吳 冰，張桂榮，池 誠，孔 洋，李登華，丁 勇

(1.南京理工大學(xué) 理學(xué)院，江蘇 南京 210094；2.南京水利科學(xué)研究院，江蘇 南京 210029；3.河海大學(xué) 水利水電學(xué)院，江蘇 南京 210098)

砂土河道岸坡在水流侵蝕、河水位漲落、季節(jié)性干濕交替及雨季降雨等多因素影響下，沖蝕、滑移、崩岸現(xiàn)象頻發(fā)，其中降雨是岸坡土體侵蝕失穩(wěn)破壞的主要影響因素之一[1]。Augusto 等[2]以某公路路塹風(fēng)沙殘土為研究對象，分析了降雨條件下淺層邊坡滑動破壞的發(fā)生規(guī)律，認(rèn)為雨水入滲導(dǎo)致基質(zhì)吸力減小是邊坡失穩(wěn)的觸發(fā)機(jī)制；李清夢等[3]基于暴雨工況對砂土岸坡的坡度及細(xì)粒土含量進(jìn)行試驗，指出細(xì)粒土含量是滑坡啟動的主要因素，滑坡發(fā)生的主要位置為細(xì)粒土含量較高的松散堆積處。但上述研究對降雨條件下厚層砂土變形破壞機(jī)制缺少深入探討，未對降雨雨強(qiáng)、岸坡坡比等因素進(jìn)行綜合考量，多數(shù)試驗受限于模型槽規(guī)模，邊界效應(yīng)明顯[4-6]。根據(jù)太湖湖西地區(qū)新孟河岸坡的實地勘測，本試驗選取典型厚砂土層地段進(jìn)行足尺模擬試驗，研究不同降雨強(qiáng)度和岸坡坡比下的砂土岸坡變形破壞過程。

1 砂土型河道岸坡物理模擬

砂土岸坡變形破壞過程大型物理模型試驗平臺主要由模型箱、智能人工降雨模擬系統(tǒng)、大型平臺起降控制系統(tǒng)及圖像采集系統(tǒng)構(gòu)成（圖1）。

圖1 砂土岸坡大型物理模型試驗平臺Fig.1 Large-scale physical model test platform for sand bank slope

本次試驗共設(shè)計3 種降雨工況，雨強(qiáng)分別為50、100 和150 mm/h，降雨過程中岸坡一旦發(fā)生整體性滑坡即停止降雨。通過平臺起降控制系統(tǒng)調(diào)節(jié)坡比，坡比設(shè)定為1∶1.0、1∶1.5、1∶2.5。工況1～3 為同一坡比下改變雨強(qiáng)（坡比為1∶2.5、雨強(qiáng)依次為50，100，150 mm/h），工況3～5 為同一雨強(qiáng)下改變坡比（雨強(qiáng)為150 mm/h，坡比依次為1∶2.5、1∶1.5、1∶1.0），構(gòu)成兩組對照試驗。

本次試驗監(jiān)測系統(tǒng)主要由高精度傳感器及高清攝像機(jī)組成，傳感器均勻布置在砂土層內(nèi)，布設(shè)位置見圖2。以工況2 為例，設(shè)置3 條測線，在每條測線的縱斷面離地1.0、0.5 m 高度處埋設(shè)1 組TDR 水分計、孔隙水壓力及引線式溫度傳感器，同一埋設(shè)點埋入同類型傳感器2 只，埋設(shè)深度為距坡體表面20、40 cm，在黏土層與砂土層交界處埋設(shè)2 只傳感器，將水分計傳感器編號為TDR-S 1～12（簡稱S-1～12）、TDR-C 1～2（黏土層與砂土層交界處，簡稱C-1～2），孔隙水壓傳感器編號為P-1～8，溫度傳感器編號為T-1～8。在土體表面間距60 cm 埋設(shè)8 行紅色小球作為SCDP-表面變形觀測點，球體內(nèi)部填充與周圍土體同樣密度的砂并于根部釘入圖釘，編號為SCDP-1～8。試驗借助攝像機(jī)記錄SCDP-表面變形觀測點，以反映坡面沖刷侵蝕的演變過程。

圖2 傳感器與表面變形觀測點埋設(shè)位置Fig.2 Buried positions of sensors and surface deformation observation points

