Loading...
PGA West - Coral Mountain TR 34243 BCPR2021-0005 - Geotechnical ReportEARTH SYSTEMS PACIFIC  Earth Systems________________________________________________ 79‐811 Country Club Drive, Suite B  |  Bermuda Dunes, CA 92203  |  Ph: 760.345.1588  |  www.earthsystems.com December 16, 2020 File No.: 300310‐002  Doc. No.: 20‐12‐712  Alta Verde Coral Mountain, LLC  PO Box 13290  Palm Desert, CA 92255  Attention:  Mr. Russell Jones  Project: Coral Mountain Tract 34243 (aka Pasatiempo)  Avenue 58 West of Madison Street  La Quinta, Riverside County, California  Subject: Geotechnical Engineering Report Update  In accordance with your request, Earth Systems Pacific [Earth Systems]  has  reviewed  the  referenced documents for the purpose of updating the soils reports and providing supplemental  recommendations in accordance with the 2019 California Building Code.  Our conclusions and  recommendations are provided below.  Additionally, please review the limitations section of this  report as the information presented is integral to the understanding of this document.     This report completes our scope of services in accordance with our Change Order No. 3 BD‐ 10109‐06 with new File No.: 300310‐002, dated November 10, 2020.  Unless requested in writing,  the client is responsible for distributing this report to the appropriate governing agency or other  members of the design team.  We appreciate  the  opportunity  to  provide  our  professional  services.  Please contact our offices if there are any question s or comments concerning this report  or its recommendations.  Respectfully submitted,  EARTH SYSTEMS PACIFIC  Anthony Colarossi  Project Engineer  CE 60302  Distribution:  4/Alta Verde Builders  1/Mr. Russell Jones (rjones@altaverdebuilders.com)  1/BER BCPR2021-0005 CORAL MOUNTAIN PLAN Z TRACT CONSTRUCTION PLANS 07/20/2021   EARTH SYSTEMS PACIFIC  December 16, 2020    TABLE OF CONTENTS  Background   .................................................................................................................... 1  Site Reconnaissance ........................................................................................................... 1  Field Exploration ................................................................................................................ 3  Laboratory Testing.............................................................................................................. 4  Collapse Potential ............................................................................................................... 4  Groundwater  .................................................................................................................... 6  Ground Subsidence Due to Groundwater Withdrawal ........................................................ 8  Earthquake Settlement (2019 CBC) ..................................................................................... 9  Conclusions and Supplemental Recommendations ........................................................... 11  Site Development – Grading ............................................................................................. 11  Excavations, and Utilities .................................................................................................. 12  Foundations   .................................................................................................................. 12  Seismic Design Criteria ..................................................................................................... 14  Retaining Walls ................................................................................................................ 15  Grading Observation and Testing ..................................................................................... 17  Limitations   .................................................................................................................. 17  References   .................................................................................................................. 19   Attachments:  Vicinity Map    Exploration Map    Fault Parameters    Historic Faults    Terms and Symbols    Boring Logs    Site Specific    Liquefaction Settlement    Dry Seismic Settlement    Lab Results  December 16, 2020  ‐ 1 ‐  File No.: 300310‐002      Doc. No.: 20‐12‐712      EARTH SYSTEMS PACIFIC  Background  This residential project’s soil report was first initiated in 2005 and grading operations for the 20‐ acre site was documented in our Report of Testing and Observations Performed During Grading  (Earth Systems, 2007). The original Tract Map 34243 shows 70 numbered lots and 13 lettered  lots.  Based  on  a  historical  aerial  photo  review  (Google  2020)  found  in  Section  “Site  Reconnaissance”, construction of individual homes completed varied between years of 2008 and  2015. Note aerial photos were not available for the years 2007 and 2008 where some homes  noted on the 2009 aerial photo may have been completed earlier.   Based on client information, a site visit and google aerial review, there are a remaining 40  residential homes to be constructed, see bounded red borderline in Figure 1. The infrastructure  appears to be completed. This report contains additional explorations that were conducted to  study  possible  groundwater  influence  by  nearby  groundwater  recharge ponds located  approximately 6,300 linear feet south of this project. Review of reports of nearby projects  indicated groundwater was rising between 2008 and 2016. The groundwater readings were  published  for  wells  located  near  the  Trilogy  Resort  in  La  Quinta, California. For additional  information on groundwater levels, please see the section “Groundwater” in this report.    Site Reconnaissance  Earth Systems personnel visited the site on November 11, 2020. During our site visits, site  conditions were visually observed and a summary of our findings of our site visit are presented  below.     In general, the site appeared in relatively good shape with no significant distress noted;   Vacant pads appeared in relatively good shape with little erosion damage;   Vacant pads were walked and did not find significant cracking along the pads. Green  erosion preventive sealant was still visible on the pads;   Asphalt pavement had traverse and longitudinal cracking, typical of aged pavement in the  hot desert climate.   o One measurement was 30 feet wide.   o Some cracks though appeared wide at 1 inch;  o Traverse and longitudinal cracks appeared to be filled in with sealant;   o It was noted that traverse cracks of the asphalt did not continue through the curb  and gutter nor interlocking pavers.   o From the information above, Earth Systems believes the cracking is caused by heat  and cooling due to the desert environment.   Walls along the south, west, and lots 17 to 19 were visually observed and appeared in  good shape with little cracking and only hairline width cracks if found;   Depressions at the surface of the column making up the fence/wall dividing between pads  26 to 30 and the retention basin located in the middle of the project was noted;  December 16, 2020  ‐ 2 ‐  File No.: 300310‐002      Doc. No.: 20‐12‐712      EARTH SYSTEMS PACIFIC   The basin has slopes with retaining walls. The height of basin slopes were measured at  approximately 4 to 5 feet between bottom of basin and top of pads;   Basins looked in good shape and clean as if no flooding occurred, see Photo 7 and 8. Photo  7 shows an underground drainage system. The slopes soil surface within the basin  appeared to be soft or very loose. However, the slopes have well grown landscaping  covering the majority of the slope surface;   Slopes along the perimeter of the project (south, west, and lots 17 to 19) looked, in  general, in good shape with little erosion issues. Slopes are descending into the project;   Residential homes observed during the walks looked in very good condition from the  street distance;   Flatwork, including driveways, C&G, ditch aprons, and sidewalks, at various locations  looked in good condition; and   Drainage is based on sheet flow to the street and then to street inlets to underground  piping to the basin is assumed.    Figure 1   Thick Line Shows Location of Vacant Lots (40 total residential lots).  December 16, 2020  ‐ 3 ‐  File No.: 300310‐002      Doc. No.: 20‐12‐712      EARTH SYSTEMS PACIFIC  Field Exploration  Exploratory Borings  Two exploratory borings were drilled to depths approximately 51½ feet below the existing  ground surface to observe soil profiles, ground water, and obtain samples for laboratory testing.   The borings were drilled on December 2, 2020, using a 8‐inch outside diameter hollow‐stem  auger.    Augers  were  powered  by  a  Mobile  B‐61  truck‐mounted  rubber‐tired  drill  rig  subcontracted by Cal Pac out of Calimesa, California. The boring locations are shown on the  Exploration  Location  Map,  Plate  2,  in  the  back  of  this  report.   The  locations  shown  are  approximate, established by pacing and line‐of‐sight bearings from adjacent landmarks and  consumer grade GPS coordinates (+/‐ 15 feet). Refusal was not encountered to a depth of 51‐1/2  feet bgs but groundwater was discovered in boring B‐2 at a depth of approximately 49 feet below  the ground surface.  A representative from Earth Systems maintained a log of the subsurface conditions encountered  and obtained samples for visual observation, classification and laboratory testing.  Subsurface  conditions encountered in the borings were categorized and logged in general accordance with  the Unified Soil Classification System [USCS] and ASTM D 2487 and 2488 (current edition).  Our  typical sampling interval within the borings was approximately every 2½ to 5 feet to the full depth  explored; however, sampling intervals were adjusted as needed depending on the materials  encountered onsite.  Samples were obtained within the test borings using a Standard Penetration  [SPT] sampler (ASTM D 1586) and a Modified California [MC] ring sampler (ASTM D 3550 with  those similar to ASTM D 1586).  The SPT sampler has an approximate 2‐inch outside diameter  and a 1.38‐inch inside diameter.  The MC sampler has an approximate 3‐inch outside diameter  and a 2.4‐inch inside diameter.    Both the ring and SPT samplers were mounted on drill rod and driven using a rig‐mounted 140‐ pound automatic hammer falling for a height of 30 inches. The number of blows necessary to  drive either a SPT sampler or a MC type ring sampler within the borings was recorded.     