Time‐Dependent Deformations of Excavations and Tunnels in the Greater Toronto Area

Andrew Cushing1, Jon Hurt1, Dr. Joe Carvalho2

1Arup, 2Golder Associates 

INTRODUCTION The  shales  of  the  Greater  Toronto  Area  (GTA)  have  been  known  to  experience  time‐dependent  deformations  (TDD);  those  initiated  by  excavation‐induced  stress  relief  which  progress  with  time  as  a  function of rock porewater salinity, access to freshwater (or air) of lower salinity, clay and calcite content, 

and the buildup of swelling pressures within the rock mass. These deformations can  induce  long‐term 

pressures on shaft walls and tunnel linings, especially if the permanent works are constructed soon after 

excavation, with very little time delay. This paper presents measurements of time dependent deformation 

of recent shaft and tunnel projects constructed  in the GTA, and draws conclusions regarding the main 

influences  on  the  TDD.  The  key  input  parameters  for  the  numerical  predictive  model  are  critically  assessed.  Projects  which  are  discussed  include  the  Billy  Bishop  Airport  Pedestrian  Tunnel,  Hydro  One  Midtown Tunnel and Hanlan Feedermain (Contract 3).  

MECHANISM OF TIME DEPENDENT DEFORMATION 

Explanation of Mechanism The Georgian Bay Shale unit consists of typically moderately weathered to fresh, grey to dark grey, fine to 

very fine grained fissile shale interbedded with slightly weathered to fresh grey, fine grained calcareous 

siltstone and limestone interbeds. There are two distinctive features of the shale in the Greater Toronto 

Area (GTA). One is a high horizontal stress regime, and the second is long‐term time dependent swelling 

behavior which develops when the following factors occur (Lo and Micic, 2010): 

Stress relief of the rock mass

Outward salt concentration gradient from pore fluid of the rock to the ambient fluid

Availability of fresh water

The  swelling  is a  consequence of  the  reduction  in  confined  stress  in  the  rock which occurs upon

excavation in combination with a differential gradient in salinity between the saline rock porewater and 

freshwater or even humid air. Osmotic and diffusive processes result in a decrease in the salinity of the 

rock porewater achieved by an overall increase in the water content, resulting in volumetric expansion of 

the shale rock over time. The development of this time dependent deformation (TDD) relative to the time 

1

of installation of the permanent lining has a direct impact on the long‐term moments and forces induced 

on the lining.  

Swelling potential is defined as the average slope of the swelling strain versus the logarithm of time 

and is defined for a specific direction, since behavior in the vertical and horizontal directions is typically 

noticeably different. The swelling potential decreases as the applied pressure is increased. The pressure 

where swelling potential is zero and no swell occurs is called the “Critical Stress” and is defined with the 

result of the no‐swell test.  

Hawlader, Lee, and Lo (2003) studied the impact of applied load on the swelling potential of different 

samples. They concluded that the applied stress in one principal stress direction reduces swelling strain 

not only in that direction but also in the perpendicular directions.  

The swelling potential of shales tends to increase with decreasing calcite content, and an increasing 

outward salt concentration gradient  from  the pore  fluid of  the  rock  to  the ambient  fluid  (Lee and Lo, 

1993). Therefore, calcite content and salt concentrations (salinity) of pore water in the rock samples were 

also considered in the tests. 

Key Rock Properties impacting TDD Swell Potential: Following the methodology developed by Lo et al. (1978), results from free swell tests, 

semi‐confined swell tests and no‐swell tests are used to identify the “Swelling Potential” of the rock in 

different directions. These tests are performed as follows:  

Free swell test: Sample is exposed to water; and vertical and horizontal deformation of sample in

time is recorded.

Semi‐confined  swell  test:  Sample  is  exposed  to water  and  a  constant  load  is  applied  to  the

specimen. The deformation in the direction of the applied load is recorded in time.

Null swell test: Sample is exposed to water and variable load is applied. No deformation is allowed

in the direction of the applied load. Change of load in time is recorded.

