遺留煤柱下回撤通道高低位頂板聯合失穩機理及控制技術

褚 淵，張永強,2，王襄禹，羅 祎，李鑫琦，李夢龍，谷浩源，呂玉祥

(1.中國礦業大學 礦業工程學院，江蘇 徐州 221116；2.神東天隆集團 霍洛灣煤礦，內蒙古 鄂爾多斯 017200)

工作面接替是煤礦生產的必要環節之一，綜采工作面的搬家倒面又是工作面接替的重要部分，綜采工作面設備回撤速度一定程度上決定了礦井的生產效率。預掘回撤通道是目前工作面實現安全與快速回撤的主要方法[1-3]，是指在終采線附近預先掘出1～2條巷道，工作面開采至與回撤通道聯巷貫通時即進行設備搬家。神東礦區最先提出了綜采設備主輔回撤通道與多聯巷快速回撤工藝，其較大地提高了綜采工作面回撤效率、確保了施工安全性[4-6]。預掘回撤通道技術雖然有顯著優點，但也存在一定風險，即回撤通道在工作面進入末采期后頂板控制問題較為突出[7-8]。造成這一問題的原因是：綜采工作面進入末采期后，回撤通道由于受工作面開采引起的超前支承壓力的作用，礦壓顯現強烈。

為加強末采期頂板控制，避免發生壓架事故，保障設備安全回撤，大量學者對回撤通道圍巖結構失穩機理與防治措施進行了深入研究。朱衛兵[9]等針對補連塔煤礦工作面回撤階段調節巷易誘發工作面端面冒頂的問題，采用FLAC3D三維有限元軟件就埋深對調節巷交叉點圍巖穩定的影響進行了數值模擬研究；王曉振[10]等利用讓壓開采理論，提出了工作面停采讓壓后4種可能存在的礦壓顯現情況，確定了合理的讓壓位置，實現了貫通時頂板無來壓；谷拴成[11]等通過研究末采期工作面煤柱與主輔回撤通道間保護煤柱荷載的轉移，解釋了末采期回撤通道易出現支架壓死與圍巖變形量過大的原因，并給出了保護煤柱寬度留設的合理范圍；李臣[12]等通過數值模擬等方法分析后認為，末采期間回撤通道處于非等壓動態疊加應力場，且圍巖塑性區趨于蝶形失穩；王方田[13]等基于實驗室試驗及數值模擬分析，構建了工作面末采段采動應力響應數值計算模型，揭示了末采段采動應力的轉移歷程。

雖然眾多研究者對末采期回撤通道穩定性進行了系統研究，但是煤礦的地質條件復雜多變，回撤通道的失穩問題依舊層出不窮，諸多學者針對不同條件下的回撤通道進行了研究。張煒[14]等針對大斷面回撤通道，提出了使用錨梁網索聯合支護的手段，并利用FLAC2D軟件對巷道支護效果進行了比較分析；郭浩森[15]等以不連溝煤礦為研究對象，提出了針對重型綜放工作面回撤通道的回撤技術；張金虎[16]通過研究末采期來壓特征與垛架合理支護阻力，提出在距離回撤通道10 m時應進行補強支護，提高了破碎頂板回撤通道頂板控制效果；徐敬民[17]等針對特殊回撤工藝影響下回撤通道頂板失穩問題，制定了相應的防治措施，現場實施后有效保障了工作面的安全回撤；楊仁樹[18]等通過研究周期來壓步距與基本頂斷裂位置不同對回撤通道的影響，確定了合理的回撤通道位置，并依據頂幫協同控制原則實現了大采高工作面回撤通道圍巖的穩定性。

上述學者對于不同條件下的回撤通道圍巖穩定與治理措施已進行了深入研究，但當回撤通道上方存在厚硬頂板與遺留煤柱時，則鮮有相關研究。在工程實踐中，當遺留煤柱附近回撤通道上方存在厚硬頂板，此時由于厚硬頂板長懸頂的高靜載、高位頂板垮落后的高動載與超前支承壓力共同影響，礦壓顯現更為強烈，極易導致回撤通道出現冒頂、片幫等強礦壓事故，同時通道內支架載荷急劇升高，發生支架立柱被壓死、切頂壓架等重大事故的風險大大增加，使得設備難以安全回撤，甚至出現人員傷亡[19-21]。鑒于此，筆者以霍洛灣31107工作面為工程背景，運用理論分析與現場試驗等方法，對遺留煤柱下近距離回撤通道高低位厚硬頂板聯合失穩機理與防治措施展開研究，旨在為相似地質條件礦井回撤通道圍巖穩定、工作面設備等安全回撤提供參考。

