連接隧洞段斷面類型對側(cè)式進(jìn)出水口水力特性影響

摘要：抽水蓄能電站實(shí)際工程布置中，側(cè)式進(jìn)/出水口與閘門井之間往往存在一定長度的連接隧洞段，目前設(shè)計(jì)過程中缺乏連接隧洞段橫斷面類型的選擇依據(jù)。通過數(shù)值模擬手段開展了連接隧洞段橫斷面類型（圓型、城門洞型、方型）對側(cè)式進(jìn)/出水口水頭損失、流速分布及流量分配等水力特性的影響規(guī)律研究。結(jié)果表明：出流工況下，連接隧洞段橫斷面為方型時(shí)其內(nèi)部水平擴(kuò)散和垂向擴(kuò)散最充分，各項(xiàng)水力指標(biāo)較好，水頭損失系數(shù)有所減小但變化不大，流速分布及孔口流量分配更均勻，中、邊孔口流速不均勻系數(shù)均小于1.5，流量不均勻程度均小于10%。進(jìn)流工況下，不同連接隧洞段橫斷面類型對側(cè)式進(jìn)/出水口水力特性影響較小，各項(xiàng)水力指標(biāo)均滿足規(guī)范要求。研究成果可為側(cè)式進(jìn)/出水口連接隧洞段體型設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

關(guān) 鍵 詞：側(cè)式進(jìn)/出水口； 連接隧洞段； 水力特性； 抽水蓄能電站

中圖法分類號： TV135

文獻(xiàn)標(biāo)志碼： A

DOI：10.16232/j.cnki.1001-4179.2024.09.023

0 引 言

為加快實(shí)現(xiàn)中國能源綠色低碳轉(zhuǎn)型，抽水蓄能電站加快發(fā)展勢在必行［1］。抽水蓄能電站側(cè)式進(jìn)/出水口作為水道系統(tǒng)的重要組成部分，在實(shí)際工程中得到廣泛運(yùn)用［2］。受實(shí)際工程地形地質(zhì)條件的限制，側(cè)式進(jìn)/出水口與閘門井之間往往存在一定長度的連接隧洞段，不同連接隧洞的橫斷面類型將會(huì)影響側(cè)式進(jìn)/出水口水力特性。因此，開展側(cè)式進(jìn)/出水口連接隧洞段的研究具有重要的理論價(jià)值和實(shí)踐意義。

抽水蓄能電站側(cè)式進(jìn)/出水口水力特性主要受自身體型參數(shù)影響。為此，眾多學(xué)者開展了大量研究工作［3-5］，主要包括分流隔墩的布置［6-7］、擴(kuò)散段長短［8-9］、平面擴(kuò)散角和頂板擴(kuò)張角大小［10-11］、調(diào)整段長短［12］等。由于側(cè)式進(jìn)/出水口具有雙向過流的特點(diǎn)，其水力特性除受自身體型參數(shù)影響外，還與輸水隧洞有關(guān)。高學(xué)平等［13］采用數(shù)值模擬方法對與側(cè)式進(jìn)/出水口銜接的輸水隧洞坡角進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)當(dāng)輸水隧洞坡角等于擴(kuò)散段頂板擴(kuò)張角時(shí)，進(jìn)/出水口附近水力特性較優(yōu)。張從聯(lián)等［14］通過物理模型試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)設(shè)置兩個(gè)對稱的立面彎道可基本消除彎道的影響。孫雙科等［15］通過物理模型試驗(yàn)指出，攔污柵斷面流速分布受側(cè)式進(jìn)/出水口與立面彎道之間的直隧洞影響較為顯著。張?zhí)m丁等［16］通過物理模型試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，立面彎道上彎段與閘門井間距大于5倍管徑可消除彎道對管道內(nèi)部流速分布的影響。綜上所述，自身體型參數(shù)和輸水隧洞都會(huì)影響進(jìn)/出水口水力特性，但目前關(guān)于輸水隧洞對側(cè)式進(jìn)/出水口水力特性影響的相關(guān)研究較少，且尚未涉及連接隧洞段橫斷面類型的影響研究。

因此，本文旨在研究連接隧洞段橫斷面類型對側(cè)式進(jìn)/出水口雙向過流條件下各項(xiàng)水力指標(biāo)的影響，為側(cè)式進(jìn)/出口連接隧洞段設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