Figure 1 shows the general relationship between applied pressure and swelling potential in horizontal 

and vertical directions for shale samples tested for the Billy Bishop Airport Pedestrian Tunnel Project. The 

point of zero swelling potential (Critical stress)  is also clear at the end of the  lines. Similar to previous 

experience of other projects in the area, the free swelling potential in the vertical direction is two to three 

times higher than the horizontal value.  

A summary of swell potential data from various projects is summarized in Table 1.  

In Situ Stress State (Pre‐Excavation): A summary of pre‐excavation in‐situ horizontal stress measurements 

taken within the shale rock of the Georgian Bay Formation within the Greater Toronto Area at depths less 

than 40m are summarized in Table 2. The maximum horizontal stress ranges from 2.6 to 10 MPa (with an 

average of approximately 5.5 MPa), while the minimum horizontal stress ranges from 2.1 to 6 MPa (with 

an average of approximately 3.6 MPa). 

2

Figure 1. Swelling potential vs. stress in vertical and horizontal directions – Billy Bishop Tunnel  

Table 1. Summary of Shale Swell Potential for Tunnels Constructed in the Greater Toronto Area 

Project WC (%), Before/After 

Salinity (g/L), Before/ After 

Calcite Content (%) 

Free Swell Potential (%/Log Time, days) 

Critical Suppression 

Stress (MPa) 

Vertical  Horizontal 

Billy Bishop Pedestrian Tunnel 

Lab  3.5/5.1  86/11 2.0  

(1.0 – 5.2) 0.7 ‐ 1.1  0.15 ‐ 0.3  0.64 

Shaft Backanalysis 

  0.7 ‐ 1.1  0.3 ‐ 0.4  3 

Hanlan Feedermain  3.8/4.6  61/10 3.8 

(2.1 ‐ 5.1) 0.1 ‐ 0.12 

0.4 ‐ 0.55

HydroOne Midtown Tunnel2.2 

(1.6 ‐ 3.1) 0.16 ‐ 0.22

Heart Lake Tunnel, Mississauga (Lo et al 1979) 

  0.42  0.13 ‐ 0.17  1.9 ‐ 2.6 

Deep Lake Water Cooling Centre, Toronto (Lo & Micic 2010) 

‐  0.12 ‐

Skydome and John Street Tunnel, Toronto (Lo et al 1987) 

3.3  (1.5 ‐ 5.1) 

0.23 ‐ 0.62 

0.08 ‐ 0.26  ‐ 

Scotia Plaza Excavation (Trow and Lo, 1989) 

1.8 ‐ 20.5  ‐  0.08 ‐ 0.16

Bruce Site DGR 1.3 ‐ 4.0  1.4 ‐ 1.5  0.1 ‐ 0.7

Lakeview Deephole   1.8 ‐ 7.6  0.5 ‐ 1.4  0.1 ‐ 0.34

3

Table 2. Summary of Measured In‐Situ Horizontal Stresses in the Georgian Bay Shale Formation of the 

Greater Toronto Area 

Project Test 

Depth (m)v 

(MPa) h (MPa) 

E (GPa) 

Halton Burloak Intake Tunnel, Great Lakes Blvd., Oakville (2004) 

38.7  1 6.5 (Max) 4.6 (Min) 

11.1 

Billy Bishop Airport Pedestrian Tunnel   15.6 *  5 – 9.5 

Hanlan Feedermain (Tomken Near Matheson), Mississauga, ON (2013) 

14.3 – 15.6 

0.36 2.8‐3.1 (Max) 

2.1‐2.3 (Min) 

3.5 – 7.1 

Scotia Plaza Excavation (Trow and Lo, 1989) 

16.15  0.32  5 (Max); 2.3 (Min) 

8 – 13.5 17.34  0.35  2.6 (Max); 2.4 (Min) 

20.26  0.41  5.2 (Max); 4.1 (Min) 

26.45  0.53  4.1 (Max); 3.5 (Min) 