1 工程背景

1.1 工作面生產地質概況

霍洛灣煤礦隸屬于神東天隆集團有限責任公司，設計生產能力為360萬t/a。主采近水平煤層2-2煤和3-1煤，平均厚度分別為5.47 m和4.00 m，其中，2-2煤埋深137.8～198.4 m，3-1煤埋深174～235 m。2-2煤層開采后，留下不同形式的遺留煤柱(包括邊界煤柱、小房柱、采區煤柱等)，為下層3-1煤層的開采帶來一定安全隱患。

31107 工作面傾向長240 m，走向長3 300 m左右，計劃在開采結束后采用預掘雙回撤通道的方式進行設備搬家。31107工作面推進期間經歷一次跳采，中間保留300 m公路保護煤柱。跳采過后，工作面從中開切眼開始依次經過上層2-2煤層綜采采空區、遺留窄煤柱、遺留區段煤柱及遺留集中煤柱。其中遺留集中煤柱距離31107工作面終采線外約2.7 m，集中煤柱寬度約為30 m。遺留集中煤柱與工作面回撤通道相對位置如圖1所示。

圖1 31107 工作面及上方遺留煤柱分布示意Fig.1 Layout of 31107 working face and residual coal seam

根據31107工作面巖層取芯結果，巖層柱狀圖如圖2所示。3-1煤和2-2煤頂、底板主要以砂巖、砂質泥巖和泥巖為主，其中2-2 煤頂板存在一層15.31 m的堅硬砂巖，受遺留煤柱的影響，回撤通道的高位厚硬頂板可能會出現大范圍的懸而未垮現象；3-1煤頂板也存在一層厚度為21.46 m的堅硬細砂巖，在末采期間，高位與低位厚硬頂板都會顯著影響回撤通道的礦壓顯現。

圖2 煤巖層柱狀圖Fig.2 Coal strata histogram

1.2 礦壓顯現情況

霍洛灣煤礦31113，31106工作面地質條件與31107工作面類似，不同點為31113工作面回撤通道上方無遺留煤柱，31106工作面回撤通道距上方遺留煤柱的水平投影距離約為20 m。與上覆采空區的工作面(31113工作面)相比，31106工作面末采期間各種礦壓問題頻現，如工作面壓架、片幫嚴重、主回撤通道變形嚴重、支護體大量失效等，具體礦壓對比見表1。

表1 31113/31106工作面末采期間礦壓顯現對比Table 1 Comparison of mining pressure behavior at the end of 31113/31106 working face

通過兩末采工作面礦壓顯現情況對比可知，31106工作面推過遺留煤柱范圍期間，即從距離回撤通道前20 m到貫通期間，其主回撤頂板下沉量從35 mm增加到1 324 mm，遠大于31113工作面回撤通道，且下沉速度快，同時回撤通道的來壓強度也明顯高于31113工作面，這表明當回撤通道上方存在遺留煤柱時，上方遺留煤柱帶來的底板集中應力與工作面推進時產生的超前支承壓力疊加，導致回撤通道礦壓顯現劇烈，進而引發回撤通道上方多層頂板同步破斷，頂板結構失穩，從而導致切頂壓架事故發生。

由于31106工作面回撤通道距離上方遺留煤柱水平投影距離約20 m，而31107工作面回撤通道與遺留煤柱的水平投影距離僅2.7 m，因此在31107工作面末采期間，會出現更為強烈的礦壓顯現，為預防回撤通道高位頂板與低位厚硬頂板發生聯合失穩，避免工作面出現壓架及回撤通道變形嚴重等問題，亟需對該類地質條件下的工作面末采期間礦壓顯現規律及主回撤通道圍巖控制技術進行研究。

2 回撤通道頂板結構聯合失穩模型

31107 工作面上覆關鍵層Ⅰ，2-2煤上覆關鍵層Ⅱ，均為細砂巖，厚度分別為21.46，15.31 m。由于遺留煤柱較寬，因此2-2煤上覆關鍵層Ⅱ在下伏工作面未推進至上方遺留煤柱范圍時保持完整，推進到上方遺留煤柱范圍后，出現周期性破斷。如圖3所示，關鍵層Ⅱ破斷過程中產生的載荷，通過遺留煤柱及層間巖石傳遞至下伏工作面。