1 研究對象

撫寧抽蓄電站側(cè)式進(jìn)/出水口（圖1）由防渦梁段、調(diào)整段及擴(kuò)散段組成，總長63.15 m。防渦梁段長10.15 m，調(diào)整段長15.00 m，孔口寬5.5 m，高9.0 m；擴(kuò)散段長38.00 m，平面水平擴(kuò)散角α=28.36°，立面頂板擴(kuò)張角β=3.01°。側(cè)式進(jìn)/出水口與閘門井之間設(shè)置漸變段1、連接隧洞段、漸變段2。漸變段1長10.0 m，連接隧洞段長33.5 m，并存在i=5.97%的坡度；漸變段2長10.0 m，閘門井長13 m；同時(shí)在閘門井右側(cè)設(shè)置方變圓漸變段3連接輸水隧洞，長度10.0 m；輸水隧洞存在帶坡度的平面轉(zhuǎn)彎段，轉(zhuǎn)彎角度20°，轉(zhuǎn)彎半徑215.0 m，坡度i=6%。

死水位條件下，進(jìn)流流量2×78.9 m3/s，出流流量2×67.1 m3/s。

2 研究方法

2.1 控制方程及湍流模型

抽水蓄能電站側(cè)式進(jìn)/出水口內(nèi)部流動(dòng)為不可壓縮流動(dòng)，控制方程為連續(xù)性方程和N-S方程。由于N-S方程中存在雷諾應(yīng)力項(xiàng)，需要引入湍流模型進(jìn)行封閉，而RSM湍流模型能較好地模擬水流在平面彎道［17-18］及側(cè)式進(jìn)/出水口內(nèi)部的流動(dòng)［19］，因此本文引入RSM模型對N-S方程進(jìn)行封閉，具體方程參見文獻(xiàn)［20］。

2.2 計(jì)算模型建立

模型計(jì)算區(qū)域包含庫區(qū)、進(jìn)/出水口及隧洞。其中壓力邊界根據(jù)水庫死水位按靜水壓強(qiáng)給出；固壁邊界采用無滑移條件；水庫表面采用剛蓋假定；隧洞斷面邊界為速度邊界，依流量按平均流速給出。對計(jì)算區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格總數(shù)約1 000萬，整體網(wǎng)格尺寸0.3 m，局部網(wǎng)格尺寸0.1 m。近壁面設(shè)厚度為0.3 m的邊界層，共15層，其中第一層網(wǎng)格厚度0.005 m，此時(shí)y+值介于30～300之間，可滿足計(jì)算精度要求，計(jì)算區(qū)域及網(wǎng)格如圖2所示。

2.3 數(shù)值模型驗(yàn)證

對上述建立的數(shù)學(xué)模型進(jìn)行計(jì)算，提取側(cè)式進(jìn)/出水口水頭損失、攔污柵斷面流速及孔口流量分配，并與試驗(yàn)結(jié)果比較，對數(shù)值模型進(jìn)行驗(yàn)證。孔口流量分配的計(jì)算方法參考NB/T 10072-2018《抽水蓄能電站設(shè)計(jì)規(guī)范》［21］。表1為側(cè)式進(jìn)/出水口水頭損失系數(shù)，表2為側(cè)式進(jìn)/出水口各孔口流量分配情況，圖3為攔污柵斷面中垂線流速。結(jié)果表明，計(jì)算值與試驗(yàn)值擬合較好，選用RSM湍流模型對N-S方程進(jìn)行封閉能夠用于研究側(cè)式進(jìn)/出水口水力特性。

3 結(jié)果分析

3.1 計(jì)算條件

抽水蓄能電站實(shí)際工程布置中，連接隧洞段橫斷面多采用圓型，但為滿足側(cè)式進(jìn)/出水口內(nèi)部的水流條件，一些工程也采用城門洞型（例如安徽桐城抽水蓄能電站、云浮水源山抽水蓄能電站）和方型（例如江西遂川抽水蓄能電站）。

為專門研究連接隧洞段橫斷面類型對側(cè)式進(jìn)/出水口水力特性的影響，在前述側(cè)式進(jìn)/出水口體型（連接隧洞段橫斷面為圓型）的基礎(chǔ)上，保證隧洞洞線及隧洞的寬高不變，改變進(jìn)/出水口與閘門井之間連接隧洞段橫斷面類型分別為城門洞型和方型，同時(shí)不考慮隧洞坡角和平面轉(zhuǎn)彎的影響（接平直隧洞），分別建立數(shù)學(xué)模型進(jìn)行計(jì)算，分析水頭損失、流速分布及流量分配變化情況，圖4為3種隧洞橫斷面類型圖。