Heart Lake Tunnel (Lo, et al., 1979) 5 1.5 

3 10 5.5 

Skydome and John Street Tunnel, Toronto (Lo et al 1987) 

0.2  10  2.2‐2.3 

Outfall Tunnel East of Toronto (Morton, Lo, & Belshaw, 1975) 

9 ‐ 15 Up to 6.9

Outfall Tunnels (Lo & Morton, 1976)  9 ‐ 10 2 ‐ 4

* A single test result of 8.2 MPa was obtained but is not considered representative due to testingdifficulties

SHAFT CASE HISTORIES 

Billy Bishop Airport Pedestrian Tunnel – Mainland Shaft The mainland  shaft  of  the  Billy  Bishop Airport  Pedestrian  Tunnel  is  rectangular  in  shape, measuring 

approximately 33m long, 14m wide, and 35m deep.  The shaft was constructed by drilling a series of 1m 

diameter  interlocking  secant  piles  from  the  ground  surface  through  approximately  8m  thickness  of 

saturated silty sand overburden, with the toes of the piles socketed into the underlying shale.  The secant 

piles were supported by two levels of internal struts, as well as a rock anchor at the toe of each primary 

(reinforced) pile.  The exposed vertical face of the sound shale below the secant pile toes did not require 

any additional support.  Hence, the magnitude and rate of shaft sidewall TDD is a function of the degree 

of horizontal stress relief, which is influenced by the shaft geometry and the rate of shale excavation.   

The shaft was instrumented with a total of three inclinometers, two on the longer north side (0.5m 

and 3m from the excavation face) and one on the west side (0.5m from the face). The results showed 

elastic movements during each successive shaft excavation was performed, followed by very small TDD 

movements. It should be noted that the shaft walls were very wet, providing the ideal conditions for TDD 

to occur.  The  total  (elastic  +  TDD) horizontal movements of  the  two  inclinometers  along  the  longer, 

northern shaft wall at El. 57.4m are provided in Figure 2 (19.3m deep relative to ground surface, or 10.6m 

below top of weathered rock). The final rate of TDD appears to be on the order of 4mm per log cycle of 

time (days).  

4

Figure 2. BBAPT – Total Horizontal Movement of Mainland Shaft Northern Wall Inclinometers at 

57.4mEl. 

Hanlan Feedermain Contract 3 – Shafts S5 & S7 The Hanlan Feedermain (Contract 3) has required the construction of multiple shafts, several of which 

have  been  instrumented  with  inclinometers.  Shaft  S5  (circular  cross  section,  13.2m  diameter)  was 

constructed almost entirely in rock, with mesh and bolt support to prevent localized block failure.  Shaft 

S7 (trapezoidal section) was constructed through about 3m of overburden soil using shotcrete and bolts, 

followed by mesh and bolts within the underlying shale. The shaft support is not expected to influence 

the TDD in either case. Inward horizontal wall movements at Shafts S5 and S7 are reported in Figures 3 

and 4 below.    

As the shaft excavation was complete at the end of September 2014, but earliest inclinometer 

readings not taken until October 8th, all the shaft movement reported is inferred to be TDD. The data 

shows considerable scatter since the accuracy of the instruments is close to the magnitude of the 

movement taking place. “Best fit” lines showing the interpreted movement have been added to the 

figures.  Since the TDD relationship is not significantly impacted by the depth of the rock, the best fit line 

has been placed as an average of all movements recorded in each shaft. 

5

Figure 3. Hanlan Contract 3 – Shaft S5 Inward Wall Movements from Inclinometer INC‐03 

Figure 4. Hanlan Contract 3 – Shaft S7 Inward Wall Movements from Inclinometer INC‐01 

6

Table 3. Summary of Maximum Measured Time Dependent Horizontal Wall Movement of Shafts 

Constructed in the Greater Toronto Area 

Project  Section Shaft Cut Diameter D (m) 

Shaft Shape 

TDD Inward Wall Movement Rate (mm/log time)* 

Normalized TDD Inward Wall Movement Rate 

(mm/log time/m diameter) 

Billy Bishop Tunnel 

Mainland Shaft 

33 x 14  Rectangle 4.0  ~0.12 

Hanlan Feedermain Contract 3 

Shaft S5  13.2  Circle  0.8  0.06 

Shaft S7  9 x 4.5  Trapezoid 0.2  ~0.02 

*mm/log time – movement in mm per log time ie between 10 and 100 days, 100 and 1000 days etc.