圖3 31107 工作面雙關鍵層同步破斷來壓示意Fig.3 Schematic diagram of synchronous caving of double key strata over 31107 working face

工作面支架所受載荷包含兩部分，第1部分為工作面支架范圍內直接頂垮落的載荷 zQ；第2部分為關鍵塊體B向下傳遞的載荷QI。

工作面支架范圍內直接頂垮落的載荷zQ為

式中，KL為支架的頂梁長度，m；dL為支架寬度，m；hz為直接頂的厚度，m；zγ為直接頂的容重，kN/m3。

關鍵塊體B向下傳遞的載荷QI為

式中，1P為B塊的自重和上方所控制軟弱巖層的質量；1K[22]為關鍵層Ⅰ上部的巖層載荷傳遞系數。

P1分為3部分，自重P1B、上方軟弱層的質量P1R和關鍵層Ⅱ通過遺留煤柱傳遞的動載QⅡ，其計算公式為

式中，h1,hr分別為關鍵層Ⅰ、關鍵層Ⅰ上部軟弱夾層的厚度，m；γ1,γr分別為關鍵層Ⅰ、關鍵層Ⅰ上部軟弱夾層的容重，kN/m3；K2為關鍵層Ⅱ通過遺留煤柱傳遞載荷的載荷傳遞系數；P2為關鍵層Ⅱ中關鍵塊體F所承受的載荷。

P2包括兩部分，關鍵層Ⅱ控制范圍內的巖層載荷P2r與上一關鍵層上部直達地表范圍內的關鍵塊體F的載荷P3，即

式中，q為關鍵層Ⅱ控制的軟弱巖層載荷，MPa；FL為關鍵塊體F的長度，m；h3為上一關鍵層上部載荷巖層的厚度，m；γ3為上一關鍵層上部載荷巖層的容重，kN/m3；K3為上一關鍵層上部直達地表范圍內的巖層載荷傳遞系數。

如圖3所示，當關鍵塊體F處于破斷狀態時，動載QⅡ存在，支架載荷為

當工作面繼續向前推進且遺留煤柱上方關鍵層塊體未破斷時，砌體梁結構保持穩定，此時無動載傳遞，即QⅡ=0。此時支架載荷為

根據式(8)與式(9)得到遺留煤柱下工作面推進時的礦壓顯現規律：隨著高位關鍵層Ⅱ的破斷工作面出現周期性動載來壓。

3 回撤通道壓架機理分析

工作面進入末采期后，推過上方遺留煤柱范圍時，由于堅硬頂板下的遺留煤柱普遍存在側向懸頂，關鍵塊體F的長度為正常破斷距離與懸頂長度之和，即式(6)和式(7)中關鍵塊體F的長度應為LF1與LF2之和，其明顯大于之前的長度，如圖4(a)所示。

圖4 末采期回撤通道頂板聯合失穩模型Fig.4 Roof combined instability model of retracement roadway in final mining period

推過上方遺留煤柱期間，關鍵塊體F破斷時，1F與2F會發生雙向旋轉失穩，如圖4(b)所示，此時支架載荷的靜載zQ不變，但由遺留煤柱所傳遞的動載QⅡ變為關鍵塊體F1，F2共同作用，動載荷明顯增大，即

式中，QF1為正常破斷頂板距離關鍵塊體F1的動載；QF2為懸頂距離關鍵塊體F2的動載。

由式(12)可知，工作面推過上方遺留煤柱期間的動載荷QⅡC是由QF1與QF2組成，因此回撤通道頂板巖層發生失穩時，強度更大，范圍更廣，極易發生由高低位頂板聯合失穩引起的切頂壓架等事故。

因此破壞遺留煤柱上方的厚硬頂板，是減輕高低位頂板聯合失穩風險的有效手段；同時考慮到低位厚硬頂板開采后不及時垮落，會導致直接頂載荷zQ顯著增加，進而增加頂板結構聯合失穩風險，因此需同時對低位厚硬頂板進行切頂處理。

