclusions and Recommendations 

 

 Several observations were made as a result of the multi‐laboratory research investigation.  For 

example, although the |E*| test protocol for each laboratory was different, all laboratories recorded similar material responses at low to intermediate temperatures which indicates that different |E*| testing protocols might be used to achieve comparable measured |E*| values.  However, the laboratories measured material responses at higher temperatures which differed, indicating that some criteria of |E*| testing protocol are critical for ensuring that the test measures the true response of the HMA.  Likewise, comparison of laboratory‐predicted |E*| with the predictive equations showed good agreement at the low and intermediate temperatures. 

Both material from laboratory‐blended mixture design and plant‐produced samples was evaluated in the FHWA laboratory, but in the multi‐laboratory study mix design aggregate and binder samples were obtained from the plant during production.  Although some statistical differences were found, comparisons between laboratories and between production days were quite good overall.  It was important to find that laboratory testing was capable of detecting the difference in mixture stiffness for the mix without the RAP (Sample #1), despite the fact that the percentage of RAP was fairly low on the other production days.  Dynamic modulus test results appear to be sensitive and reproducible at the intermediate temperatures used to define fatigue cracking performance.  However, differences between test results at the high temperature used to define rutting performance may indicate that dynamic 

1  

 

modulus will not be as valuable a prediction value as flow or creep parameters.  This may be especially true for high temperature evaluations dealing with field control. 

The dynamic modulus of plant‐produced specimens was approximately equal to the mix design replicates at both the effective temperature for rutting and at the effective pavement temperature for fatigue. Likewise, the flow number for the plant‐produced mix indicated that it clearly would perform similar to the mix design specimens at high temperatures.  This finding is encouraging in that it simplifies the effort and time involved in using dynamic modulus testing for mixture verification, through the use of laboratory‐blended mix design specimens rather than sampling production mix continuously.  Likewise, it was encouraging to find that predicted |E*| values were relatively insensitive to normal construction variability. 

Because of the differences between the SPT creep test procedure and the DSR creep test procedure and because of the limited data sets, direct comparison was not possible.  The Flow Number results from the DSR creep test did show a strong directional trend with the dry Hamburg rut test results.  Further work with a broader range of mixes should be investigated to determine the strength of the relationship between Flow Number data and rut test results. 

Though the data set was limited, the comparison between |G*| determined in the SST and from the DSR torsional test was quite good.  Further work with more mixes should be undertaken to develop more rigorous comparisons. 

Some recommendations that were generated as a result of the investigation are as follows: An evaluation of testing conventional HMA mixtures indicates that using different test devices or protocols for obtaining |E*|, within an intermediate temperature range, are statistically similar and produce corresponding results. • Further investigation is required for HMA mixtures which contain RAP or other special components 

(SMA, OGFC, etc.) to ascertain the effects of using different laboratory test protocols. • Future research is necessary to define the appropriate stiffness or temperature range in which |E*| 

from predictive equations and differing test methods are appropriate.  

Acknowledgements  

The authors wish to thank the FHWA’s asphalt binder testing laboratory and the Mobile Asphalt Testing Laboratory and Iowa DOT asphalt materials staff for expert help with all the study sampling, specimen fabrication, testing and data analysis. 

 

2  

 

3  

References 1. Andrei, D., M. W. Witczak, and M. W. Mirza. “Development of a Revised Predictive Model for the 

Dynamic (Complex) Modulus of Asphalt Mixtures.” NCHRP 1‐37A Inter Team Report, University of Maryland, March 1999. 

2. Witczak, M., K. Kaloush, T. Pellinen, M. El‐Basyouny, and H. Von Quintus.  Simple Performance Test for Superpave Mix Design. NCHRP Report 465, National Research Council, 2002. 

3. Reinke, G., et al., “New Simple Performance Tests for Asphalt Mixes”, Transportation Research Circular E‐C068, September 2004. 

4. Bonaquist, R., D. Christensen, and W. Stump.  Simple Performance Tester for Superpave Mix Design: First‐Article Development and Evaluation. NCHRP Report 513, National Research Council, 2003. 

5. National Cooperative Highway Research Program.  Development of the 2002 Guide for the Design of New and Rehabilitated Pavement Structures. NCHRP 1‐37A, Final Report, National Research Council, 2004. 

6. AASHTO.  Grading or Verifying the Performance Grade of an Asphalt Binder, American Association of State Highway and Transportation Officials, R 29‐02, Washington D. C. 