死水位條件下，進(jìn)流流量2×78.9 m3/s，出流流量2×67.1 m3/s。

3.2 出流工況結(jié)果分析

3.2.1 水頭損失系數(shù)

出流工況，連接隧洞段的橫斷面由圓型轉(zhuǎn)變?yōu)榉叫?，隨著橫斷面面積不斷增大，隧洞段及進(jìn)/出水口的水頭損失系數(shù)有所減小，但變化不大。

3.2.2 流速分布

為對比連接隧洞段橫斷面不同類型在出流工況對進(jìn)/出水口內(nèi)部流動(dòng)的影響，提取了進(jìn)/出水口的內(nèi)部流速場，沿著出流方向分別選取了Y=-L*（擴(kuò)散段始端）、Y=-0.79L*（擴(kuò)散段中間斷面Ⅰ）、Y=-0.63L*（擴(kuò)散段中間斷面Ⅱ）、Y=-0.40L*（擴(kuò)散段末端）、Y=-0.16L*（攔污柵斷面）5個(gè)典型截面如圖5所示，其中L*為進(jìn)/出水口總長度，Y=0斷面為側(cè)式進(jìn)/出水口末端斷面，Y的正方向沿出流方向。

圖6（a）給出了進(jìn)/出水口中孔各典型截面的內(nèi)部流速場，細(xì)實(shí)線代表流速為0的等值線?？梢钥闯?，連接隧洞段的橫斷面類型不同，進(jìn)/出水口中孔的流速分布規(guī)律基本相同。在Y=-L*截面，主流位于孔口中部，斷面最大流速約為3.2 m/s，城門洞型和方型隧洞橫斷面流速分布更為均勻；由于擴(kuò)散段水平擴(kuò)散角和頂板擴(kuò)張角的作用，水流流至Y=-0.79L*截面時(shí)流速有所減小，斷面最大流速約為2.8 m/s，連接隧洞段的橫斷面類型由圓型轉(zhuǎn)變?yōu)榉叫?，斷面流速分布越來越均勻。水流流至Y=-0.63L*截面時(shí)，斷面流速繼續(xù)減小，圓型隧洞截面最大流速約2.4 m/s，城門洞型和方型隧洞截面最大流速約2.0 m/s，方型隧洞截面流速分布最為均勻。Y=-0.40L*截面，各斷面主流在橫向上位于中部，在垂向上位于孔口中下部，且城門洞型和方型隧洞橫斷面垂向上主流位置比圓型橫截面略高，各斷面最大流速約1.6 m/s，當(dāng)水流流至Y=-0.16L*截面時(shí)，各斷面主流位置基本保持不變，由于調(diào)整段的作用，各斷面流速分布更加均勻，最大流速約1.2～1.6 m/s，其中方型隧洞橫截面的攔污柵斷面流速分布最為均勻，斷面頂部的低流速區(qū)面積較小。

圖6（b）給出了進(jìn)/出水口邊孔各典型截面的內(nèi)部流速場。可以看出，連接隧洞段的橫斷面類型不同，進(jìn)/出水口邊孔的流速分布規(guī)律也基本相同。Y=-L*截面，斷面流速分布較為均勻，圓型隧洞橫斷面最大流速約為2.4 m/s，城門洞型和方型隧洞橫斷面最大流速約為2.0 m/s；由于擴(kuò)散段水平擴(kuò)散角的作用，水流流至Y=-0.79L*截面時(shí)主流位于斷面邊壁，斷面最大流速約為2.0 m/s，連接隧洞段的橫斷面類型由圓型到方型，斷面流速分布越來越均勻。水流流至Y=-0.63L*截面時(shí)斷面流速分布呈現(xiàn)“左小右大”的特點(diǎn)，最大流速約1.6 m/s，且方型隧洞橫截面的低流速面積較小。在Y=-0.40L*截面，各斷面低流速區(qū)面積繼續(xù)增大，斷面最大流速約1.2 m/s。由于調(diào)整段的作用，當(dāng)水流流至Y=-0.16L*截面時(shí)，各斷面流速分布較為均勻，低流速區(qū)面積較小，斷面最大流速約0.8 m/s，其中方型隧洞橫截面攔污柵斷面流速分布最均勻。