4 回撤通道頂板結構聯合失穩控制技術

4.1 高位頂板定向水力壓裂控制技術

綜合考慮31107工作面工程地質條件與各類技術手段的局限性，選擇水力壓裂技術對高位頂板進行處理。水力壓裂技術是對需破壞巖體形成水力裂縫，裂縫的擴展方向與應力環境密切相關，一般沿最大主應力方向起裂。因此當壓裂區域選取在遺留煤柱支承壓力峰值區域附近時，該區域最大主應力方向為垂直方向，水力裂縫會沿著遺留煤柱應力集中區域起裂，壓裂后即可得到垂直方向的水力裂縫。

遺留煤柱為長條型時，假定在煤柱走向的中間位置，沿煤柱的寬度方向做一橫向的剖面，則煤柱支承壓力峰值(塑性區寬度)的計算可轉化為平面應力問題進行分析，如圖5所示。

圖5 遺留煤柱塑性區應力計算模型Fig.5 Stress calculation model of pillar plastic zone

圖5中，K為遺留煤柱上最大應力集中系數；γ為遺留煤柱上覆巖層平均容重；H為煤層埋深；α為遺留煤柱的傾角；M為煤層厚度；F x為冒落矸石對煤壁的約束力；xz為煤柱塑性區寬度；σx為x=xz處，煤層整個厚度沿x方向上應力的平均值。

為簡化問題，提出如下假設：

(1) 當煤體位于極限平衡區內時，其正應力與剪應力滿足莫爾-庫侖強度準則；

(2) 煤體的應力關于x軸對稱。

研究對象為遺留煤柱內整個極限平衡區的煤體，邊界條件為

其中，λ為側壓系數。

根據相關基本方程和應力邊界條件，運用數學物理方程理論，求得遺留煤柱塑性區的寬度zx[23]為

式中，0c，0φ分別為煤層與頂、底板交界面的黏聚力和內摩擦角。

但在實際生產過程中，考慮到遺留煤柱上方為厚硬頂板，煤柱上方頂板會有部分懸頂，導致冒落的矸石難以對煤壁產生約束力xF，此時可以認為煤壁的側向約束力xF=0，所以式(14)簡化[24]為

根據式(15)計算可知，31107工作面上覆遺留煤柱堅硬頂板左側支承壓力峰值位于遺留煤柱左幫約6 m處，右側支承壓力峰值位于遺留煤柱左幫約24 m處，如圖6所示。筆者將水力壓裂位置選取在支承壓力峰值區域。

圖6 遺留煤柱上方堅硬頂板支承壓力分布Fig.6 Abutment stress distribution diagram of hard roof above the remaining coal pillar

由于常用的直孔壓裂技術，只能夠局部布置于高位頂板的支承壓力峰值區域，效率較低，因此筆者準備采用高位定向孔壓裂技術。其可以將平直段布置于支承壓力峰值區域，因此針對霍洛灣煤礦31107工作面上覆2-2煤層遺留煤柱情況，決定采用定向鉆在遺留煤柱頂板支承壓力峰值區域構建水平定向孔。

如圖7所示，根據高位堅硬頂板支承壓力峰值區域，將關鍵塊體F通過定向水壓致裂為3塊，這樣可以降低上下堅硬巖層聯合失穩帶來的強烈礦壓及壓架事故發生的風險。

圖7 遺留煤柱上方堅硬頂板斷裂示意Fig.7 Hard roof fracture diagram above the remaining coal pillar

4.2 低位厚硬頂板切頂卸壓控制技術

進入末采期后，由于回撤通道上方存在完整的厚硬巖層，開采過后，頂板未及時垮落，在回撤通道上方形成較穩定的懸臂梁結構，導致巷道礦壓顯現強烈，頂板穩定性差，增加了發生聯合失穩的風險，為保證回撤期間巷道穩定性，需對低位厚硬頂板采取降壓措施。

回撤通道礦壓顯現的強烈程度與基本頂的斷裂位置密切相關。在末采期，回撤通道基本頂的斷裂位置一般有3處，分別在采空區一側、支架上方與實體煤柱一側[25]。

如圖8所示，當斷裂位置在采空區一側時，由于基本頂的懸頂長度較短，支架上方巖層回轉角度小，因此回撤通道內支架載荷變化不明顯，礦壓顯現程度較小，是最理想的斷裂位置；因此，采用水力壓裂切頂時，將切頂位置選在此處，可以滿足回撤通道安全、高效的使用要求。