TUNNEL CASE HISTORIES 

Billy Bishop Airport Pedestrian Tunnel – Drift Bores & Main Tunnel Construction of the Billy Bishop Airport Pedestrian Tunnel  (BBAPT)  involved the sequential drilling and 

mass concrete backfilling of seven 1.85m diameter drift bores within the crown of the main tunnel profile 

and three main tunnel excavations – center (cut 1), sidewalls (cut 2), and invert (cut 3) resulting in a final 

horizontal tunnel cut diameter of 10m.  Initial support was light steel ribs in the drifts, no support in cut 1 

and bolts and shotcrete in cut 2. 

Drift Bore Convergence: Radial convergence measurements were taken over a three month period within 

1.85m diameter TBM drift bore 2 (the first bore actually drilled) using a steel tape extensometer and two 

arrays (at Sta. 0+030 and 0+070) of four convergence studs (eye bolts) installed within the shale at the 

crown, invert, and sidewalls (at springline level). A total of six chords were measured at each four‐point 

convergence array, namely horizontal (H1), vertical (V1), and a diagonal chord in each of the quadrants 

(D1, D2, D3, and D4). The field convergence data for chords H1 and V1 are reported in Figure 5 in terms 

of the measured inward tunnel sidewall movement.  The convergence of the horizontal or vertical chord 

length would be double these values.   

7

Figure 5. BBAPT – Inward Sidewall Movement – TBM drift bore #2 

Main Tunnel Convergence: The range in the inward horizontal sidewall movement (as determined by tape 

convergence readings) with time (days) after the central excavation (Cut 1) – with an approximate 7m 

wide span ‐ of the main tunnel is reported in Figure 6, with wall movements generally between 0.5mm 

and 0.9mm up to 56 days after excavation. Two multi‐point borehole extensometers (MPBXs) were also 

installed at Sta. 0+020 (two tunnel diameters from the mainland portal), one in each sidewall, in mid‐July 

of 2013.  

The MPBX data  for the eastern wall has previously been reported by Hurt, et al.  (2014). The  total 

inward  movements  recorded  by  the  MPBXs  included  two  discrete  elastic  jumps  corresponding  to 

completion of main  tunnel  cuts 2 and 3  in  the  vicinity of  Sta. 0+020. These elastic movements were 

removed, and the resulting trend in time‐dependent (inward) sidewall movements are superimposed on 

Figure 6, indicating a maximum value of 0.25mm for each sidewall after about 135 days. It is interesting 

to note the influence of the tunnel shape on the TDD, with the ‘square’ Cut 1, shows a higher rate of TDD 

than the larger excavation after Cut 2 with a more curved profile. This illustrates the importance of the 

shape of the excavation, which influences the extent of the area that experiences stress relief that initiates 

the TDD.  

Figure 6. BBAPT – Inward Main Tunnel Sidewall Movements –Cut 1 (7m Span) Tape Measurements; 

Cut1/2 MPBX East/West Wall Measurements @ Sta. 0+020  

HydroOne Midtown Tunnel The HydroOne Midtown Tunnel was constructed using a rock TBM  in Toronto, with a cut diameter of 

approximately 3.3m. The tunnel was supported with ribs and boards. Convergence studs were affixed to 

the shale rock, and the convergence measured using a tape extensometer. However, the accuracy of the 

8

measurements was less than the measurements recorded, with recorded movements over 82 days in the 

range of 0.2mm enlargement to 0.2mm convergence and no discernable trend.  