Design parameters provided by Earth Systems in this report have considered an estimated 72%  hammer efficiency based on data provided by the drilling subcontractor.  The number of blows  necessary to drive either a SPT sampler or a MC type ring sampler within the borings was  recorded.  Since the MC sampler was used in our field exploration to collect ring samples, the N‐ values using the California sampler can be roughly correlated to SPT N‐values using a conversion  factor that may vary from about 0.5 to 0.7. In general, a conversion factor of approximately 0.63  from the recent study at the Port of Los Angeles (Zueger and McNeilan, 1998 per SP 117A) is  considered satisfactory.  A value of 0.63 was applied in our calculations for this project.    Bulk samples of the soil materials were obtained from the drill auger cuttings, representing a  mixture of soils encountered at the depths noted.  Following drilling, sampling, and logging the  borings were backfilled with native cuttings and tamped upon completion.  Our field exploration  was provided under the direction of a registered Geotechnical Engineer from our firm.  The final logs of the borings represent our interpretation of the contents of the field logs and the  results  of  laboratory  testing  performed  on  the  samples  obtained  during  the  subsurface  exploration.  The final logs are included in Appendix A of this report.  The stratification lines  December 16, 2020  ‐ 4 ‐  File No.: 300310‐002      Doc. No.: 20‐12‐712      EARTH SYSTEMS PACIFIC  represent the approximate boundaries between soil types, although the transitions may be  gradual.  In reviewing the logs and legend, the reader should recognize the legend is intended as  a guideline only, and there are a number of conditions that may influence the soil characteristics  observed during drilling.  These include, but are not limited to cementation, variations in soil  moisture, presence of groundwater, and other factors.   The boring logs present field blowcounts per 6 inches of driven embedment (or portion thereof)  for a total driven depth attempted of 18 inches. The blowcounts on the logs are uncorrected (i.e.  not  corrected  for  overburden,  sampling, etc.).  Consequently, the user must correct the  blowcounts per standard methodology if they are to be used for design and exercise judgment  in interpreting soil characteristics, possibly resulting in soil descriptions that vary somewhat from  the legend.    Laboratory Testing  Samples were reviewed along with field logs to select those that would be analyzed further.   Those selected for laboratory testing include soils exposed and used during grading and those  deemed to be within the influence of the proposed structures.  Test results are presented in  graphic and tabular form in Appendix B of this report.  The tests were conducted in general  accordance with the procedures of the American Society for Testing and Materials [ASTM] or  other standardized methods as referenced below.  Our testing program  consisted  of  the  following:   Density and Moisture Content of select samples of the site soils collected (ASTM D  2937 & 2216).   Maximum density tests to evaluate the moisture‐density relationship of typical  soils encountered (ASTM D 1557).   Particle Size Analysis to classify and evaluate soil composition.  The gradation  characteristics of selected samples were made by percent passing the #200 sieve  and sieve analysis procedures (ASTM D 1140).   Consolidation  (Collapse  Potential)  to  evaluate  the  compressibility  and  hydroconsolidation (collapse) potential of the soil upon wetting (ASTM D 5333 and  D 2435).  Collapse Potential   Earth Systems further evaluated collapse potential at the site. Collapsible soil deposits generally  exist in regions of moisture deficiency.  Collapsible soils are generally defined as soils that have  potential to suddenly decrease in volume upon increase in moisture content even without an  increase in external loads.  Soils susceptible to collapse include loess, weakly cemented sands  and  silts  where  the  cementing  agent  is  soluble  (e.g.  soluble  gypsum,  halite),  valley  alluvial  deposits  within  semi‐arid  to  arid  climate,  and  certain  granite residual  soils  above  the  groundwater table.  In arid climatic regions, granular soils may have a potential to collapse upon  wetting.  Collapse (hydroconsolidation) may occur when the soils are lubricated or the soluble  December 16, 2020  ‐ 5 ‐  File No.: 300310‐002      Doc. No.: 20‐12‐712      EARTH SYSTEMS PACIFIC  cements  (carbonates)  in  the  soil matrix dissolve, causing the soil  to  densify  from  its  loose  configuration from deposition.    The degree of collapse of a soil can be defined by the Collapse Potential [CP] value, which is  expressed as a percent of collapse of the total sample using the Collapse Potential Test (ASTM  Standard Test Method D 5333).  Based on the Naval Facilities Engineering Command (NAVFAC)  Design Manual 7.1, the severity of collapse potential is commonly evaluated by the following  Table 1, Collapse Potential Values.   Table 1  Collapse Potential Values  Collapse Potential Value Severity of Problem   0‐1%  No Problem    1‐5%  Moderate Problem    5‐10%  Trouble    10‐20%  Severe Trouble    > 20%  Very Severe Trouble  Table 1 can be combined with other factors such as the probability of ground wetting to occur  on‐site and the extent or depth of potential collapsible soil zone to evaluate the potential hazard  by collapsible soil at a specific site.  A hazard ranking system associated with collapsible soil as  developed by Hunt (1984) is presented in Table 2, Collapsible Soil Hazard Ranking System.  Table 2  Collapsible Soil Hazard Ranking System  Degree of Hazard Definition of Hazard  No Hazard No hazard exists where the potential collapse magnitudes are non‐ existent under any condition of ground wetting.  Low Hazard Low hazards exist where the potential collapse magnitudes are small  and tolerable or the probability of significant ground wetting is low.   Moderate Hazard  Moderate hazards exist where the potential collapse magnitudes are  undesirable or the probability of substantial ground wetting is low,  or the occurrence of the collapsible unit is limited.  High Hazard High hazard exists where potential collapse magnitudes are  undesirably high and the probability of occurrence is high.  The results of collapse potential tests performed on 3 selected samples from depths ranging from  10 to 35 feet below the ground surface indicated a collapse potential on the order of 0.2 to 0.9  percent.  The goal of the collapse testing was to identify soils and densities where the potential  for collapse decreased to accepted levels.  This accepted level is defined as where on‐site soils  had collapse potential less than 1% to 2% or the estimated relative compaction is greater or equal  to 85%, which is the typical standard of care based on the above Table 1 (1%) or where soil  collapse becomes a concern for structural soils (2%) (County of Los Angeles, 2013).  Based on the  December 16, 2020  ‐ 6 ‐  File No.: 300310‐002      Doc. No.: 20‐12‐712      EARTH SYSTEMS PACIFIC  above criteria and our field and laboratory findings, we estimate there is a “Low” collapse  potential from soil layers between 10 to 35 ft bgs.    Groundwater  Earth Systems used four methods to estimate the groundwater elevations: field exploration,  nearby well readings, and historic groundwater map.   Field Exploration:   Both current borings reached a depth of 51½ feet below the ground surface  (bgs). Free groundwater was encountered in boring B‐2 at a depth of approximately 49 feet bgs,  but groundwater was not encountered at B‐1. Deeper exploration was not conducted at boring  B‐2, so the distinction between a perched water condition and “normal” groundwater condition  caused by a rising groundwater could not be verified; however, these levels seem consistent with  rising levels in the general area.   Nearby Well Information: Earth Systems found one California Department of Water Resources  well located approximately ½ mile east of the intersection of Monroe Street and Avenue 60 and  being  called  336145N1162237W001.    The  well  is  located  downstream of the project and  recharging ponds based on surface topography. Well monitoring data shows readings taken  between December 2011 to June 2020 (see Figure 2 below). The well has a surface elevation of ‐ 81.5 feet and the ground water readings ranged in elevation from ‐135.15 to ‐106.15 feet, which  equates to a depth below the ground surface (bgs) from 53.6 to 24.6 feet bgs. The project surface  is found at approximately minus forty (‐40) feet Mean Sea Level (msl).     Figure 2    Well 336145N1162237W001  From the graph shown in Figure 2 above, there appears an increase in groundwater elevation.  Based on the well data and averaging each year’s data, Earth Systems used regression analysis  to estimate the potential for future years groundwater rise or decline at the well site based on  the well data. As shown in Figure 3, a slight rise in groundwater was observed and projected out  for 12 years, which will have the groundwater elevation reach the top of the well having an  elevation  of  ‐81  feet.  Please  note  however,  Coachella  Valley  Water  District  (CVWD)  has  information of existing tile drains constructed in the past to control upper groundwater (two  aquifers can exist in this general area) from reaching elevations that could damage agricultural  production (see Section: Research of Tile Drain System below). Figure 3’s well data also shows a  drop in groundwater between 2015 and 2020. This information could indicate the tiles drains or  December 16, 2020  ‐ 7 ‐  File No.: 300310‐002      Doc. No.: 20‐12‐712      EARTH SYSTEMS PACIFIC  CVWD control of the recharge ponds is maintaining the groundwater elevation below the ‐100  elevation at the well site.     Groundwater based on No Groundwater Rise from Well Data Figure 2 (No Head on Subsurface  Drainage): Based on the well’s groundwater elevation ‐106.1 feet and projecting that depth to  groundwater at the project site, the groundwater is approximately 66 feet below the ground  surface (106‐40). This is only an estimate and does not include a possible head of water that may  exist since information of the subsurface drainage moves toward the southeast or from the  project toward the Salton Sea.     