圖8 低位頂板切頂卸壓位置Fig.8 Pressure relief position of low roof cutting

5 現場壓裂實踐

5.1 壓裂設計

(1) 高位頂板定向切頂方案

采用定向鉆在遺留煤柱頂板支承壓力峰值區域施工水平定向孔，水壓裂縫可實現垂直擴展，達到切斷遺留煤柱上方頂板的目的，從而減小遺留煤柱上方高位頂板懸頂長度，降低支架載荷和高位頂板高應力環境，使高位堅硬頂板斷裂后提前旋轉失穩，進一步消除壓架的動載源頭。

圖9為遺留煤柱高位頂板定向水力壓裂方案，設計在遺留煤柱上方高位頂板中布置平行于工作面的2組高位定向水力壓裂孔，鉆孔編號分別為D1，D2，為了全部覆蓋集中煤柱，設計鉆孔長度為282 m，同時為了消除定向鉆孔拐彎時壓裂效果不明顯的影響，在定向鉆孔拐彎處增加2組共4個直孔，鉆孔編號分別為Z1(Z2)～Z4(Z3)，設計鉆孔長度分別為66.1，76.1 m。遺留煤柱高位定向孔自孔底每隔8～15 m壓裂1次，單孔壓裂次數不小于15次；直孔自孔底每隔5～10 m壓裂1次，單孔壓裂次數不小于3次。水力壓裂工作開始后，壓裂泵壓力逐漸上升，直至某一時刻突然升高后降低，表明巖體受高水壓作用開始破裂，內部形成水壓裂縫；隨后，泵壓以小幅度穩定波動，表明水壓裂縫在巖體內逐漸延伸，在30 min左右時，鉆孔附近頂板出現局部錨索淋水、鄰孔出水等現象，表明水力裂縫在相鄰孔內貫通，可判定為單次壓裂結束。

圖9 遺留煤柱高位頂板水力壓裂方案Fig.9 Remaining coal pillar high roof hydraulic fracturing scheme

(2) 回撤通道低位頂板切頂卸壓設計

考慮到壓裂后，頂板結構要達到圖8所示的要求，使工作面末采期推過致裂區域后基本頂能在工作面支架后方及時斷裂，并形成短壁梁結構，同時確保工作面支架上方與回撤通道的頂板保持相對完整，減小支架載荷；并且在實施壓裂后，頂板懸頂長度要保證在工作面支架支撐范圍之外，同時還要防止支架上方頂板過于破碎導致回撤難度增大。

因此回撤通道低位頂板的壓裂設計采用2組直孔，一組直孔水平距離等于支架長度和周期來壓步距之和，另外一組直孔水平距離等于支架和等壓煤柱[26]寬度之和，31107工作面來壓步距為12～16 m，等壓煤柱距離為5 m，支架有效支撐長度為5 m。所以2組鉆孔水平長度分別設計為10 m左右和17～21 m。為了保證壓裂效果，適當增大2組鉆孔高度，但鉆孔終孔位置不高于厚堅硬頂板(即關鍵層I的上界面)。

根據工作面地質條件以及生產實際情況，壓裂鉆孔具體布置參數如圖10所示。2組孔從回撤通道頂板向工作面斜向上施工至指定層位，沿工作面走向交替布置，每隔6～10 m交替布置P，Q兩種壓裂孔。P孔長度為26.8 m，壓裂高度為24.2 m，傾角為65°；Q孔長度為29.4 m，垂直高度為20.8 m，傾角為45°；鉆孔孔徑65 mm，壓裂時從孔底開始分段進行，每隔8 m左右壓裂1次，水力壓裂時間和單次壓裂結束判定與上文一致。

圖10 回撤通道頂板壓裂方案Fig.10 Roof fracturing scheme of retracement roadway

5.2 壓裂效果

水力壓裂完成后，工作人員對末采期間工作面礦壓、回撤通道頂板下沉量及垛架(垛式支架，其支護阻力較高，常用于回撤通道中)壓力進行實時監測。

5.2.1 工作面末采期間礦壓顯現情況

如圖11所示，當距離回撤通道20～5 m時，進入壓裂區域，此時工作面礦壓顯現明顯降低、支架載荷遠小于正常開采時的壓力，來壓時僅有不足1/5的支架載荷超過35 MPa，來壓特征為持續時間長但來壓強度和分布范圍??；而未壓裂的31106工作面在此區域時礦壓顯現劇烈且為大面積、高強度來壓。