2 試驗過程

2.1 非飽和砂土抗剪強(qiáng)度試驗

試驗土樣取自試驗?zāi)Ｐ筒蹆?nèi)砂土，預(yù)先制備好不同含水率的重塑土樣，試驗裝樣密度為1 .53 g/cm3。試驗中考慮含水率變化對抗剪強(qiáng)度的影響，設(shè)置7 種含水率（5%、10%、13%、15%、17%、20%、25%），試驗結(jié)果如圖3 所示。

圖3 砂土抗剪強(qiáng)度與含水率關(guān)系Fig.3 Relationship between shear strength and moisture content of sandy soil

由圖3 可見，在不同含水率下，非飽和砂土的黏聚力變化表現(xiàn)出明顯的階段性，其中a-b、b-c段黏聚力出現(xiàn)不同程度的增大，c-d、e-f段黏聚力隨含水率增加迅速減小，d-f段黏聚力減小速率較低。從圖3 可知，黏聚力總體上呈現(xiàn)為隨含水率的增加而先增后減的趨勢，并且具有明顯的峰值，這是由非飽和砂土的似黏聚力特性所致[7-8]。砂土的內(nèi)摩擦角隨著含水率的增加而逐漸減小，近似為線性關(guān)系。本結(jié)論成立僅限在試驗含水率區(qū)間內(nèi)。

2.2 施加降雨過程

為保證試驗結(jié)果的合理性，采用分層夯實法填筑岸坡。根據(jù)新孟河岸坡的新開河坡比，試驗中岸坡初始坡比為1∶2.5，砂土層厚50 cm，試驗初始階段晾曬足量的砂備用，初始含水率控制在10%左右。物理模型試驗土坡由黏土層與砂土層構(gòu)成，其中黏土層高1 m，坡比1∶2.5，為厚層砂土物理模型的基層。為對比不同坡比在極限雨強(qiáng)（150 mm/h）下的破壞規(guī)律，通過平臺起降控制系統(tǒng)及人工修筑相結(jié)合的方式，對岸坡坡比進(jìn)行調(diào)整，以滿足工況4 和 5 的試驗要求。為滿足試驗降雨要求，人工模擬降雨系統(tǒng)采用5 種噴頭，噴頭直徑分別為1.0、1.5、2.5、3.2、5.0 mm，通過對5 種噴頭的組合實現(xiàn)試驗所需的雨強(qiáng)。

2.3 降雨沖刷作用下岸坡狀態(tài)變化

試驗過程中，結(jié)合表面變形觀測點，用高清攝像機(jī)對每個工況不同時間段的坡面沖刷侵蝕的演變過程進(jìn)行實時動態(tài)觀測。

初始坡比（1∶2.5）岸坡在不同降雨強(qiáng)度作用下的岸坡失穩(wěn)破壞過程見圖4。在自然坡比（1∶2.5）情況下，工況1 與工況2 的岸坡失穩(wěn)破壞過程基本類似，而工況3 在強(qiáng)降雨作用下破壞形態(tài)在空間和時間維度出現(xiàn)變化。工況1 與工況2 在降雨初期時均無明顯變化，持續(xù)降雨導(dǎo)致坡體表面形成暫時的飽和區(qū)，水分無法垂直入滲土體，同時攜帶少量泥沙堆積在坡腳處。積水在坡腳處匯集，局部土體開始軟化，表層土顆粒在水流沖刷侵蝕下被運移至別處（圖4(a2)、4(b2)），此時坡腳處的坍塌表現(xiàn)為土體不斷被水力、重力剝離，土體自表層開始分層塌落，從而形成明顯的塌落線（圖4(a3)、4(b3)）。由于坡腳塌落形成懸空區(qū)，而土體抗剪強(qiáng)度隨降雨時間不斷減弱，導(dǎo)致塌落線不斷向坡體后緣推移，同時不斷向坡體兩側(cè)擴(kuò)展，最終形成完整破壞斷面[9]。工況2 在試驗進(jìn)行500 min 時出現(xiàn)坡頂土體塌落，岸坡完全破壞，而工況1 由于降雨強(qiáng)度較低，塌落的土體在坡腳處堆積導(dǎo)致應(yīng)力重分布，最終未出現(xiàn)整體貫穿性失穩(wěn)破壞。工況3 在持續(xù)性強(qiáng)降雨作用下，前期破壞過程與工況1、2 類似，但歷時較短，在試驗60～70 min 時，土體抗剪強(qiáng)度隨著含水率的升高大幅減弱，在暴雨對懸空區(qū)下切沖蝕及土體自身重力侵蝕的雙重作用下，短時間內(nèi)出現(xiàn)大面積土體的整體塌落（圖4(c4)、4(c5)），并迅速發(fā)展至坡頂，直至岸坡完全破壞（圖4(c6)）。