Groundwater based on Groundwater Rise from Well Data Figure 2 (No Head on Subsurface  Drainage): Trendline information was used to estimate groundwater depth at the project for  determining liquefaction settlement, lateral spreading, groundwater seepage and other parts of  this report. Based on the regression analysis, we estimate the groundwater elevation at the well  will be at the wells ground surface in 12 years and that ground surface is ‐81 ft MSL. Therefore,  the groundwater will be 41 feet below the ground surface at Coral Mountain (81‐40).    1. Coral Mountain’s historic WSE was stated to be 30 feet below the ground surface.  Assuming the ground surface is ‐40 feet MSL, the WSE is ‐70 feet MSL (Earth Systems,  2005).    2. Based on the well data’s surface at ‐81 and this being achieved in 12 years, the depth  of groundwater at Coral Mountain will be approximately 40 feet bgs.    Figure 3      Yearly Averaged Data for Groundwater Readings and Projected Rise for 25 years.  December 16, 2020  ‐ 8 ‐  File No.: 300310‐002      Doc. No.: 20‐12‐712      EARTH SYSTEMS PACIFIC  Research of Coachella Valley Water District Groundwater Level Increases and Tile Drain System:  Subsurface tile drainage systems were installed in the 1950s to control the upper high‐water  table conditions in the lower Coachella Valley and to intercept poor quality return flows (CVWD,  2012, pp 4‐5), see Figure 4. Subsurface agricultural tile drains are typically buried at depths  between 5 and 10 feet below ground which collects shallow saline groundwater and conveys it  to the Salton Sea (pp 6‐41). The District operates and maintains a collector system of 166 miles  of pipe. All agricultural drains empty into the Coachella Valley Stormwater Channel (CVSC) except  those at the southern end of the Valley, which flow directly to the Salton Sea (4‐5). Based on a  CVWD map showing drainage and storm outlet systems, (CVWD,1965), a drain line called “West  Drain Line” was constructed at the intersection of Avenue 58 and Madison and runs easterly to  additional drain lines. On a communications call with CVWD, Earth Systems was informed that  the drainage line located on public roadways, like Avenue 58, are sealed, but the drain tiles  located on private property (used for controlling high groundwater for agricultural purpose are  open. The District indicated that they have no authority on private property to prevent the  removal of tile drains. From the CVWD WMP (pp 4‐33), estimated flows to the Salton Sea shows  that drainage water initially increases while the East Valley is gaining storage. However, as growth  occurs and pumping increases, tile drainage decreases in response to declining groundwater  levels.  The  District  does  have  some  control  of  the  groundwater levels based on the 2012  condition of the drainage systems, but the accuracy of a final groundwater table at the project  cannot be confirmed yet based on information contained.   Figure 4     CVWD Provided Drawing Showing Drain Lines  Ground Subsidence Due to Groundwater Withdrawal  As stated in the 2011 update report (Earth Systems, 2011), the project is in a Subsidence Study  Area  called  La  Quinta  Area  3.  Since  1996,  the  USGS  has  been  investigating  regional  land  subsidence in the Coachella Valley.  The areas of subsidence coincide with localized ground‐ water‐level declines due to overdraft. The USGS suggests that t his documented subsidence is due  December 16, 2020  ‐ 9 ‐  File No.: 300310‐002      Doc. No.: 20‐12‐712      EARTH SYSTEMS PACIFIC  to aquifer‐system compaction. They go on to state that “the subsidence may also be related to  tectonic activity in the valley.” A review of the USGS data indicates that the project site is at the  southeastern margin of the La Quinta (Area 3) zone.  While the reported areal subsidence is  approximately 40 to 60 mm, the site is at the margin of the subsidence area, which can result in  an area of greater tensional stress and possible surface manifestation of earth fissures.  It is our  opinion, and that of the City of La Quinta that, while predicting the location of surface ground  ruptures as a result of fissuring is difficult to impossible, the potential hazards from fissuring and  continued subsidence should be mitigated.  While, to date, no evidence of fissuring has been  noted on the project site, the potential of damage from fissuri ng exists and has been documented  in this portion of the Coachella Valley.    The foundations and structures should be designed to accommodate this possible settlement as a  means of mitigating the hazard for life‐safety.  The recommendations that follow are based on “very  low” expansion category soils.      Changes in pumping regimes can affect localized groundwater depths, related cones of  depression, and associated subsidence such that the prediction of where fissures might occur in  the  future  is  difficult.  In  the  event  of  future  nearby  aggressive  groundwater  pumping  and  utilization,  the  occurrence  of  deep  subsidence  cannot  be  ruled out.   Changes  in  regional  groundwater pumping could result in areal subsidence.  The risk of areal subsidence in the future  is more a function of whether groundwater recharge continues and/or over‐drafting stops, than  geologic processes, and therefore the risk cannot be predicted or quantified from a geotechnical  perspective.  The local water agencies are aware of the groundwater withdrawal subsidence  caused  by  past  pumping  regimes.   Soil  improvement  recommended  within  can  reduce  the  potential for subsidence distress. As the degree of continued groundwater pumping, pumping  patterns, and their combined effect on the overlying soils is unknown, we believe it is prudent  for future homes to utilize a stiffened foundation to reduce the potential for distress due to  differential settlement until the risk from areal subsidence is more fully understood.  Earth Systems reviewed Riverside County GIS information (Riverside County Transportation and  Land Management Agency, 2017). The County of Riverside Parcel Report for this site has a  subsidence designation of “Active”.  Earthquake Settlement (2019 CBC)  Soil Liquefaction and Lateral Spreading:  Liquefaction is the loss of soil strength from sudden  shacking (usually earthquake shaking), causing the soil to become a fluid mass.  Liquefaction  describes a phenomenon in which saturated soil loses shear strength and deforms as a result of  increased  pore  water  pressure  induced  by  strong  ground  shaking during  an  earthquake.   Dissipation of the excess pore pressures will produce volume changes within the liquefied soil  layer, which can cause settlement.  Shear strength reduction combined with inertial forces from  the ground motion may also result in lateral migration (lateral spreading).  Factors known to  influence liquefaction include soil type, structure, grain size, relative density, confining pressure,  depth to groundwater, and the intensity and duration of ground shaking.  Soils most susceptible  to liquefaction are saturated, loose sandy soils and low plasticity clay and silt.   December 16, 2020  ‐ 10 ‐  File No.: 300310‐002      Doc. No.: 20‐12‐712      EARTH SYSTEMS PACIFIC  In general, for the effects of liquefaction to be manifested at the surface, groundwater levels  must be within 50 feet of the ground surface and the soils within the saturated zone must also  be susceptible to liquefaction.  We consider the potential for liquefaction to occur at this site as  moderate to high because historic groundwater is generally less than 50 feet below the ground  surface. In a previous section, “Groundwater” we found the historic groundwater is estimated at  30 feet below the ground surface.  We used a Magnitude Earthquake of 8.2 on the San Andreas  Fault Zone having a peak ground acceleration of 0.63g. Liquefaction output considering historic  groundwater levels are presented in Appendix A for current exploration B‐2, which appeared to  be the highest settlement for liquefaction.  For three deep borings (current and past exploration),  results indicate a liquefaction settlement at depths greater than 30 feet are estimated to range  between 1⅝ to 1¾.    Dry Seismic Settlement: As will be discussed in a proceeding section called “Seismic Design  Criteria”, the 2019 Building Code procedures finds the design seismic acceleration has increased  at the project site: previously 0.48g and now 0.63g. The amount of dry seismic settlement is  dependent  on  relative  density  of  the  soil,  ground  motion,  and  earthquake  duration.  In  accordance with current CGS policy (Earth Systems discussion with Jennifer Thornburg, CGS May  2014), we used a site peak ground acceleration of ⅔ PGAM and an earthquake magnitude of 8.2  to evaluate dry seismic settlement potential. The peak ground acceleration values were obtained  from the OSHPD Seismic Design Maps on November 20, 2020.  Based upon methods presented by Tokimatsu and Seed (1987) and our current 2020 exploration  and analysis, the potential for seismically induced dry settlement of soils above the groundwater  table for the full soil column height (30 feet) was estimated to range between ⅛ to ¼ inch. For  the original soils report, the dry settlement is estimated to be approximately ⅜ inch using the  2005 boring log and current seismic information. This estimate is based on the current conditions  for  B‐1  and  B‐2  explored  in  2020.  Based  on  Special  Publication 117  (2008),  the  calculated  differential settlement is estimated to be approximately half of the total dry seismic settlement.  The combination (seismic and loading) for total and differential settlements is addressed in a  later Section of this report.  Vertical Settlement from Liquefaction and Dry Seismic Analysis:  Due to the general uniformity of  the soils encountered, seismic settlement is expected to occur on an areal basis and as such per  Special  Publication  117A  (CGS,  2008).  For  the  combination  of  liquefaction  and  dry  seismic  settlements,  Earth  Systems  estimates  boring  B‐2  explored  during  our  2020  exploration  represents  the  maximum  settlement.  The  combined  settlement  for B‐2  is  1⅞  inches.  The  differential settlement is estimated to be approximately ½ of the total combined settlement for  liquefaction and dry seismic settlement. Half of the total which is approximately 1 inch, and this  considers the current soil conditions for boring B‐2.    