圖11 31107 工作面支架壓力云圖Fig.11 Pressure cloud diagram of the 31107 working face support

在未壓裂/已壓裂情況下，空頂支架數量分別為8架/1架，壓裂后支架平均壓力降低15%～20%，來壓時僅部分支架開啟安全閥；而未壓裂工作面則有80%安全閥開啟，大部分液壓支架發生活柱突然下沉的壓架事故(圖12)。

圖12 回撤通道現場照片Fig.12 Equipment removal channel photo

5.2.2 主回撤通道頂板下沉情況

由于主回撤通道全部安裝垛式支架，且頂板支護強度較大，工作面推進至距終采線30 m以外時，根據垛架活柱下沉每日測量結果，頂板基本無下沉。

主回撤通道垛架下沉情況如圖13所示。

圖13 主回撤通道垛架下沉情況Fig.13 Retracement channel stack sinking situation

由圖13可知，推進至距終采線20 m時，平均下沉量為12 mm；此后，回撤通道頂板下沉量開始增大，推進至距終采線5 m時，頂板平均下沉量為23 mm；在工作面與回撤通道貫通后，由于在支架后方位置實施了水力壓裂，支架后方頂板開始垮落且側向頂板逐漸下沉，液壓支架與垛式支架共同承載，頂板不可避免地持續下沉。貫通后，回撤通道頂板在機頭、中部和機尾區域的平均下沉值分別為43.3，97.5，50.0 mm。而未壓裂工作面在貫通后頂板下沉量約為1 024 mm。由于壓裂效果顯著，工作面回撤期間頂板保持穩定，回撤工作安全。

5.2.3 垛架受載情況

在未壓裂/已壓裂情況下，回撤通道內垛架支護阻力平均壓力降低20%～25%，壓裂效果明顯。而未實施壓裂的31106工作面回撤通道貫通時，出現壓架事故，嚴重影響設備回撤；如圖14所示，壓裂后，垛架壓力遠小于額定支護阻力，無壓架風險。

圖14 已壓裂/未壓裂垛架支護阻力對比Fig.14 Comparison of support resistance between fractured/unfractured stacks

總體來說，本煤層未采用水力壓裂時，工作面回撤通道內出現頂板錨索失效(圖12(a))、支架活柱下沉量較大、安全閥大范圍開啟、甚至發生壓架事故等情況；壓裂后的31107工作面，主回撤通道在與工作面貫通和設備回撤期間，煤幫平整，頂底板變形量較小，如圖12(b)，(c)所示，未出現來壓強度逐漸增大與來壓范圍大的典型特征。說明上覆遺留煤柱高位頂板已被水力壓裂產生裂縫，傳遞壓力能力明顯減弱，低位厚硬頂板也已經及時垮落，此時回撤通道上方高低位頂板聯合失穩風險大為降低，水力壓裂效果顯著。

6 結 論

(1) 通過相似地質條件工作面的礦壓顯現對比，得到當回撤通道上方存在近距離較為完整、穩定煤柱時，工作面末采期礦壓顯現劇烈，回撤通道存在頂板結構失穩事故風險。

(2) 根據建立的末采期回撤通道高低位頂板“聯合失穩”力學模型，分析得到支架載荷變化情況為：隨著高位關鍵層Ⅱ的破斷工作面會出現周期性的動載來壓，是31107工作面回撤通道末采期存在頂板結構失穩風險的主要原因。

(3) 基于遺留煤柱頂板支承壓力峰值分布區域與水力壓裂裂縫擴展規律，結合低位基本頂斷裂位置對回撤通道礦壓顯現的影響，綜合提出遺留煤柱下近距離回撤通道末采期“高位定向孔區域水力壓裂+低位直孔局部水力壓裂”的圍巖結構優化控制技術。

(4) 確定了31107工作面末采期回撤通道高低位頂板切頂卸壓方案，現場實施后壓裂效果顯著：回撤通道礦壓顯現得到明顯改善，支架載荷降低，高低位頂板聯合失穩風險基本消除，研究成果可為相似工程地質條件下工作面安全回撤提供借鑒。