圖7給出了出流工況下攔污柵斷面中垂線流速變化情況?？梢钥吹?，對于不同類型的連接隧洞段橫斷面，中孔中垂線流速分布均呈現(xiàn)“上小下大”的特點(diǎn)，主流位于孔口中下部；但隧洞橫斷面為城門洞型和方型時(shí)，攔污柵斷面主流位置比隧洞橫斷面為圓型時(shí)高，且最大流速與隧洞橫斷面為圓型相比有所減??；邊孔中垂線流速分布流速分布較為均勻，沒有明顯主流。

表3給出了出流工況下進(jìn)/出水口中、邊孔攔污柵斷面流速不均勻系數(shù)數(shù)值模擬值，可以看到，隨著連接隧洞段的橫斷面類型由圓型轉(zhuǎn)變?yōu)榉叫?，橫斷面面積不斷增大，流速不均勻系數(shù)逐漸減小，中孔由1.67減小到了1.48，邊孔由1.42減小到了1.35，流速分布逐漸均勻。

3.2.3 流量分配

表4給出了出流工況下進(jìn)/出水口各孔口流量分配變化情況。可以看到，隨著連接隧洞段的橫斷面類型由圓型轉(zhuǎn)變?yōu)榉叫?，橫斷面面積逐漸增大，進(jìn)/出水口各孔口流量分配逐漸均勻，流量不均勻程度由8.52%～9.04%減小到了6.84～7.12%。

3.3 進(jìn)流工況結(jié)果分析

3.3.1 水頭損失系數(shù)

進(jìn)流工況，對于不同類型的連接隧洞段橫斷面，隧洞段及進(jìn)/出水口的水頭損失系數(shù)基本保持不變。

3.3.2 流速分布

圖8（a）給出了進(jìn)/出水口中孔各典型截面的內(nèi)部流速場?？梢钥闯?，不同類型的連接隧洞段橫斷面進(jìn)流工況下進(jìn)/出水口中孔的流速分布規(guī)律基本相同。Y=-0.16L*截面，主流位于孔口中下部，斷面最大流速約0.9 m/s，孔口頂部存在小范圍的低流速區(qū)。由于調(diào)整段均化水流的作用，在Y=-0.40L*截面，各斷面流速分布逐漸均勻，主流區(qū)面積逐漸增大，斷面頂部的低流速區(qū)面積基本保持不變。隨著水流在擴(kuò)散段內(nèi)部的流動(dòng)，各斷面面積逐漸減小，斷面流速逐漸增大，在Y=-0.63L*截面時(shí)，斷面主流區(qū)面積仍在增大，頂部低流速區(qū)面積消失，斷面流速分布較為均勻。當(dāng)水流流至Y=-0.79L*截面時(shí)，斷面流速分布最為均勻，斷面平均流速約2.6 m/s。在Y=-L*截面時(shí)，斷面平均流速約3.0 m/s。

圖8（b）給出了進(jìn)/出水口邊孔各典型截面的內(nèi)部流速場?？梢钥闯?，不同類型的連接隧洞段橫斷面進(jìn)流工況下進(jìn)/出水口邊孔的流速分布規(guī)律基本相同。Y=-0.16L*截面，主流位于孔口中下部，且主流區(qū)面積大于中孔，斷面最大流速約0.9 m/s，孔口頂部也存在小范圍的低流速區(qū)。由于調(diào)整段的作用，在Y=-0.40L*截面，主流區(qū)面積基本保持不變，但最大流速略有增大，約為1.2 m/s，斷面頂部的低流速區(qū)面積也略有增大。隨著水流在擴(kuò)散段內(nèi)部的流動(dòng)，各斷面面積逐漸減小，斷面流速逐漸增大。在Y=-0.63L*截面時(shí)，斷面主流區(qū)面積逐漸增大，且主流區(qū)面積大于中孔，頂部低流速區(qū)面積消失，斷面流速分布較為均勻。當(dāng)水流流至Y=-0.79L*截面時(shí)，斷面流速分布最為均勻，斷面平均流速約2.8 m/s。在Y=-L*截面時(shí)，斷面主流位置靠近擴(kuò)散段邊壁，斷面最大流速約3.4 m/s。

圖9給出了進(jìn)流工況下進(jìn)/出水口中、邊孔攔污柵斷面中垂線流速變化情況?？梢钥吹?，對于不同類型的連接隧洞段橫斷面，中、邊孔中垂線流速分布規(guī)律基本相同，均呈現(xiàn)“上小下大”的特點(diǎn)，且中孔流速整體小于邊孔，連接隧洞段的橫斷面類型不同，對進(jìn)流工況進(jìn)/出水口攔污柵斷面流速分布影響較小。