Lateral Spreading:  The potential for liquefaction induced lateral spreading under the proposed  project is considered low due to the fact liquefaction is estimated to occur deeper than 30 feet  below the ground surface. Based on a well‐known and practiced study (Bartlett and Youd, 2002)  lateral spreading is typically considered for liquefied layers occurring at depths between ground  surface and 30 feet below the ground surface. Onsite basins are also shallow.      December 16, 2020  ‐ 11 ‐  File No.: 300310‐002      Doc. No.: 20‐12‐712      EARTH SYSTEMS PACIFIC  Conclusions and Supplemental Recommendations  Based upon our review of the referenced reports in light of the requirements of the 2019  California Building Code, it is our opinion that the recommendations provided in the project  geotechnical  (soils)  reports  referenced  above,  remain  applicable  to  the  proposed  project;  however,  updated  recommendations are  provided  below  and  supersede  the  referenced  geotechnical report recommendations as applicable. Earth Systems has not reviewed the project  grading plans or structural plans but should for geotechnical conformance.  Geotechnical Constraints and Mitigation:   Based on 2019 California Building Code seismic design procedures, the acceleration at the  site has increased.    Dry seismic settlement was reanalyzed.   Groundwater was anticipated in this report to reach the historic groundwater level of 30  feet below the ground surface.   Liquefaction settlement at this site was estimated for the historic groundwater return.  Site Development – Grading  A representative of Earth Systems should observe site clearing, grading, and the bottoms of  excavations before placing fill.  Local variations in soil conditions may warrant increasing the  depth of recompaction and over‐excavation. The building pad areas should be precise graded by  removing any organic growth from the pad surface. The pad surface should be prepared and  verified to have a minimum relative compaction of 90% (ASTM D 1 557) at near optimum moisture  content.  If the grade is to be raised from its current elevati on, non‐expansive granular fills should  be placed in maximum 8‐inch lifts (loose) and be compacted to at least 90% relative compaction  (ASTM D 1557) near its optimum moisture content prior to the placement of subsequent lifts.  If  the pad is to be lowered in elevation and depending upon the depth of cut (if any), additional  over‐excavation and compaction may be required such that an adequate depth of fill is present  below foundation areas.  Soils can be readily cut by normal grading  equipment.   Recommendations provided in the Geotechnical Engineering Report by Earth Systems dated May  18, 2005 remain valid. Each lot development, site plans should be reviewed by the geotechnical  consultant relative to lateral extent of foundations, depth of foundations, basements,  and  hardscaping to confirm validity.    Surcharge Load Restrictions: No fill or other surcharge loads shall be placed adjacent to any  building or structure unless such building or structure is capable of withstanding the additional  loads caused by the fill or the surcharge. Existing footings or foundations that will be affected by  any excavation shall be underpinned or otherwise protected against settlement and shall be  protected against detrimental lateral or vertical movement, or both.    Exception:  Minor grading for landscaping purposes shall be permitted where done  with walk‐behind equipment, where the grade is not increased more than 1 foot from  original design grade or where approved by the building official.  December 16, 2020  ‐ 12 ‐  File No.: 300310‐002      Doc. No.: 20‐12‐712      EARTH SYSTEMS PACIFIC  Excavations, and Utilities  Where excavations will reduce support from any foundation, a registered design professional  shall prepare an assessment for the structure as determined from examination of the structure,  the review of available design documents and, if necessary, excavation of test pits. The registered  design  professional  shall  determine  the  requirements  for  underpinning  and  protection  and  prepare site‐specific plans, details and sequence of work for submission. Such support shall be  provided by underpinning, sheeting and bracing, or by other means acceptable to the building  official.    Foundations  Structural  Slab  Foundations  or  Conventional  Reinforced  and  Tied  Together  Shallow  Foundations  The foundations and structures should be designed to accommodate the estimated settlements as  a means of mitigating the hazard for life‐safety.  The recommendations that follow are based on  “very low” expansion category soils.      Foundation Design:  In our professional opinion, structures should be founded on a structural slab  using either conventionally reinforced and tied shallow foundation (grade beam), post‐tensioned,  or similar thickened or waffle slab (or similar), designed to accommodate the estimated differential  settlement of 2 inches in a 40‐foot span (1:240 distortion ratio). Foundations should be bearing on  a zone of properly prepared and compacted soils placed as recommended above under “Site  Grading”.  Foundation design of widths, depths, and reinforcing steel are the responsibility of the Structural  Engineer, considering the structural loading and the geotechnical parameters given in this report.  A  minimum  footing  depth  of  12 inches  below  lowest  adjacent  grade should be maintained.  A  representative  of  Earth  Systems should  observe  foundation  excavations  before  placement  of  reinforcing steel or concrete.  Loose soil or construction debris should be removed from footing  excavations before placement of concrete. Foundation and grading plans should be reviewed to  confirm adequate fill thickness below foundations (2 feet typical).  Allowable  Bearing  Pressure:  Allowable  soil  bearing  pressures  are  given  below  for  foundations  bearing on recompacted soils as described above.  Allowable bearing pressures are net (weight of  footing and soil surcharge may be neglected).    1500 psf for dead plus design live loads. No allowable increases are permitted.  The allowable bearing value indicated is based on the anticipated maximum loads stated in the  referenced reports.  If the anticipated loads exceed these values, the geotechnical engineer must  reevaluate the allowable bearing values and the grading requirements.   Modulus of Subgrade Reaction:  Structural mat rigidity can be estimated by using a modulus of  subgrade reaction (ks1) of 200 pci for the underlying subgrade. Static elastic settlements of  foundations  can  be  estimated  using  an  effective  modulus  of  subgrade  reaction  (kb)  that  is  December 16, 2020  ‐ 13 ‐  File No.: 300310‐002      Doc. No.: 20‐12‐712      EARTH SYSTEMS PACIFIC  dependent on the effective width (b) of the foundation, where kb = ks1 [(b+1)/2b]2 and “b” equals  the foundation width in feet.   The estimated elastic settlement is then equal to the effective bearing pressure (qe) in psi divided  by kb. The effective bearing pressure (qe) may be computed as total design load divided by the  effective bearing area.   Estimated Settlements for Shallow Foundations based on Static Loading: Based on the project  soils report, Earth Systems estimated a total settlement less than 1 inch based on static loading  settlement.  Differential settlement from this settlement condition is estimated as approximately  ¾ inch of the total settlement. As such, considering differential settlement for the settlement  condition (Static Loading) applied over a typical foundation distance of 40 feet, the angular  distortion (1:480) meets the allowable 1:480 (Riverside County, 2003).     Earth Systems should review the foundation plan to review and analyze the actual distortion  angles. The structural engineer should submit the plans and column and wall loading for review  and analysis.    Estimated Settlements for Shallow Foundations based on All Settlements including Seismic: We  estimated a total settlement of approximately 2⅞ inches based on static loading and dry and  liquefaction seismic settlements.  Differential settlement from both conditions is estimated as  half of the total settlement conditions or 1½ inches. As such, considering differential settlement  for the combined settlement conditions (Static and Seismic) applied over a typical foundation  distance of 40 feet, the actual angular distortion (1:280) does not meet the allowable 1:480  (Riverside County, 2003). Per SP117A, these settlements fall under the category of structural  mitigation. Considering liquefaction, structural mitigation measures should be applied to achieve  a foundation that can withstand a distortion of 1:280. Considering subsidence, we recommend a  more stringent settlement case of 1:240 be used for design (2 inches in 40 feet).    Earthquake Performance Statement: Depending upon the extent of structural and geotechnical  design  of  structures,  exterior  flatwork,  walls,  utilities,  roadways,  and  other  similar  site  improvements, some damage due to seismic events will occur. We recommend a standard  statement for purchasers of the property and within title reports that seismic induced damage  may occur. Note that all of southern California in general is in  earthquake  country.  Site  developments in southern California are typically not designed to mitigate anticipated seismic  events without some damage. In fact, the Building Code is intended to provide Life‐Safety  performance, not complete damage‐free design. In other words, some damage from earthquakes  in the form of structural damage, settlement, cracking, and disruption of utilities is expected and  that repair after an earthquake event will likely be required. It is not the current standard of care  for site developers to fully mitigate all anticipated earthquake induced hazards. It is incumbent  on the developer to advise the end‐users of the project of the anticipated hazards in the form of  disclosure statements during the initial and subsequent purchase processes.    According to literature form Robert W. Day, doors and windows may stick at distortion angles  between 1:240 and 1:175. In this situation, a human being could be put in a life‐threatening  situation. Therefore, Earth Systems recommends the maximum distortion angle using all the  December 16, 2020  ‐ 14 ‐  File No.: 300310‐002      Doc. No.: 20‐12‐712      EARTH SYSTEMS PACIFIC  settlement  conditions  including  seismic  settlements  be  1:240.  For  all  settlement  conditions  excluding seismic settlement, the structure’s maximum distortion angle should be the California  Building Code’s 1:360.     