Hanlan Feedermain Contract 3 The Hanlan  Feedermain  Project  (Contract 3)  in Mississauga, Ontario,  consists of  two parallel  tunnels 

constructed  in  shale  rock,  the  Hanlan  Feedermain  (HFM) with  a  3.33m  cut  diameter,  and  the MCC 

Watermain with a 2.67m cut diameter. Each tunnel is excavated by a rock TBM and support consists of 

rock bolts and mesh  in the crown. Tunnel convergence measurements were taken with a steel tape  in 

each of the two tunnels, and the change in horizontal chord length are reported in Figure 7. The results 

are similar to the HydroOne Midown tunnel in that no discernable trend can be identified and it appears 

that  the  “average”  result  is  very  close  to  zero movement and  individual  results are  scattered due  to 

accuracy of the measurements. 

Figure 7. Hanlan Contract 3 – HFM and MCC Tunnel Convergence Measurements 

Heart Lake Tunnel A valuable historical reference that demonstrates damage due to TDD is reported by Lo and Yuen (1981). 

They provide observations of structural damage within the Heart Lake Storm Sewer Tunnel in Mississauga, 

west of Toronto. The tunnel is 1.5 km long, with a finished internal diameter of 2.7 to 3.0m and a nominal 

lining  thickness  of  300mm.  The  tunneled  section  used  both  TBM  and  drill‐and‐blast  techniques.  The 

earliest damage –  longitudinal cracking at springline along the entire 183m  long drill‐and‐blast section, 

indicative of inward tunnel sidewall movement along the springline ‐ was discovered just less than 3 years 

after construction of this section was completed. At this time, no damage was observed within the TBM 

section. Some damage was later observed within a 330m portion of the 1,050m long TBM section. Some 

of the longitudinal cracks opened to a width of 6mm, with differential displacement of crack faces of 4mm. 

Of particular interest is the correlation of the damaged zones with the insitu horizontal‐to‐vertical in situ 

stress  ratio.  In  the drill‐and‐blast  tunnel,  this  ratio  ranged between 20 at  the  interface with  the TBM 

section, to an ultimate high of nearly 40 (due to the lower overburden stress and high horizontal stress). 

For  the TBM  tunnel section,  the  in‐situ horizontal‐to‐vertical stress  ratio dropped  to as  low as 3, as a 

consequence of  increased overburden and  lower horizontal stress. The TBM tunnel  lining damage was 

first  observed  was  within  the  zone  of  highest  initial  horizontal‐to‐vertical  in  situ  stress  ratio  and 

progressed with time down the tunnel, but only within the length where the ratio was around in excess 

of 7.  

9

Summary of Tunnel TDDA  summary  of  the maximum measured  time‐dependent  deformations  along  the  horizontal  chord  of 

tunnels constructed in shale rock within the Greater Toronto Area are summarized in Table 4 below. The 

measurements are generally quite small, and it should be noted that all of the tunnels listed in Table 4 

were constructed either using rock TBM, rockbreaker, or roadheader. None were constructed using drill 

and blast methods. It is believed that the methods of construction employed on these projects resulted 

in a minimum degree of damage to the surrounding rock, and that this contributes to a lesser degree of 

time‐dependent deformation. 

Table 4. Summary of Maximum Measured Time Dependent Horizontal Wall Movement of Tunnels 

Constructed in the Greater Toronto Area 

Project  Section 

Tunnel Cut 

Diameter D (m) 

Tunnel Shape 

TDD Inward Wall Movement Rate (mm/log time)* 

Normalized TDD Inward Wall Movement Rate 

(mm/log time/m diameter) 

Billy Bishop Tunnel 

Drift Bore #2 (Tape) 

1.85  Circle  0.8 (H), 0.5 (V)  0.43 (H), 0.27 (V) 

Main Tunnel Cut 1 (Tape) 

7  Trapezoid 0.7 (H)  0.1 (H) 

Main Tunnel Cuts 1& 2 (MPBX) 

10  Oval  0.2 (H)  0.02 (H) 

HydroOne Tunnel 

Rock (Tape) 

3.30  Circle  Not measurable within accuracy 

of tape extensometer over 200+ days 

N/A Hanlan Feedermain Contract 3 

HFM (Tape) 

3.33  Circle 

MCC (Tape) 

2.67  Circle 

*mm/log time – movement in mm per log time ie between 10 and 100 days, 100 and 1000 days etc.