圖4 砂土岸坡失穩(wěn)破壞過程Fig.4 Instability and failure process of sand bank slope

在暴雨工況（150 mm/h）下改變岸坡坡比，岸坡失穩(wěn)破壞過程如圖5 所示。工況4 岸坡失穩(wěn)破壞過程整體與工況3 相似，在60～70 min 時出現(xiàn)大面積土體整體塌落。但工況4 由于坡比增大，在懸空區(qū)邊緣出現(xiàn)多條斜向裂縫，進(jìn)一步加速了岸坡失穩(wěn)破壞，完全破壞時間較工況3 提前30 min。

圖5 砂土岸坡失穩(wěn)破壞過程Fig.5 Instability and failure process of sand bank slope

工況5 為本次試驗的極限坡比，降雨初期表層土體在雨滴擊打下處于松散堆積狀態(tài)。水流的溯源不斷侵蝕分散的土顆粒，坡面最不利位置處出現(xiàn)明顯溝槽（圖5(b2)）。降雨在溝槽處匯集形成集中水流對溝槽兩側(cè)進(jìn)行淘蝕，導(dǎo)致溝槽橫向擴(kuò)展并迅速貫穿坡面，最終在坡頂和坡腳處形成三角匯聚區(qū)（圖5(b3)）[10]。同時，積水導(dǎo)致坡腳處土體軟化，土顆粒在水流作用下被沖蝕帶走進(jìn)而形成懸空區(qū)，后緣將處于拉應(yīng)力狀態(tài)，該階段拉應(yīng)力隨懸空區(qū)的增大不斷增加，張拉裂縫不斷出現(xiàn)（圖5(b4)、5(b5)），為雨水的進(jìn)一步入滲提供了便捷通道，坡面的坍塌也會進(jìn)一步向上擴(kuò)展，坍塌向上擴(kuò)展導(dǎo)致更多的土體失去支撐，在強(qiáng)降雨沖刷侵蝕的作用下發(fā)生失穩(wěn)，直至岸坡完全破壞（圖5(b6)）。

3 試驗結(jié)果分析

在降雨過程中，利用監(jiān)測系統(tǒng)實時記錄岸坡失穩(wěn)破壞過程中土體體積含水率、孔隙水壓力、溫度的變化，鑒于工況1 與工況2 的破壞形態(tài)及土體參數(shù)響應(yīng)基本相似，下文僅對工況2～5 進(jìn)行對比分析。

3.1 體積含水率

體積含水率可以反映岸坡土體滲流場及浸潤線的變化[11]。本次試驗選取3 個不同剖面的典型位置追蹤土體體積含水率的變化，其中黏土層與砂土層交界處的水分計（C-1、C-2）初始含水率由于模型槽排水原因穩(wěn)定在52%左右。試驗結(jié)果顯示，坡面水分計在試驗結(jié)束后基本維持在45%（砂土層飽和含水率）。同時對比非飽和砂土抗剪強(qiáng)度試驗結(jié)果，土體抗剪強(qiáng)度降低發(fā)生在土體含水率達(dá)到15%后。當(dāng)含水率超過20%時，土體抗剪強(qiáng)度迅速降低，與各工況下土體軟化、局部塌落的啟動時間基本一致。降雨過程中岸坡不同部位體積含水率的具體變化情況如圖6 所示。