Seismic Design Criteria  This site is subject to strong ground shaking due to potential fault movements along regional  faults including the San Andreas and San Jacinto fault zones.  Engineered design and earthquake‐ resistant construction increase safety and allow development of seismic areas.  The minimum  seismic design should comply with the 2019 edition of the California Building Code and ASCE 7‐ 16 using the seismic coefficients given in the table below.  General Procedure seismic parameters  are presented below per ASCE7‐16 exception, considering a Site Class D (based on Vs shear wave  velocity) for structures not greater than 0.5 seconds in period.  Structures greater than 0.5  seconds in period will require a Site‐Specific Seismic evaluation and the values presented below  are not valid (ASCE7‐16, Section 20.3.1).  For foundations described within, site soils are not  subject to bearing failure.    General Procedure for seismic parameters is presented below considering a Site Class D shear  wave velocity (results in Appendix A). Values were obtained from a web site (OSHPD Seismic  Design Maps) using a coordinate location of Latitude 33.6280°N and Longitude 116.2543°W. The  structural design engineer should use the most conservative results based of the specific building  design and spectral response. Further design values are attached with this report.   Table 3  2019 CBC (ASCE 7‐16) Seismic Parameters  Site Class:  Risk Category:  D  II  Seismic Design Category  D  Maximum Considered Earthquake [MCE] Ground Motion  Short Period Spectral Response Ss:  1.500 g  1 second Spectral Response, S1:  0.600 g  Code Design Earthquake Ground Motion  Fa  Fv  FPGA  SMS  SM1    1.0  1.7  1.1  1.500g  1.020g  Short Period Spectral Response, SDS  1.000g  1 second Spectral Response, SD1  0.680g  Peak Ground Acceleration (PGAM) Eq 11.8‐1  0.63g  The intent of the CBC lateral force requirements is to provide a structural design that will resist  collapse to provide reasonable life safety from a major earthquake but may experience some  December 16, 2020  ‐ 15 ‐  File No.: 300310‐002      Doc. No.: 20‐12‐712      EARTH SYSTEMS PACIFIC  structural and nonstructural damage.  A fundamental tenet of seismic design is that inelastic  yielding is allowed to adapt to the seismic demand on the structure.  In other words, damage is  allowed.  The CBC lateral force requirements should be considered a minimum design.  The owner  and the designer may evaluate the level of risk and performance that is acceptable.  Performance  based criteria could be set in the design.  The design engineer  should exercise special care so that  all components of the design are fully met with attention to providing a continuous load path.   An adequate quality assurance and control program is urged during project construction to verify  that the design plans and good construction practices are followed.  This is especially important  for sites lying close to the major seismic sources.  Estimated peak horizontal site accelerations are based upon a probabilistic analysis (2 percent  probability  of  occurrence  in  50  years)  is  approximately  0.75  g for  a  stiff  soil  site  (https://www.conservation.ca.gov/cgs/...).    Actual  accelerations  may  be  more  or  less  than  estimated.  Vertical accelerations are typically ⅓ to ⅔ of the horizontal acceleraƟons, but can  equal  or  exceed  the  horizontal  accelerations,  depending  upon  the  local  site  effects  and  amplification.  Retaining Walls   Retaining walls should not be backfilled with compacted soils unless verified to be “very  low” in expansion potential. If testing is not performed by the contractor, we recommend  that proposed retaining walls and below grade walls be backfilled with non‐or expansive,  or “very low” expansive import soil.  Provided the wall is backfilled at a 1:1 projection  upward from the heels of the wall footings with non‐expansive granular backfill, an active  pressure of 40 pcf of equivalent fluid weight for well‐drained, level backfill may be used.  Similarly, an active pressure of 50 pcf of equivalent fluid weight may be used for well‐ drained backfill sloping at 2H:1V (horizontal to vertical).  For the restrained level backfill  condition, a pressure of 61 pcf of equivalent fluid weight should be used.    In addition to the active or at rest soil pressure, the proposed wall structures should be  designed to include forces from dynamic (seismic) earth pressure (Atik and Sitar, 2010).    Dynamic pressures are additive to active and at‐rest earth pressure  and  should  be  considered as 24 pcf for flexible walls, and 38 pcf for rigid walls. Seismic pressures are  based on PGAM of 0.63g, Friction Soil Angle (of 31o, and a maximum dry density of 125  pcf. A factor of safety of 1.5 should be used in stability analysis except for dynamic earth  pressure where a factor of safety of 1.2 is acceptable.   Retaining  wall  foundations  should  be  placed  upon  compacted  fill  described  in  the  referenced (Earth Systems, 2005) project soils report.    A backdrain or an equivalent system of backfill drainage should be incorporated into the  wall design, whereby the collected water is conveyed to an approved point of discharge.  Design should be in accordance with the 2019 California Building Code.  Drain rock should  be wrapped in filter fabric such as Mirafi 140N as a minimum and have at least 1 cubic  foot of rock per foot of length. Backfill immediately behind the retaining structure should  be  a  free‐draining  granular.    Waterproofing  should  be  according  to  the  designer’s  specifications.  Water should not be allowed to pond or infiltrate near the top of the wall.   To accomplish this, the final backfill grade should divert water away from retaining walls.  December 16, 2020  ‐ 16 ‐  File No.: 300310‐002      Doc. No.: 20‐12‐712      EARTH SYSTEMS PACIFIC   Compaction on the retained side of the wall within a horizontal  distance equal to one wall  height  (to  a  maximum  of  6  feet)  should  be  performed  by  hand‐operated  or  other  lightweight compaction equipment (90% compaction relative to ASTM D 1557 at near  optimum  moisture  content).    This  is  intended  to  reduce  potential  locked‐in  lateral  pressures caused by compaction with heavy grading equipment or dislodging modular  block type walls.    The  above  recommended  values  do not  include  compaction  or  truck‐induced  wall  pressures.  Care must be taken during the compaction operation not to overstress the  wall.  Heavy construction equipment should be maintained a distance of at least 3 feet  away  from  the  walls  while  the  backfill  soils  are  placed.    Upward  sloping  backfill  or  surcharge loads from nearby footings can create larger lateral pressures.  Should any walls  be considered for retaining sloped backfill or placed next to foundations, our office should  be  contacted  for  recommended  design  parameters.    Surcharge  loads  should  be  considered if they exist within a zone between the face of the wall and a plane projected  45 degrees upward from the base of the wall.  The increase in lateral earth pressure  should be taken as 50% of the surcharge load within this zone.  Retaining walls subjected  to traffic loads should include a uniform surcharge load equivalent of 240 psf for auto and  450 psf for truck traffic located at least 3 feet from the wall back edge.  Closer loads will  impart greater pressures on the wall. Retaining walls should be designed with a minimum  factor of safety of 1.5.    Frictional and Lateral Coefficients:     Resistance to lateral loads (including those due to wind or seismic forces) may be provided  by frictional resistance between the bottom of concrete foundations and the underlying  soil, and by passive soil pressure against the foundations.  An allowable coefficient of  friction of 0.35 may be used between cast‐in‐place concrete foundations and slabs and  the underlying soil.  An allowable coefficient of friction of 0.30 may be used between pre‐ cast or formed concrete foundations and slabs and the underlying soil   Allowable passive pressure (for granular backfill referenced above) may be taken as  equivalent to the pressure exerted by a fluid weighing 250 pounds per cubic foot (pcf).   Vertical uplift resistance may consider a soil unit weight of 105 pounds per cubic foot.   The upper 1 foot of soil should not be considered when calculating passive pressure  unless confined by overlying asphalt concrete pavement or Portland cement concrete  slab.    The  soils  pressures  presented  have  considered  onsite  fill  soils.    Testing  or  observation  should  be  performed  during  grading  by  the  soils  engineer  or  his  representative to confirm or revise the presented values.   Passive  resistance  for  thrust  blocks  bearing  against  firm  natural  soil  or  properly  compacted backfill can be calculated using an equivalent fluid pressure of 250 pcf.  The  maximum passive resistance should not exceed 1,500 psf.   Construction employing poles or posts (i.e. lamp posts) may utilize design methods and  parameters presented in Section 1807.3 of the CBC for sand (ML) material class. If design  uses toe bearing stress, the contractor shall allow safe access for testing of the bottom of  the excavation.  December 16, 2020  ‐ 17 ‐  File No.: 300310‐002      Doc. No.: 20‐12‐712      EARTH SYSTEMS PACIFIC   The passive resistance of the subsurface soils will diminish or be non‐existent if trench  sidewalls slough, cave, or are over widened during or following excavations.  If this  condition is encountered, our firm should be notified to review the condition and provide  remedial recommendations, if warranted.  Grading Observation and Testing  Proper  geotechnical  observation and  testing  during  construction  is  imperative  to  allow  the  geotechnical engineer the opportunity to verify assumptions made during the design process, to  verify that our geotechnical recommendations have been properly interpreted and implemented  during construction and is required by the 2019 California Building Code.  