7. Tayebali, A. A., N. P. Khosla, G. A. Malpass, and H. F. Waller.  “Evaluation of Superpave Repeated Shear at Constant Height Test to Predict Rutting Potential of Mixes. Performance of Three Pavement Sections in North Carolina”. In Transportation Research Record No. 1681, TRB, National Research Council, Washington, D. C., 1999, pp. 97‐105. 

8. Transportation Research Circular E‐C016.  Loaded Wheel Testers in the United States. TRB. National Research Council, Washington, D.C., July 2000. 

9. Zang, J., A. Cooley, and P. Kandhal.  “Comparison of Fundamental and Simulative Test Methods for Evaluating Permanent Deformation of Hot‐Mix Asphalt,” Transportation Research Record No. 1789, TRB. National Research Council, Washington, D.C., 2002. 

10. Industrial Process Controls Global, Ltd.  Dynamic Modulus Test Software Reference, Boronia, Australia, 2003. 

11. R. Bonaquist.  Simple Performance Tester for Superpave Mix Design, Quarterly Progress Report (Appendix B), National Cooperative Highway Research Program (NCHRP) Project 9‐29, October 1 to December 31, 2003. 

12. National Cooperative Highway Research Program.  Simple Performance Test for Superpave Mix Design, NCHRP 9‐19, Interim Report, National Research Council, February 2003. 

13. Strategic Highway Research Program.  The Superpave Mix Design Manual for New Construction and Overlays. SHRP‐A‐407, National Research Council, 1994. 

14. Strategic Highway Research Program.  Weather Database for the SUPERPAVE Mix Design System. SHRP‐A‐648A, National Research Council, 1994. 

15. The Asphalt Institute.  The Asphalt Handbook, Manual Series No. 4.  The Asphalt Institute, Lexington, KY. (1998 edition, reprinted in 2000) 

16. Pellinen, T.  Investigation of the Use of Dynamic Modulus as an Indicator of Hot‐Mix Asphalt Performance, Ph.D. Dissertation, Arizona State University, 2001. 

17. T. J. Hirsch.  The Effects of the Elastic Moduli of the Cement Paste Matrix and Aggregate on the Modulus of Elasticity of Concrete, Ph. D. Thesis, Agricultural and Mechanical College of Texas (Texas A & M), College Station Texas, January 1961, pp. 105. 

18. Christensen, D., T. Pellinen, and R. Bonaquist.  “Hirsch Model for Estimating the Modulus of Asphalt Concrete”, Proceedings of the Association of Asphalt Paving Technologists, Vol. 72, 2003, pp.97‐121. 

 

Appendix.  Description of dynamic modulus test procedures  

STEP  DESCRIPTION 

NCH

RP 465

 

FHWA 

NCSC 

Iowa DOT 

AASH

TO 

TP62

 

COMMENTS  Y‐yes, complied with procedure M‐modified the procedure N‐no, did not comply with procedure 

6  APPARATUS          6   6.1.1  Testing Device             6.1.1a  25 kN servohydraulic system  Y  M  Y  Y  Y  FHWA> IPC 15 kN 

NCSC> IPC Iowa> NAT 

6.1.2  Environmental Chamber             6.1.2a  ‐10ºC to 60ºC temp. range  Y  M  Y  Y  Y  FHWA> 20‐60ºC range 6.1.2b  Capacity for dummy temperature 

control specimen Y  N  Y  Y  Y  FHWA> external condition (oven, bath, refrig) no 

water contact 6.1.3  Measurement System             6.1.3a  Measure and record time log of 

the load and deformation Y  Y  Y  N  Y   

6.1.3b  25 kN load cell mounted on the load end of the specimen  

Y  M  Y  Y  M  FHWA> 15 kN +/‐ 0.1% TP> Resolution of 5 N 

6.1.3c  3 LVDT with 0.001 mm resolution  Y  Y  Y  M  M  Iowa> 2 LVDTs TP> Range/resolution by table 

6.1.3d  LVDT fixed mounting   Y  M  Y  Y    FHWA> clamped/magnetic 6.1.3e  8 mm mounting studs  Y  Y  Y  Y    FHWA> 9.5 mm Hexagonal shape  6.1.4  Loading Platens             6.1.4a  High strength aluminum  Y  Y  Y  M  M  Iowa> steel 

TP> Includes steel 6.1.4b  Polished ends  N  Y  N  Y  N   6.1.5  End Treatment             6.1.5a  Latex sheets with silicone  Y  M  Y  N  Y  FHWA> silicone coated paper 6.3  Masonry Saw             6.3a  Double‐diamond bladed  Y  M  M  N  Y  FHWA, NCSC> single blade 