ESTIMATION OF TDD 

Closed‐Form Solution There are two common design methods available to assess the impacts of TDD on the tunnel lining. Lo 

and  Yuen  (1981)  developed  a  closed  form  solution  method  to  predict  the  long  term  loads  and 

displacement at any point in time in lining and rock. However, the closed‐form solution method does not 

consider the  limiting effect of build‐up of time‐dependent swelling‐induced rock stress on the swelling 

potential of  the  shale  rock. As  a  result,  the  closed‐form  solutions  for  the  final unlined  rock  swelling 

displacement and lining moments and forces are conservatively over‐estimated.  

Numerical Solution To obtain a more realistic estimate of the time dependent movement, a numerical model to account for 

swelling based on the swelling rock constitutive model in Hawlader et al. (2003; 2005) can be used, based 

on the Mohr‐Coulomb elastic/perfectly plastic material model. This model is based on the observations in 

the  laboratory experiments that the swelling strains  in the principal swelling directions of a Shale rock 

10

specimen increase linearly with the logarithm of time, and the swelling strains are reduced in both parallel 

and perpendicular directions by the application of stress on the rock specimen. In this project, the model 

formulation  was  implemented  for  use  with  the  two‐dimensional  code  FLAC  in  plane  strain  mode. 

Application of this approach is described in Carvalho (2015) and Hurt, et al. (2014). 

Influence of Excavation Shape The excavation shape  impacts the extent of stress relief, with a circular profile generally resulting  in a 

smaller area of rock where the stress drops to less than the critical stress than a rectangular profile. This 

is reflected in the Billy Bishop tunnel movements, where a higher rate of movement was encountered in 

the smaller rectangular tunnel compared with the  larger oval tunnel, as shown  in Figure 6. These two 

excavations have been modelled in FLAC using the swelling model, and the results correlate with the site 

observations, as shown in Figure 8. 

Figure 8. FLAC model results for different excavation shapes used on Billy Bishop Pedestrian Tunnel 

Influence of ratio between in‐situ stresses The ratio between the in‐plane stresses will also impact the area of rock where the stress drops to less 

than the critical stress – generally the larger the difference between the two stresses the larger the low 

stress area will be. This is illustrated in Figure 9 where two sections of the Heart Lake Tunnel with different 

stress rations have been modelled  in FLAC. This  is also a factor  in why the TDD movements  in tunnels 

(where the horizontal stress is several times the magnitude of the vertical) is typically larger than in shafts 

(where the horizontal stresses are often similar). 

CUT 1 

FLAC Prediction: 

0.7mm/log time 

Observed:  

0.7mm/log time 

Depth of swell 

zone: 2.5m 

  CUTS 1+2 

FLAC Prediction:  

0.4mm/log time 

Observed:  

0.2mm/log time 

Depth of swell  

zone: 1.8m 

Rock Parameters Used: 

Horizontal Stress – 2.5 MPa 

Out of plane stress – 6.9 MPa 

Swell potential – 0.7%V, 0.4% H 

Critical Stress – 0.64 MPa 

11

Figure 9. FLAC model results for different horizontal to vertical stress ratios on Heart Lake Tunnel Lining 

Access to Water It  is  known  that water  is  required  for  swelling  to occur.  It has been  reported  that humidity  alone  is 

sufficient  to allow  swelling  (Lee and  Lo, 1993). This  is backed up by observations on  the Billy Bishop 

project, where  rates of  swelling were observed  in  the  shaft  and  the  tunnel  that  gave  similarly  good 

agreement with the numerical models, despite very different exposure conditions to water.  In the shaft, 

there was constant flows of water down the face of the rock wall, whereas in the tunnel the exposure to 

water was from humidity in the air or slow seepage through the rock mass. 