Observation of fill  placement and soils inspection by the Geotechnical Engineer of Record should be in conformance  with Section 17 of the 2019 California Building Code as applicable. California Building Code  requires observation by the geotechnical consultant or his representative during site grading (fill  placement). It is also recommended that footing subgrade, backfill, utility trench backfill, etc. be  verified for minimum soil compaction level. Therefore, we recommend that Earth Systems be  retained during the construction of the proposed improvements to provide testing and observe  compliance with the design concepts and geotechnical recommendations, and to allow design  changes in the event that subsurface conditions or methods of construction differ from those  assumed while completing our previous study where shoring or underpinning are required,  recommendations should be provided on a case‐by‐case basis by the geotechnical consultant.   Limitations  Except as modified in this report, it is our opinion that the referenced  documents,  including  limitations, are applicable to the proposed development in regard to geotechnical and geologic  constraints.  This report and our scope of services are not intended to address any environmental  issues or constraints related to the site or our observations.  Earth Systems has striven to provide  our services in accordance with generally accepted geotechnical engineering practices in this locality  at this time.  Observations reported are those existing at the time of our services and may not be  the same or comparable at other times.  Our scope of work was to present our client with a source  of professional opinion.  Our observation and opinions presented are not insurance, nor do they  guarantee construction of any type.  This assessment does not include, and specifically excludes,  observation  of  inaccessible  areas.    Only  those  conditions  apparent  upon  reasonable  visual  observation are noted.  If additional information becomes available, we must be consulted to review  the effect of the information on our conclusions.  No warranty or guarantee, express or implied, is  made.    Our findings and recommendations in this report are based on our points of current and previous  field  exploration,  laboratory  testing,  and  our  understanding  of the proposed  project.  Furthermore, our findings and recommendations are based on the assumption that soil  conditions do not vary significantly from those found at specific exploratory locations.  Variations  in soil or groundwater conditions could exist between and beyond the exploration points.  The  nature and extent of these variations may not become evident until construction.  Variations in  soil or groundwater may require additional studies, consultation, and possible revisions to our  recommendations.  It is recommended that Earth Systems be retai ned during the construction of  the proposed improvements to observe compliance with the design concepts and geotechnical  December 16, 2020  ‐ 18 ‐  File No.: 300310‐002      Doc. No.: 20‐12‐712      EARTH SYSTEMS PACIFIC  recommendations,  and  to  allow  design  changes  in  the  event  that subsurface  conditions  or  methods of construction differ from those assumed while completing this commission.  If we are  not accorded the privilege of performing this review, we can assume  no  responsibility  for  misinterpretation of our recommendations.  The above services can be provided in accordance  with  our  current  Fee  Schedule.    The  geotechnical  engineering  firm  providing  tests  and  observations shall assume the responsibility of Geotechnical Engineer of Record.  Our evaluation of subsurface conditions at the site has considered subgrade soil and groundwater  conditions present at the time of our study.  The influence(s) of post‐construction changes to  these conditions such as introduction or removal of water into or from the subsurface will likely  influence future performance of the proposed project.  It should be recognized that definition  and evaluation of subsurface conditions are difficult.  Judgments leading to conclusions and  recommendations are generally made with incomplete knowledge of the subsurface conditions  due to the limitation of data from field studies.  The availability and broadening of knowledge  and professional standards applicable to engineering services are continually evolving.  As such,  our services are intended to provide the Client with a source of professional advice, opinions and  recommendations based on the information available as applicable to the project location, time  of our services, and scope.  If the scope of the proposed construction  changes  from  that  described in our reports, the conclusions and recommendations contained in this report are not  considered valid unless the changes are reviewed, and the conclusions and recommendations of  our reports are modified or approved in writing by Earth Systems.    Findings of this report are valid as of the issued date of the report and are strictly for the  client.  Changes in conditions of a property can occur with passage of time, whether they are  from natural processes or works of man, on this or adjoining properties.  In addition, changes in  applicable  standards  occur,  whether  they  result  from  legislation  or  broadening  of  knowledge.  Accordingly, findings of this report may be invalidated wholly or partially by changes  outside our control.  Therefore, this report is subject to review and should not be relied upon  after a period of one year.  This report is issued with the understanding that the owner or the owner’s representative has  the  responsibility  to  bring  the  information  and  recommendations  contained  herein  to  the  attention of the architect and engineers for the project so that they are incorporated into the  plans and specifications for the project.  The owner or the owner’s representative also has the  responsibility  to  take  the  necessary  steps  to  see  that  the  general  contractor  and  all  subcontractors follow such recommendations.  It is further understood that the owner or the  owner’s representative is responsible for submittal of this report to the appropriate governing  agencies.    December 16, 2020  ‐ 19 ‐  File No.: 300310‐002      Doc. No.: 20‐12‐712      EARTH SYSTEMS PACIFIC  References  Bartlett, F. Steven., and Youd T. Leslie., 2002, Empirical Prediction of Liquefaction‐Induced Lateral  Spread, J. Geotechnical and Geoenvironmental Eng., ASCE 121 (4), 316‐329.  Coachella Valley Water District, 2012, Coachella Valley Water Management Plan 2010 Update  (Final Report), Prepared by MWH, dated January 2012, 286 pages.  Coachella Valley Water District, 1965, Coachella Valley Drainage and Stormwater Outlet  System, Drawing No.: 46‐8, 1 sheet.  Earth Systems, 2005, Geotechnical Engineering Report, Proposed 20‐Acre Residential  Development, 80‐700 Avenue 58, West of Madison Street, La Quinta, California, File No. 10109‐ 01, Doc No.: 05‐05‐771, dated May 18, 2005.  Earth  Systems,  2006,  Update  to  Geotechnical  Engineering  Report,  Proposed  Residential  Development, 80‐700 Avenue 58, La Quinta, California, File No.: 10109‐04, Doc. No.: 06‐11‐700,  dated November 1, 2006.  Earth Systems, 2007, Report of Testing and Observation Performed during Grading, Tract 34243;  Pasatiempo, Avenue 58 West of Madison, La Quinta, California, File No.: 10109‐05, Doc. No.: 07‐ 04‐857, dated May 1, 2007.  Earth Systems, 2007, Proposed Interlocking Concrete Pavers, Tract 34243; Pasatiempo, Avenue  58 West of Madison, La Quinta, California, File No.: 10109‐05, Doc. No.: 07‐08‐790, dated August  9, 2007.  Earth  Systems,  2011,  Geotechnical  Engineering  Report  Update  with  Supplemental  Recommendations, Tract 34243; Pasatiempo, Avenue 58 West of Madison, La Quinta, California,  File No.: 10109‐06, Doc. No.: 11‐05‐752, dated May 31, 2011.  Earth  Systems,  2012,  Foundation  Plan  Review,  Tract  34243;  Coral  Mountain  Residential  Developments (formerly known as Pasatiempo), Avenue 58 West of Madison,  La  Quinta,  California, File No.: 10109‐06, Doc. No.: 12‐12‐705, dated December 6, 2012.  Earth Systems, 2013, Report of Testing and Observations for Pad Certifications, Lots 43, 57, 59 &  61, Tract 34243; Coral Mountain Residential Developments, La Quinta, California, File No.: 10109‐ 07, Doc. No.: 13‐02‐708, dated February 7, 2013.  Earth Systems, 2013, Report of Testing and Observations for Pad Certifications, Lots 48 Through  55, Tract 34243; Coral Mountain Residential Developments, La Quinta, California, File No.: 10109‐ 07, Doc. No.: 13‐08‐721, dated August 14, 2013.  Earth  Systems,  2013,  Post  Tension  Reports;  Multiple  Reports;  Coral  Mountain  Residential  Developments, La Quinta, California, File No.: 10109‐09, Doc. No.: Multiple Documents.  Earth Systems, 2014, Report of Testing and Observations for Pad Certifications, Lots 17 Through  28, Tract 34243; Coral Mountain Residential Developments, La Quinta, California, File No.: 10109‐ 07, Doc. No.: 14‐03‐704, dated March 5, 2014.  Riverside  County  Planning  Department,  2003,  Geotechnical  Element  of  the  Riverside  County  General Plan.    Approximate Scale: 1" = 1 Mile 0 1 Mile 2 Miles LEGEND Approximate Site Boundary Plate I Site Vicinity Map Coral Mountain (Previously Pasatiempo) Avenue 58, West of Madison Palm Desert, Riverside County, California Earth Systems 12/16/2020 File No.: 300310-002 Source: Google Earth satellite image with USGS topographic map overlay. Approximate Site Approximate Site LocationLocation (33.6281°, 116.2550°)(33.6281°, 116.2550°) Approximate Site Location (33.6281°, 116.2550°) Ma d i s o n S t Ma d i s o n S t Ma d i s o n S t Avenue 58Avenue 58Avenue 58 Je f f e r s o n S t Je f f e r s o n S t Je f f e r s o n S t Approximate Scale: 1" = 175’ 0 175’ 350’ LEGEND Approximate Exploration Locations Plate 2 Current Exploration Location Map Coral Mountain (Previously Pasatiempo) Avenue 58, West of Madison Palm Desert, Riverside County, California Earth S y s t e m s 12/16/2020 File No.: 300310-002 Source: Google Earth satellite image dated 12/11/2019. Avenue 58Avenue 58Avenue 58 B-2B-2B-2 (50’)(50’)(50’)(Depth in Feet) B-2B-2B-2 (50’)(50’)(50’) B-1B-1B-1 (50’)(50’)(50’) Photo 1 June 2009 Aerial Photo Photo 2 November 2011 Aerial Photo Photo 3 April 2014 Aerial Photo Photo 4 March 2015 Aerial Photo Photo 5 December 2019 Coral Mountain (aka Pasatiempo)301432‐002 Upper Lower Avg Avg Avg Trace Mean Seis. Seis. Dip Dip Rake Length Fault Mean Return Slip Fault Section Name Depth Depth Angle Direction Type Mag Interval Rate (miles) (km) (km) (km) (deg.) (deg.) (deg.) (km) (years) (mm/yr) San Andreas (Mojave S) 7.2 11.6 0.0 13.1 90 206 180 98 A 7.7 102 29 San Andreas (Coachella) rev 8.3 13.4 0.0 11.1 90 224 180 69 A 7.2 69 20 San Andreas (San Gorgonio Pass‐Garnet HIll) 11.1 17.8 