表5給出了進(jìn)流工況下進(jìn)/出水口中、邊孔攔污柵斷面流速不均勻系數(shù)數(shù)值模擬值?？梢钥吹剑B接隧洞段的橫斷面由圓型轉(zhuǎn)變?yōu)榉叫蜁r(shí)，橫斷面面積不斷增大，流速不均勻系數(shù)基本保持不變，且均小于1.5，孔口流速分布較為均勻，連接隧洞段的橫斷面類型不同對進(jìn)流工況進(jìn)/出水口攔污柵斷面流速不均勻系數(shù)影響較小。

3.3.3 流量分配

表6給出了進(jìn)流工況下進(jìn)/出水口各孔口流量分配變化情況?？梢钥吹?，隨著連接隧洞段的橫斷面類型由圓型轉(zhuǎn)變?yōu)榉叫停瑱M斷面面積逐漸增大，進(jìn)/出水口各孔口流量分配基本保持不變，流量不均勻程度均小于10%，各孔口流量分配均勻，表明連接隧洞段的橫斷面類型不同對進(jìn)流工況進(jìn)/出水口流量分配影響較小。

4 結(jié) 論

本文開展了連接隧洞段不同橫斷面類型對側(cè)式進(jìn)/出水口水力特性的影響研究，得到以下結(jié)論：

（1） 出流工況下，側(cè)式進(jìn)/出水口連接隧洞段橫斷面類型為方型時(shí)，隧洞段和進(jìn)/出水口水頭損失系數(shù)有所減小，但變化不大；水流在進(jìn)入進(jìn)/出水口前斷面流速分布更均勻，進(jìn)/出水口內(nèi)部水平和垂向擴(kuò)散更加充分，擴(kuò)散段及調(diào)整段頂部的低流速區(qū)面積較小；攔污柵斷面流速分布及各孔口流量分配更為均勻，中邊孔口流速不均勻系數(shù)均小于1.5，流量不均勻程度均小于10%，進(jìn)/出水口可獲得較好的水力特性。

（2） 進(jìn)流工況下，連接隧洞段橫斷面類型對側(cè)式進(jìn)/出水口水力特性影響較小，進(jìn)/出水口水頭損失系數(shù)基本保持不變；調(diào)整段頂部的回流區(qū)面積均較小；攔污柵斷面流速分布及各孔口流量分配規(guī)律相同，各項(xiàng)水力指標(biāo)均滿足設(shè)計(jì)規(guī)范要求。

（3） 推薦側(cè)式進(jìn)/出水口與閘門井之間連接隧洞段的橫斷面采用方型，此時(shí)進(jìn)/出水口可獲得較優(yōu)的水力特性。

參考文獻(xiàn)：

［1］ 國家能源局.抽水蓄能中長期發(fā)展規(guī)劃（2021-2035年） ［R］.北京：中國電力出版社，2021.

［2］ 邱彬如，劉連希.抽水蓄能電站工程技術(shù)［M］.北京：中國電力出版社，2008.

［3］ 紀(jì)昌知，姬艷君，孫洪亮，等.某抽水蓄能電站進(jìn)出水口體型優(yōu)化的數(shù)值模擬［J］.人民長江，2017，48（增2）：189-192.

［4］ 高昂，吳時(shí)強(qiáng).抽水蓄能電站側(cè)式進(jìn)出水口體型及水力特性研究進(jìn)展［J］.南水北調(diào)與水利科技，2018，16（2）：132-139.

［5］ 李明，王勇，張子龍，等.泵站進(jìn)水池內(nèi)部流動(dòng)特性研究［J］.人民長江，2023，54（5）：246-251.

［6］ 孫雙科，柳海濤，李振中，等.抽水蓄能電站側(cè)式進(jìn)/出水口攔污柵斷面的流速分布研究［J］.水利學(xué)報(bào)，2007，38（11）：1329-1335.

［7］ 徐準(zhǔn)，吳時(shí)強(qiáng).抽水蓄能電站側(cè)式進(jìn)/出水口隔墩布置對水力特性的影響［J］.水利水電科技進(jìn)展，2020，40（3）：21-27，67.

［8］ 蘇曼，高學(xué)平.抽水蓄能電站進(jìn)/出水口體型優(yōu)化數(shù)值模擬［J］.南水北調(diào)與水利科技，2011，9（5）：95-98.