SUMMARY AND CONCLUSIONS The following conclusions can be made with regards to TDD in Georgian Bay Shale in the Toronto area. 

TDD movements are dependent on the excavation shape and the ratio between in‐situ stresses.

In particular, a high horizontal stress in shallow overburden (as seen in Heart Lake tunnel) will give

a high potential for swelling. Greater  investment  in stress measurements on projects would be

useful in identifying sections with high potential for damaging TDD.

A flexible initial support system will not impact TDD. Any rigid support system would typically see high 

loading unless installed well after excavation. 

Reasonable TDD predictions can be obtained using numerical solution, provided the geotechnical

investigation program  includes  (1)  free‐swell and null swell  tests  to define swell potential and

critical stress and (2) in‐situ stress measurements. Given the potential variation of these inputs

along an alignment, a parametric design approach is recommended.

Monitoring data can provide useful verification of the design, although in smaller excavations the

movements can be so small that they are less than the accuracy of the instrumentation.

REFERENCES Carvalho, J. 2015. A Simple Numerical Approach for Modelling Time Dependent Swelling Mechanisms in 

Shale. Proceedings of the International Symposium on Rock Mechanics, 17p. 

Hawlader, B. C., Lee, Y. N., & Lo, K. Y. 2003. Three‐dimensional Stress Effects on Time Dependent Swelling Behaviour of Shaly Rocks. Canadian Geotechnical Journal, 40 (3), 501‐511. 

12

Hawlader, B. C.,  Lo, K. Y., & Moore,  I. D. 2005. Analysis of Tunnels  in  Shaly Rock Considering Three‐Dimensional Stress Effects on Swelling. Canadian Geotechnical Journal, 42 (1), 1‐12. 

Hurt, J., Lee, S., Ghasemi, A., Pollak, S., and Cushing, A. 2014. Time‐dependent movements on the Billy Bishop  Toronto  City  Airport  Pedestrian  Tunnel.  Proceedings  of  the  North  American  Tunneling Conference, Los Angeles, 908‐918.  

Lee, Y. N., and Lo, K. Y. 1993. The swelling mechanism of Queenston shale. Canadian Tunnelling 1993, Tunnelling Association of Canada, 75‐97. 

Lo, K. Y., and Micic, S. 2010. Evaluation of Swelling Properties of Shales for the Design of Underground Structures. ITA‐AITES 2010 World Tunnel Congress, Vancouver. 

Lo,  K.Y.,  and  Morton,  J.D.  1976.  Tunnels  in  bedded  rock  with  high  horizontal  stresses,  Canadian Geotechnical Journal, 13 (3), 216‐230.  

Lo, K. Y., and Yuen, C.M.K. 1981. Design of tunnel lining for long term time effects. Canadian Geotechnical Journal, 18 (1), 24‐39. 

Lo, K.Y., Cooke, B.H., and Dunbar, D.D. 1987. Design of buried structures  in squeezing rock  in Toronto, Canada. Canadian Geotechnical Journal, 24 (2), 232‐241.  

Lo, K.Y., Devata, M., and Yuen, C.M.K. 1979. Performance of a shallow tunnel  in a shaly rock with high 

horizontal  stresses.  Proceedings  of  the  2nd  International  Symposium  on  Tunnelling.  Institution of 

Mining and Metallurgy, London, UK, 1–12. 

Lo, K. Y., Wai, R. S. C., Palmer, J. H. L., & Quigley, R. M. 1978. Time‐dependent deformation of shaly rock in southern Ontario, Canadian Geotechnical Journal, 15 (4), 537‐547. 

Morton, J.D., Lo, K.Y., and Belshaw, D.J. 1975. Rock performance considerations for shallow tunnels  in bedded shales with high  lateral stresses. Proceedings, 12th Canadian Rock Mechanics Symposium, Kingston, ON, 339‐379.  

Trow, W.A. and Lo, K.Y. 1989. Horizontal displacements induced by rock excavation: Scotia Plaza, Toronto, Ontario, Canadian Geotechnical Journal, 26 (1), 114‐121.  

13