0.0 12.8 58 20 180 56 A 7.6 219 10 San Andreas, (North Branch, Mill Creek) 11.1 17.8 0.0 18.2 76 204 180 106 A 7.5 110 17 San Jacinto (Clark) rev 16.6 26.8 0.0 16.8 90 214 180 47 A 7.6 211 14 San Jacinto (Anza) rev 17.7 28.5 0.0 16.8 90 216 180 46 A 7.6 151 18 San Jacinto (Coyote Creek) 19.0 30.5 0.0 15.9 90 223 180 43 A 7.3 259 4 Blue Cut 19.1 30.8 0.0 13.1 90 177 na 79 B'7.1 Joshua Tree (Seismicity) 21.2 34.1 0.0 13.3 90 271 na 17 B'6.5 Burnt Mtn 22.6 36.3 0.0 15.9 67 265 180 21 B 6.7 0.6 Eureka Peak 23.5 37.9 0.0 15.0 90 75 180 19 B 6.6 0.6 San Jacinto (Borrego) 29.2 47.0 0.0 13.1 90 223 180 34 A 7.0 146 4 Brawley (Seismic Zone), alt 1 31.6 50.8 0.0 13.2 90 250 na 60 B'7.0 Mission Creek 31.7 51.0 0.0 17.7 65 5 180 31 B'6.9 Pinto Mtn 35.6 57.3 0.0 15.5 90 175 0 74 B 7.2 2.5 Earthquake Valley (No  Extension) 35.7 57.5 0.0 18.8 90 221 180 33 B'6.9 Earthquake Valley 36.3 58.5 0.0 18.8 90 217 180 20 B 6.7 2 So Emerson‐Copper Mtn 36.8 59.3 0.0 14.1 90 51 180 54 B 7.0 0.6 San Gorgonio Pass 37.0 59.6 0.0 18.5 60 11 na 29 B'6.9 Brawley (Seismic Zone), alt 2 37.1 59.8 0.0 13.2 90 250 na 61 B'7.0 Pisgah‐Bullion Mtn‐Mesquite Lk 38.0 61.1 0.0 13.1 90 60 180 88 B 7.3 0.8 Calico‐Hidalgo 38.0 61.2 0.0 13.9 90 52 180 117 B 7.4 1.8 San Jacinto (San Jacinto Valley, stepover) 38.3 61.6 0.0 16.1 90 224 180 24 A 7.4 199 9 Landers 38.5 62.0 0.0 15.1 90 60 180 95 B 7.4 0.6 San Jacinto (Anza, stepover) 38.7 62.2 0.0 16.8 90 224 180 25 A 7.6 151 9 San Jacinto (Stepovers Combined) 38.7 62.2 0.0 16.5 90 229 180 25 B'6.7 Earthquake Valley (So Extension) 39.5 63.5 0.0 18.8 90 204 180 9 B'6.3 San Andreas (San Bernardino S) 39.7 63.9 0.0 12.8 90 210 180 43 A 7.6 150 16 Elsinore (Julian) 39.8 64.1 0.0 18.8 84 36 180 75 A 7.6 725 3 Elmore Ranch 44.8 72.1 0.0 11.4 90 310 0 29 B 6.6 1 Elsinore (Coyote Mountain) 45.4 73.0 0.0 13.2 82 35 180 39 A 7.1 322 3 Superstition Hills 45.9 73.9 0.0 12.6 90 220 180 36 A 7.4 199 4 San Jacinto (Superstition Mtn) 46.9 75.4 0.0 12.4 90 210 180 26 B'6.6 Elsinore (Temecula) rev 47.3 76.1 0.0 14.2 90 230 180 40 A 7.4 431 5 Superstition Mountain 47.9 77.0 37.1 37.1 37 37 37 37 B 7.0 0.1 Johnson Valley (No) 48.7 78.4 0.0 15.9 90 51 180 35 B 6.8 0.6 North Frontal  (East) 49.6 79.8 0.0 16.6 41 187 90 27 B 6.9 0.5 San Jacinto (San Jacinto Valley) rev 51.6 83.1 0.0 16.1 90 223 180 18 A 7.4 199 18 Lenwood‐Lockhart‐Old Woman Springs 54.6 87.8 0.0 13.2 90 43 180 145 B 7.5 0.9 Helendale‐So Lockhart 57.8 93.1 0.0 12.8 90 51 180 114 B 7.4 0.6 Reference: USGS OFR 2007‐1437  (CGS SP 203) Based on Site Coordinates of 33.628 Latitude, ‐116.2543 Longitude Distance Table 1 Fault Parameters Mean Magnitude for Type A Faults based on 0.1 weight for unsegmented section, 0.9 weight for segmented model (weighted by probability of each scenario with  section listed  as given on Table 3 of Appendix G in OFR 2007‐1437). Mean magntude is average of Ellworths‐B and Hanks & Bakun moment area relationship. Coral Mountain (aka Pasatiempo) 301432‐002 Site Coordinates: 33.628 N 116.254 W Table 2 Historic Earthquakes in Vicinity of Project Site,  M >= 5.5 Epicenter Distance Latittude Longitude from Magnitude Day Year (Degrees) Site (mi) MW 3/25 1937 33.46 116.44 15.8 5.6 2/9 *1890 33.40 116.30 16.0 6.8 4/11 1910 33.50 116.50 16.7 5.8 4/23 1992 33.96 116.32 23.2 6.2 3/19 1954 33.29 116.07 25.6 6.4 6/6 1918 33.60 116.70 25.7 5.5 10/2 1928 33.60 116.70 25.7 5.5 12/4 1948 34.00 116.23 25.7 6.0 4/3 1926 34.00 116.00 29.5 5.5 5/28 *1892 33.20 116.20 29.7 6.5 9/30 1916 33.20 116.10 30.9 5.7 7/8 1986 34.00 116.61 32.8 6.0 4/9 1968 33.17 116.09 33.0 6.6 6/29 1992 34.10 116.40 33.6 5.7 6/28 1992 34.12 116.32 34.2 5.7 6/28 1992 34.13 116.41 35.8 5.8 6/28 1992 34.20 116.44 40.9 7.3 2/7 1889 34.10 116.70 41.4 5.6 5/2 1949 33.99 115.67 41.8 5.7 4/21 *1918 33.75 117.00 43.7 6.8 12/25 *1899 33.80 117.00 44.4 6.7 9/21 1856 33.10 116.70 44.6 5.5 11/24 1987 33.09 115.79 45.8 6.0 11/24 1987 33.02 115.85 48.0 6.5 8/15 1945 33.16 115.61 49.2 5.8 3/15 1979 34.33 116.44 49.6 5.5 10/22 1942 33.28 115.50 49.7 5.7 11/22 1880 34.00 117.00 49.9 5.5 12/19 1880 34.00 117.00 49.9 5.9 6/28 1992 34.16 116.85 50.1 5.5 6/28 1992 34.20 116.83 51.5 6.5 4/26 1981 33.10 115.62 51.6 5.9 1/16 1930 34.20 116.90 54.1 5.5 10/21 1942 32.97 115.74 54.3 6.4 8/26 2012 33.02 115.55 13.0 5.5 10/16 1979 33.01 115.56 58.5 5.6 10/16 1999 34.24 117.04 61.7 5.6 9/20 *1907 34.20 117.10 62.5 5.8 7/23 *1923 34.00 117.25 62.6 6.2 10/23 1894 32.80 116.80 65.3 6.1 From full earthquake catalog in USGS  OFR 2007‐1437h as updated with current  events through 2019.  For events with an asterisk, alternate solutions are given in  Terms and Symbols Used on Boring Logs Earth Systems DESCRIPTION FIELD TEST A 1/8 in. (3-mm) thread cannot be rolled at any moisture content. Nonplastic PLASTICITY Low Medium High The thread can barely be rolled. The thread is easy to roll and not much time is required to reach the plastic limit. The thread can be rerolled several timesafter reaching the plastic limit. MOISTURE CONDITION Dry.....................Absence of moisture, dusty, dry to the touch Damp................Slight indication of moisture Moist.................Color change with short period of air exposure (granular soil) Below optimum moisture content (cohesive soil) Wet....................High degree of saturation by visual and touch (granular soil) Above optimum moisture content (cohesive soil) Saturated..........Free surface water RELATIVE PROPORTIONS Trace.............minor amount (<5%) with/some......significant amount modifier/and...sufficient amount to influence material behavior (Typically >30%) Moisture Condition: Moisture Content: Dry Density: An observational term; dry, damp, moist, wet, saturated. The weight of water in a sample divided by the weight of dry soil in the soil sample expressed as a percentage. The pounds of dry soil in a cubic foot. MOISTURE DENSITY Very Soft Soft Medium Stiff Stiff Very Stiff Hard *N=0-1 N=2-4 N=5-8 N=9-15 N=16-30 N>30 *C=0-250 psf C=250-500 psf C=500-1000 psf C=1000-2000 psf C=2000-4000 psf C>4000 Squeezes between fingers Easily molded by finger pressure Molded by strong finger pressure Dented by strong finger pressure Dented slightly by finger pressure Dented slightly by a pencil point or thumbnail CONSISTENCY OF COHESIVE SOILS (CLAY OR CLAYEY SOILS) Very Loose Loose Medium Dense Dense Very Dense *N=0-4 N=5-10 N=11-30 N=31-50 N>50 RD=0-30 RD=30-50 RD=50-70 RD=70-90 RD=90-100 Easily push a 1/2-inch reinforcing rod by hand Push a 1/2-inch reinforcing rod by hand Easily drive a 1/2-inch reinforcing rod with hammer Drive a 1/2-inch reinforcing rod 1 foot with difficulty by a hammer Drive a 1/2-inch reinforcing rod a few inches with hammer *N=Blows per foot in the Standard Penetration Test at 60% theoretical energy. For the 3-inch diameter Modified California sampler,140-pound weight, multiply the blow count by 0.63 (about 2/3) to estimate N. If automatic hammer is used, multiply a factor of 1.3 to 1.5 to estimate N. RD=Relative Density (%). C=Undrained shear strength (cohesion). RELATIVE DENSITY OF GRANULAR SOILS (GRAVELS, SANDS, AND NON-PLASTIC SILTS) SOIL GRAIN SIZE 12”3”3/4”4 10 40 200 305 76.2 19.1 4.76 2.00 0.42 0.074 0.002 SOIL GRAIN SIZE IN MILLIMETERS U.S. STANDARD SIEVE COARSE FINEBOULDERSCOBBLESGRAVEL SAND COARSE MEDIUM FINE SILT CLAY Soil classification is based on ASTM Designations D 2487 and D 2488 (Unified Soil Classification System). Information on each boring log is a compilation of subsurface conditions obtained from the field as well as from laboratory testing of selected samples. The indicated boundaries between strata on the boring logs are approximate only and may be transitional. DESCRIPTIVE SOIL CLASSIFICATION LOG KEY SYMBOLS Bulk, Bag or Grab Sample Standard Penetration Split Spoon Sampler (2” outside diameter) Modified California Sampler (3” outside diameter) No Recovery GROUNDWATER LEVEL Water Level (measured or after drilling) Water Level (during drilling) Soil Classification System Earth Systems MAJOR DIVISIONS GRAPHIC SYMBOL LETTER SYMBOL TYPICAL DESCRIPTIONS COARSE GRAINED SOILS FINE-GRAINED SOILS GRAVEL AND GRAVELLY SOILS SAND AND SANDY SOILS SILTS AND CLAYS CLEAN GRAVELS GRAVELS WITH FINES CLEAN SAND (Little or no fines) SAND WITH FINES (appreciable amount of fines) LIQUID LIMIT THAN 50LESS LIQUID LIMIT GREATER THAN 50 HIGHLY ORGANIC SOILS VARIOUS SOILS AND MAN MADE MATERIALS MAN MADE MATERIALS PT GW GP GM GC SW SP SM SC ML CL OL MH CH OH Well-graded gravels, gravel-sand mixtures, little or no fines Poorly-graded gravels, gravel-sand mixtures. Little or no fines Silty gravels, gravel-sand-silt mixtures Clayey gravels, gravel-sand-clay mixtures More than 50% of material is larger than No. 200 sieve size More than 50% of material is smaller than No. 200 sieve size More than 50% of coarse fraction No. 4 sievepassing Well-graded sands, gravelly sands, little or no fines Poorly-graded sands, gravelly sands, little or no fines Silty sands, sand-silt mixtures Clayey sands, sand-clay mixtures Inorganic silts and very fine sands, rock flour, silty low clayey fine sands or clayey silts with slight plasticity Inorganic clays of low to medium plasticity, gravelly clays, sandy clays, silty clays, lean clays Organic silts and organic silty clays of low plasticity Inorganic silty, micaceous, or diatomaceous fine sand or silty soils Inorganic clays of high plasticity, fat clays Organic clays of medium to high plasticity, organic silts Peat, humus, swamp soils with high organic contents Fill Materials Asphalt and concrete More than 50% of coarse fraction on No. 4retained sieve Page 1 of 1 0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 Boring No. Project Name: Project Number Boring Location: Drilling Method: De p t h ( F t . ) Sample Type Penetration Resistance (Blows/6")Sy m b o l US C S Dr y D e n s i t y Drilling Date: Drill Type: Logged By: Bu l k SP T MO D C a l i f . Description of Units (p c f ) Mo i s t u r e Co n t e n t ( % ) Note: The stratification lines shown represent the approximate boundary between soil and/or rock types and the transition may be gradational.Blow Count Dry Density Graphic Trend Earth Systems Total Depth 51-1/2 feet Backfilled with cuttings No groundwater encountered, No free water observed medium dense medium dense SILTY SAND: olive gray, dense, dry, fine grained sand POORLY GRADED SAND WITH SILT: olive gray, damp, dense, fine grained sand SILTY SAND: olive gray, dry, fine grained sand SANDY SILT: olive gray, damp, very stiff, fine grained sand SILTY SAND: olive gray, dry, medium dense, fine grained sand SANDY LEAN CLAY: olive brown, very stiff, damp, fine grained sand SILTY SAND: olive gray, medium dense, dry, fine grained sand SANDY LEAN CLAY: dark olilve brown, stiff, very moist, fine grained sand POORLY GRADED SAND WITH SILT: olive gray, dense, dry, fine grained sand SANDY LEAN CLAY: dark brown, stiff, wet, fine grained sand 3 2 2 4 2 34 2 2 38 112 104 100 89 106 87 110 111 86 SM SP-SM SM ML SM CL SM CL SP-SM CL 16,21,33 12,20,38 8,12,13 5,10,10 5,7,10 6,15,23 4,8,14 6,13,22 4,6,10 9,16,24 12,16,22 4,8,7 B-1 Coral Mountain 300310-002 See Plate 2 12/2/202 B-61 w/autohammer 8" HSA A. Lee 1680 Illinois Ave., Suite 20, Perris, CA 92571 Phone (951) 928-9799 Page 1 of 1 0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 Boring No. Project Name: Project Number Boring Location: Drilling Method: De p t h ( F t . ) Sample Type Penetration Resistance (Blows/6")Sy m b o l US C S Dr y D e n s i t y Drilling Date: Drill Type: Logged By: Bu l k SP T MO D C a l i f . Description of Units (p c f ) Mo i s t u r e Co n t e n t ( % ) Note: The stratification lines shown represent the approximate boundary between soil and/or rock types and the transition may be gradational.Blow Count Dry Density Graphic Trend Earth Systems Total Depth 51-1/2 feet Backfilled with cuttings Groundwater encountered at 49 feet free water stiff medium dense, damp SILTY SAND: olive gray, dense, dry, fine grained sand SANDY LEAN CLAY: olive gray brown, stiff, moist, fine grained sand SILTY SAND: olive brown, medium dense, damp, fine grained sand POORLY GRADED SAND WITH SILT: olive brown, medium dense, damp, fine grained sand, trace clay SILTY SAND: olive brown, dense, damp, fine grained sand SANDY LEAN CLAY: dark brown, very stiff, fine grained sand and silt 3 12 8 5 37 39 103 SM CL SM SP-SM SM CL 18,24,33 11,11,16 7,8,13 3,3,4 6,7,10 3,5,7 4,7,11 6,9,12 6,7,9 2,3,3 B-2 Coral Mountain 300310-002 See Plate 2 12/2/202 B-61 w/autohammer 8" HSA A. Lee 1680 Illinois Ave., Suite 20, Perris, CA 92571 Phone (951) 928-9799 Boring No.Project and Number 12345 678910111213 14 15 ESSW Field Staff Bottom of Layer Depth (ft)Blow Type of di N60 N70 N60HE Vsi**Vsi Фi di/N60HEi di/Vsi di/Фi Consistency if  Coarse Grained  (Based on  ASTM and  Corrected for  N60) Consistency if  Fine Grained  (Based on  ASTM and  Corrected for  N60) Drilling Company Count*** Sampler (feet) (blows/ft) (blows/ft) (blows/ft) (m/sec) (ft/sec) (degrees) Drilling Method 6‐8" H S A HSA Inner Diameter 3" 2.5 57 c 2.5 32.32 27.70 43.09 299.32 981.78 36.37 0.05802 0.00255 0.068742 Dense Hard 5.0 57 c 2.5 32.32 27.70 43.09 299.32 981.78 36.37 0.05802 0.00255 0.068742 Dense Hard 7.5 27 c 2.5 15.31 13.12 20.41 241.01 790.51 32.36 0.12248 0.00316 0.077265 Medium Dense Very Stiff 10.0 27 c 2.5 15.31 13.12 20.41 241.01 790.51 32.36 0.12248 0.00316 0.077265 Medium Dense Very Stiff 15.0 21 c 5.0 13.49 11.57 15.88 224.07 734.94 31.19 0.31494 0.00680 0.160325Medium Dense Stiff 20.0 7 s 5.0 9.58 8.21 8.40 186.30 611.06 28.57 0.59524 0.00818 0.174998 Loose Stiff 25.0 17 s 5.0 23.26 19.93 20.40 240.97 790.37 32.35 0.24510 0.00633 0.154543 Medium Dense Very Stiff Date Drilled 30.0 12 s 5.0 17.28 14.81 14.40 217.82 714.44 30.75 0.34722 0.00700 0.162578 Medium Dense Very Stiff 35.0 18 s 5.0 25.92 22.22 21.60 245.00 803.58 32.63 0.23148 0.00622 0.153228 Medium Dense Very Stiff  feet) 40.0 21 s 5.0 30.24 25.92 25.20 256.20 840.32 33.40 0.19841 0.00595 0.149687 Dense Hard Hammer Weight (lbs)45.0 16 s 5.0 23.04 19.75 19.20 236.77 776.60 32.06 0.26042 0.00644 0.15594 Medium Dense Very Stiff 140 ` 50.0 6 s 5.0 8.64 7.41 7.20 178.15 584.34 28.01 0.69444 0.00856 0.178529 Loose Stiff  feet) ‐50.0 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 #NUM! #DIV/0! #DIV/0! #NUM! Very Loose Very Soft Hammer Drop (inches) 30  feet) Hammer Efficiency (EM) 72  feet) Borehole Correction (Cb)* 1 *inside diameter of Hollow Stem Auger 718 Sampler Correction Mod Cal to SPT 0.63 219 Sampler Liner Correction (Cs)Total: 0.0 "d" Feet Total: #DIV/0! #DIV/0! #NUM! 1.2 Applied if SPT Sampler Used 1.0 Applied if Cal  Sampler Used Ave. Field SPT N‐value (blows/ft)**Used When Boring Depths are less than 100 feet to estimate Shear Wave Velocity over 100 feet.  Caltrans Geotechnical Services Design Manual, Version 1.0, August 2009 #DIV/0! using N60HE corrected only for Hammer Energy (Empirical Calculation) Rod Length Above Ground (ft) feet) *** Uncorrected blowcount not to exceed 100 blows as entry per CBC 3 Consistency classification based upon ASCE 1996 Ave. Field SPT N‐value (blows/ft) Depth to Estimate Vs Over (ft)*16.5 100  feet)Spreadsheet Version 2.6, 2019: Prepared by Kevin L. Paul, PE, GE *Caltrans Estimation Method *Nsub Value Desired For Column 6 70 *Only Used for Calculating Nsub otherwise not used by program 16 (i.e.N50, N70, N80, etc) Equipment variable Typical Correction (%/100) Donut Hammer 0.50 to 1.00 Safety Hammer 0.70 to 1.20 Hammer energy as related to the standard 60% delivered energy, i.e. a 72% hammer has and energy ratio of 1.2, i.e. (72/60=1.2) Automatic- Trip Donut- type Hammer 0.80 to 1.30     (ft/sec Upper 100 feet) Decimal Degrees Soil Profile Type (Site Class)** D Ave. Shear Wave Velocity (ft/sec) Based on #DIV/0! Ave. Shear Wave Velocity (ft/sec) Calculation Results (Based on Upper 0 (Based on Upper 0 Decimal Degrees (Based on Upper 0 B‐2 Soil Profile Type (Site Class) #DIV/0! Based on Depth Less than 100' ft Site Latitude (North) Site Longitude (West) Estimated Shear Wave Velocity ** Ave. Friction Angle (degrees) (Based on Upper 0 #DIV/0! Coral Mountain (Pasat 300310‐002 Notes:  Soils Remediated t Upper 5 feet #NUM! Ave. SPT N60HE-value (blows/ft) Energy ratio (Skempton, 1986) D Soil Profile Type (Site Class)** (Based on Upper 0 (Based on Upper 100     (m/sec Upper 100 feet) Based on Ave. Field Blow Count     (Upper 100 feet) EARTH SYSTEMS - EVALUATION OF LIQUEFACTION POTENTIAL Corral Mountain (aka Pasatiempo) Project No: 300310-002 1996/1998 NCEER Method Ground Compaction Remediated to 5 foot depth Boring: B-2 2020 Earthquake Magnitude: 8.2 PGA, g: 0.63 Calc GWT (feet): 30 Total Thickness of Liquefiable Layers: 10.0 feet Estimated Total Ground Subsidence: 1.7 inches 0 10 20 30 40 50 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 De p t h ( f e e t ) Cyclic Stress Ratio EQ CSR CRR 0 10 20 30 40 50 0.0 1.0 2.0 De p t h ( f e e t ) Factor of Safety 0 10 20 30 40 50 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 De p t h ( f e e t ) Volumetric Strain (%) 0 10 20 30 40 50 0 10203040506070 De p t h ( f e e t ) SPT N SPT N N1(60) EARTH SYSTEMS - EVALUATION OF DRY SEISMIC SETTLEMENT Corral Mountain (aka Pasatiempo) Project No: 300310-002 1996/1998 NCEER Method Ground Compaction Remediated to 5 foot depth Boring: B-2 2020 Earthquake Magnitude: 8.2 PGA, g: 0.42 Calc GWT (feet): 30 Total Thickness of Liquefiable Layers: 0.0 feet Estimated Total Ground Subsidence: 0.2 inches 0 10 20 30 40 50 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 De p t h ( f e e t ) Cyclic Stress Ratio EQ CSR CRR 0 10 20 30 40 50 0.0 1.0 2.0 De p t h ( f e e t ) Factor of Safety 0 10 20 30 40 50 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 De p t h ( f e e t ) Volumetric Strain (%) 0 10 20 30 40 50 0 10203040506070 De p t h ( f e e t ) SPT N SPT N N1(60) File No.: 300310‐002 Lab No.:  20‐214 UNIT DENSITIES AND MOISTURE CONTENT ASTM D2937 & D2216 Job Name:  Coral Mt. Unit Moisture USCS Sample Depth Dry Content Group Location (feet) Density (pcf) (%) Symbol B1 2.5 111.8 2.6 SP‐SM B1 7.5 103.6 1.6 SM B1 10 99.6 2.4 SM B1 15 89.2 3.5 ML B1 20 105.6 2.2 SM B1 35 86.7 34.1 CL B1 40 110.1 2.4 SP‐SM B1 45 111.4 2.4 SP‐SM B1 50 86.2 37.9 CL B2 10 103.3 2.6 SM B2 30 ‐‐‐ 11.6 SM B2 35 ‐‐‐ 8.1 SP‐SM B2 40 ‐‐‐ 5.4 SM B2 45 ‐‐‐ 36.9 CL B2 50 ‐‐‐ 38.9 CL December 14, 2020 EARTH SYSTEMS PACIFIC File No.: 300310‐002 Job Name: Coral Mt. Lab Number:20‐214 ASTM D‐1140 or Earth Systems Method (circle one) AMOUNT PASSING NO. 200 SIEVE (Earth Systems Method Transfers Sample until water runs clear) Fines USCS Sample Depth Content Group Soaking Location (feet) (%) Symbol Time B1 2.5 8.0 SP‐SM 10 B1 45 10.4 SP‐SM 10 B2 0‐5 16.1 SM 10 B2 35 9.7 SP‐SM 10 December 14, 2020 EARTH SYSTEMS PACIFIC File No.: 300310‐002 Lab No.:  20‐214 CONSOLIDATION TEST ASTM D 2435 & D 5333 Coral Mt. Initial Dry Density:  93.0 pcf B1 @ 10 feet Initial Moisture:  6.0% Specific Gravity: 2.67 Initial Void Ratio:  0.792 Ring Sample Hydrocollapse:  0.5% @ 2.0 ksf December 14, 2020 Silty Sand (SM) -12 -11 -10 -9 -8 -7 -6 -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 0.1 1.0 10.0 Pe r c e n t C h a n g e i n H e i g h t Vertical Effective Stress, ksf % Change in Height vs Normal Pressure Diagram Before Saturation Hydrocollapse After Saturation Rebound Poly. (After Saturation) EARTH SYSTEMS PACIFIC File No.: 300310‐002 Lab No.:  20‐214 CONSOLIDATION TEST ASTM D 2435 & D 5333 Coral Mt. Initial Dry Density:  82.5 pcf B1 @ 15 feet Initial Moisture:  6.6% Specific Gravity: 2.67 Initial Void Ratio:  1.021 Ring Sample Hydrocollapse:  0.9% @ 2.0 ksf December 14, 2020 Sandy Silt (ML) -12 -11 -10 -9 -8 -7 -6 -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 0.1 1.0 10.0 Pe r c e n t C h a n g e i n H e i g h t Vertical Effective Stress, ksf % Change in Height vs Normal Pressure Diagram Before Saturation Hydrocollapse After Saturation Rebound Poly. (After Saturation) EARTH SYSTEMS PACIFIC File No.: 300310‐002 Lab No.:  20‐214 CONSOLIDATION TEST ASTM D 2435 & D 5333 Coral Mt. Initial Dry Density:  86.0 pcf B1 @ 35 feet Initial Moisture:  37.3% Specific Gravity: 2.67 Initial Void Ratio:  0.939 Ring Sample Hydrocollapse:  0.2% @ 2.0 ksf December 14, 2020 Clay (CL) -12 -11 -10 -9 -8 -7 -6 -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 0.1 1.0 10.0 Pe r c e n t C h a n g e i n H e i g h t Vertical Effective Stress, ksf % Change in Height vs Normal Pressure Diagram Before Saturation Hydrocollapse After Saturation Rebound Poly. (After Saturation) EARTH SYSTEMS PACIFIC File No.: 300310‐002 Lab No.: 20‐214 MAXIMUM DRY DENSITY / OPTIMUM MOISTURE ASTM D 1557 (Modified) Job Name: Coral Mt. Procedure Used: A Sample ID: #1 Preparation Method: Moist Location:B‐1 @ 0‐5 Rammer Type: Mechanical Description:Lab Number: 20‐214 Sieve Size % Retained (Cumulative) Maximum Dry Density: 116 pcf 3/4" 0.0 Optimum Moisture: 13.1%3/8" 0.8 Corrected for Oversize (ASTM D4718) #4 2.0 December 14, 2020 Silty Sand (SM) 90 95 100 105 110 115 120 125 130 0 5 10 15 20 25 30 35 Dr y   D e n s i t y ,   p c f Moisture Content, percent <-----Zero Air Voids Lines (ZAV),  sg =2.65, 2.70, 2.75 EARTH SYSTEMS PACIFIC