［9］ 高學(xué)平，李岳東，田野，等.抽水蓄能電站側(cè)式進(jìn)/出水口流量分配研究［J］.水力發(fā)電學(xué)報(bào)，2016，35（6）：87-94.

［10］王晨茜，張晨，張翰，等.側(cè)式進(jìn)/出水口流動(dòng)分離現(xiàn)象研究［J］.水力發(fā)電學(xué)報(bào)，2017，36（11）：73-81.

［11］YE F，GAO X P.Numerical simulations of the hydraulic characteristics of side inlet/outlets［J］.Journal of Hydrodynamics（Ser.B），2011，23（1）：48-54.

［12］高學(xué)平，葉飛，宋慧芳.側(cè)式進(jìn)／出水口水流運(yùn)動(dòng)三維數(shù)值模擬［J］.天津大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)與工程技術(shù)版），2006，39（5）：518-522.

［13］高學(xué)平，毛長貴，孫博聞，等.輸水隧洞坡角對側(cè)式進(jìn)/出水口水力特性影響研究［J］.南水北調(diào)與水利科技，2019，17（2）：189-195.

［14］張從聯(lián)，朱紅華，鐘偉強(qiáng)，等.抽水蓄能電站進(jìn)出水口水力學(xué)試驗(yàn)研究［J］.水力發(fā)電學(xué)報(bào)，2005（2）：60-63.

［15］孫雙科，柳海濤，李振中，等.抽水蓄能電站側(cè)式進(jìn)/出水口攔污柵斷面的流速分布研究［J］.水利學(xué)報(bào)，2007（11）：1329-1335.

［16］張?zhí)m丁.響水澗抽水蓄能電站引、尾水道上彎段彎道效應(yīng)分析［J］.水利水電科技進(jìn)展，2011，31（1）：45-49.

［17］SEDREZ T A，SHIRAZI S A，RAJKUMAR Y R，et al.Experiments and CFD simulations of erosion of a 90° elbow in liquid-dominated liquid-solid and dispersed-bubble-solid flows［J］.Wear，2019，426-427：570-580.

［18］KHAN，R.Numerical investigation of the influence of sand particle concentration on long radius elbow erosion for liquid-solid flow［J］.International Journal of Engineering Science.2019，32：1485-1490.

［19］高學(xué)平，陳昊，孫博聞，等.側(cè)式進(jìn)/出水口數(shù)值模擬湍流模型比較研究［J］.水利水電技術(shù)，2020，51（11）：109-116.

［20］高學(xué)平，陳思宇，朱洪濤，等.反坡段對側(cè)式進(jìn)/出水口水力特性影響研究［J］.水力發(fā)電學(xué)報(bào)，2021，40（5）：87-98.

［21］國家能源局.抽水蓄能電站設(shè)計(jì)規(guī)范：NB/T 10072-2018［S］.北京：中國水利水電出版社，2019.

（編輯：胡旭東）

Influence of cross-section types of connecting tunnel segment on hydraulic characteristics of lateral inlet/outlet

LIU Shuai

（Yalong River Hydropower Development Company，Chengdu 610051，China）

Abstract：

In the actual engineering layout of pumped storage power stations，there is a certain length of connecting tunnel segment between the lateral inlet/outlet and the gate shaft.At present，there is no selection basis for the cross-sectional type of the connecting tunnel segment in the design process.Therefore，in this paper，the influence of cross-section types （ circular，gate and square ） of connecting tunnel segment on hydraulic characteristics such as head loss，velocity distribution and flow distribution of lateral inlet/outlet was studied by means of numerical simulation.The results showed that under the outflow condition，when the cross-section was square，the internal horizontal diffusion and vertical diffusion were the mo2efed6851608dfa890fdcdaa2bc2549dst sufficient，the hydraulic indexes were better，the head loss coefficient decreased but did not change much，the flow velocity distribution and orifice flow distribution were more uniform，the non-uniformity coefficients of the middle and side orifice flow were less than 1.5，and the non-uniformity degrees of the flow were less than 10%.Under the inflow condition，different cross-section types of the connecting tunnel segment had little influence on the hydraulic characteristics of the lateral inlet/outlet，and all of the hydraulic indexes can meet the specification requirements.The research results can be a basis for the shape design of the connecting tunnel segments.

Key words：

lateral inlet/outlet； connecting tunnel segment； hydraulic characteristic； pumped storage power station