0  

 

COMMENTS  

NCH

RP 465

 

Iowa DOT  Y‐yes, complied with procedure 

AASH

TO 

STEP  DESCRIPTION 

FHWA 

M‐modified the procedure 

NCSC 

TP62

 

N‐no, did not comply with procedure 

6.3b  Water cooled  Y  Y  Y  N  Y   6.3c  Manual speed and feed  Y  Y  Y  N  Y   6.4  Core Drill             6.4a  Diamond bit  Y  Y  Y  N  Y   6.4b  Water cooled  Y  Y  Y  N  Y   6.4c  Manual speed and feed  Y  Y  Y  N  Y   

  EQUIPMENT CALIBRATION          8     Check for excess phase shift   N  Y  N  N  8.1  FHWA>standard load ring   Annual test system calibration  N  N  N  N  8.2  FHWA> see 8.1   Verify environmental chamber   N  Y  Y  Y  8.3     Verify load cell and LVDTs  N  Y  N  Y  8.4  FHWA> see 8.1 

7  TEST SPECIMENS          9   7.1  Size             7.1a  100 mm dia. by 150 mm high  Y  Y  Y  Y  M  TP> Diameter and height range 7.2  Aging             7.2a  lab mix –  AASHTO PP2 

(4 hours at 135°C) Y  Y  n/a n/a Y  TP> AASHTO R30 (4hrs) 

7.2b  plant mix –reheated (2 hrs @ 135°C), split and heated to compaction temp(1 hr@135°C) 

N  Y  Y  Y  N  TP> does not address reheat 

7.3  Gyratory Specimens             7.3a  Prepare 150 mm diameter by 165 

mm high specimens Y  M  M  N  M  FHWA> 180 mm 

NCSC> var. ht. 175‐181 mm Iowa> molded 100 dia.‐150 h. TP> 170 mm height 

7.3b  6% +/‐ 0.5% air voids  Y  Y  Y  Y  Y   7.4  Coring             7.5  Measure Diameter             

1  

 

COMMENTS  

NCH

RP 465

 

Iowa DOT  Y‐yes, complied with procedure 

AASH

TO 

STEP  DESCRIPTION 

FHWA 

M‐modified the procedure 

NCSC 

TP62

 

N‐no, did not comply with procedure 

7.5a  Measure and record diameter   Y  Y  N  Y  Y  NCSC> assumed 100 mm 7.5b  Compute average and std dev  Y  Y  N  Y  Y   7.5c  Discard specimens S>2.5 mm  Y  Y  N  Y  Y   7.5d  Report average diameter  Y  M  N  Y  Y  FHWA> nearest 0.1 mm 7.6  End Preparation             7.6a  Saw ends of specimen  Y  Y  Y  N  Y   7.6.1a  Measure end waviness  Y  Y  N  n/a Y  FHWA>verify, do not record 7.6.1b  Discard with > 0.05 mm  Y  Y  N  n/a Y   7.6.2a  Measure end square  Y  Y  Y  n/a Y  FHWA, NCSC> see 7.6.1a 7.6.2b  Discard > 0.5 degrees  Y  M  Y  n/a M  FHWA,TP> Discard>1.0 degrees 7.7  Air Void Content             7.7a  Measure per AASHTO T269  Y  Y  Y  Y  Y   7.7b  Discard outside 6% +/‐ 0.5%  Y  Y  Y  Y  Y   7.8  Number of Specimens             7.8a  Prepare 4 specimens  Y  Y  Y  Y  Y   7.9  Sample Storage             7.9a  Wrap specimens  Y  Y  Y  N  Y   7.9b  Stand on flat ends         Y  Y  Y7.9c  Place in controlled room  Y  Y  Y  Y  M  TP> Up to 26.7°C 7.9d  Discard after 14 days   Y  Y  N  N  Y   

8  INSTRUMENTATION          10   8.1  Mounting studs with epoxy  Y  Y  Y  Y  Y   8.2  Mounting fixture to establish 100 

mm +/‐ 1 mm gauge length Y  M  Y  Y  M  FHWA> 70 mm 

TP> 101.6 mm +/‐ 1 mm 9  TEST PROCEDURE          11   

9.1  Test temperature and frequencies17°, 23° and 40°C 10, 5, 1, 0.5 and 0.1 Hz 

Y  M  M  M  M  FHWA,NCSC> added 25 Hz Iowa> incl. 11°C and 25 Hz TP> ‐10°, 4.4°, 21.1°, 37.8°, 54.4°C and added 25Hz 

2  

 

COMMENTS  

NCH

RP 465

 

Iowa DOT  Y‐yes, complied with procedure 

AASH

TO 

STEP  DESCRIPTION 

FHWA 

M‐modified the procedure 

NCSC 

TP62

 

N‐no, did not comply with procedure 

9.2a  Specimen in environmental chamber and bring to temp 

Y  M  Y  Y  M  FHWA> see 6.1.2b TP> +/‐ 1F tolerance 

9.2b  Monitor dummy specimen with thermal sensor 

Y  M  Y  Y  Y  FHWA> placed in separate chamber (see 6.1.2b) 

9.3a  Treatment on bottom platen  Y  Y  Y  N  Y   9.3b  Specimen on end treatment  Y  Y  Y  Y  Y   9.3c  Secure LVDTs   Y  Y  Y  Y  Y   9.3d  Adjust LVDT linear range  Y  Y  Y  Y  Y   9.4a  Treatment on specimen  Y  Y  Y  N  Y   9.4b  Place top platen on top  Y  Y  Y  Y  Y   9.4c  Center specimen  Y  Y  Y  Y  Y   9.5  Apply 5% contact load   Y  Y  M  M  Y  NCSC> 10% of test load 

Iowa> manually set at 30 N 9.6  Adjust measuring system  Y  Y  Y  Y  Y   9.7  Apply haversine load and adjust 

to 50 to 150 με at 25 Hz Y  M  Y  Y  Y  FHWA> adjust to 75‐125 με for each frequency 

NCSC> manually adjusted Iowa> auto adjust to 100 με 

9.8a  Apply precondition load cycles (200@25Hz) 

Y  M  Y  Y  Y  FHWA> 10 precondition cycles at each frequency 

   9.8d  9.8f  9.8h  9.8j 

Apply test load sequence 200 cycles at 25 Hz       2‐minute rest period 100 cycles at 10 Hz       2‐minute rest period 50 cycles at 5 Hz       2‐minute rest period 25 cycles at 1 Hz       2‐minute rest period 6 cycles at 0.5 Hz 

 N N Y N Y N Y N Y 

 M N M N M N M N M 

 Y N M N M N M N M 

 N N Y N Y N Y N Y 

 Y Y M Y M Y M Y M 

FHWA> 10 load cycles at each frequency NCSC>200@10 Hz, 100@5 Hz, 20@1 Hz, 15@0.5 Hz, 15@0.1 Hz Iowa> precondition cycles used for 25 Hz TP> revises number of cycles per frequency 

3  

 

4  

STEP  DESCRIPTION 

NCH

RP 465

 

FHWA 

NCSC 

Iowa DOT 

AASH

TO 

TP62

 

COMMENTS  Y‐yes, complied with procedure M‐modified the procedure N‐no, did not comply with procedure 

 9.8L 

      2‐minute rest period 6 cycles at 0.1 Hz 

N Y 

N M 

N M 

N Y 

Y M 

9.9a  Monitor permanent deformation  Y  M  Y  Y  Y  FHWA> software auto records deformation, but not monitored 

9.9b  Discard test if permanent strain exceeded 1000 με 

Y  Y  M  N  M  

NCSC>limit at 1500 με Iowa> auto reduce load 50% at 1000 με, test not discarded TP> set the limit at 1500 με 

9.9c  If exceeded 1000 με, test next specimen at 50% load 

Y  M  M  N  M  FHWA> modify initial strain NCSC, TP> Based on 1500 limit 

10  CALCULATIONS          12   10.1a  Capture last six load cycles from 

LVDTs and load cell**  

Y  M  M  M  M  FHWA> all 10 load cycles Iowa> only peak values NCSC,TP> Last five cycles 

10.1b  Determine average amplitude of the load and deformation for the first five cycles [**] 

Y  Y  M  M  M  FHWA> all ten load cycles Iowa>all six cycles TP> For each test condition 

10.2a  Average the LVDT signals [**]  Y  Y  Y  Y  N   10.2b  Determine average time lag for 

the five cycles [**] Y  Y  Y  N  Y  Iowa>software error 

10.3  Calculate load stress [**]  Y  Y  M  Y  Y   10.4  Calculate recovered strain [**]  Y  Y  M  Y  M  FHWA,NCSC,TP> each LVDT 10.5  Calculate E* [**]  Y  Y  M  Y  M  NCSC,TP> each LVDT 10.6  Calculate the phase angle [**]  Y  Y  M  N  M  NCSC,TP> each LVDT 

Iowa> see 10.2b [**implied – for each temperature/frequency test condition**]