圖6 砂土岸坡體積含水率Fig.6 Volume content of soil data for sand bank slope

從圖6 可見，工況2 在降雨初期坡面土的含水率增加較快，降雨15 min 內(nèi)，坡面土體含水率趨于平緩，均低于10%；隨著深度增加，如S-9（位置：坡腳，埋深：20 cm）在降雨15 min 后含水率陡增，說明浸潤鋒在15 min 左右到達(dá)該位置，與此同時該部位土體孔隙水壓力陡增，與含水率變化保持同步，這說明此時水體進(jìn)入土體內(nèi)部，滲流以垂直入滲為主。在降雨30 min 時，坡腳處土體含水率超過25%，此時土體黏聚力已迅速降低至10 kPa 以下，摩擦角減小約7°，抗剪強(qiáng)度迅速降低，導(dǎo)致岸坡坡腳土體出現(xiàn)局部軟化、塌落，與試驗現(xiàn)象一致。工況3 中，降雨15 min 內(nèi)坡腳處的含水率迅速上升至25%，與孔壓變化相比雨水無法垂直入滲土體而形成坡面徑流，并匯聚在坡腳處。短時間內(nèi)的高強(qiáng)度降雨導(dǎo)致坡面形成暫態(tài)飽和區(qū)，使得坡頂處含水率響應(yīng)滯后。黏土層與砂土層交界處的水分計（C-1、C-2）試驗中期含水率陡增，說明此時雨水已入滲至黏土層，砂土層土體含水率趨于穩(wěn)定。工況3、4、5 中含水率迅速上升均出現(xiàn)在岸坡中軸線靠近坡腳處（S-9、S-10），與試驗現(xiàn)象相符。工況4 中，坡腳處砂土含水率在15～50 min 內(nèi)迅速上升并達(dá)到飽和，與坡腳處土體塌落時間接近（圖6(c)）。坡體中部、頂部土體達(dá)到飽和后，土體內(nèi)部孔壓力也逐步達(dá)到峰值，但坡體沒有立即塌落，說明此時土體塌落的主導(dǎo)因素為重力侵蝕。工況5 中，溝槽貫穿坡面位置不在水分計埋設(shè)剖面內(nèi)，前期含水率變化不明顯。由于后期張拉裂縫的出現(xiàn)，導(dǎo)致體積含水率變化呈現(xiàn)出“同一斷面不同位置體積含水率增長不同步，同一位置不同深度體積含水率增長同步”的趨勢。這說明在強(qiáng)降雨大坡比情況下坡面裂縫為雨水入滲提供了優(yōu)勢通道，加速了岸坡的侵蝕破壞。

3.2 孔隙水壓力

降雨過程中岸坡不同部位孔隙水壓力的具體變化見圖7（以工況2 為例）。根據(jù)試驗數(shù)據(jù)，孔隙水壓力總體隨時間遞增。各測點孔隙水壓力增長初期存在陡升階段，這說明土體在入滲過程中迅速由非飽和達(dá)到飽和狀態(tài)，并且伴隨著暫態(tài)飽和區(qū)擴(kuò)大，水分入滲至深層土體。降雨中后期，孔隙水壓力增長速度逐漸減小，最后趨于穩(wěn)定。

圖7 砂土岸坡孔隙水壓力Fig.7 Pore water pressure data of sand bank slope

圖7 顯示，部分點位因降雨沖刷孔壓計位置移動而出現(xiàn)測量值異常。工況2 中，岸坡土體孔隙水壓力響應(yīng)與體積含水率響應(yīng)基本同步。具體表現(xiàn)為前期坡腳處土體浸水軟化，雨水入滲至土體內(nèi)部導(dǎo)致坡腳處孔隙水壓力（P-1、2、5、6）迅速上升，土體內(nèi)部有效應(yīng)力迅速減小，從而發(fā)生塌落。

圖8 給出了4 組不同工況下土體含水率、孔隙水壓力隨降雨時間變化的曲線。可以看出，工況2 中，坡腳處土體的含水率與孔隙水壓變化基本保持同步，55 min 時土體含水率達(dá)到峰值45%的同時，孔隙水壓力也達(dá)到峰值2.5 kPa（圖8(a)），這說明此時水分已滲入深層土體。工況3 中，降雨對土體作用以水力沖蝕和重力侵蝕為主，土顆粒被雨水迅速裹挾沖走，導(dǎo)致坡腳處土體孔隙水壓力響應(yīng)較體積含水率存在一定的滯后性。50 min 后含水率穩(wěn)定在39%（圖8(b)），此時孔隙水壓力開始逐漸增大，這說明初期雨水的入滲并非單一的垂直入滲，伴隨著水平方向的擴(kuò)展，試驗初期浸潤線基本平行于坡面。淺層土體達(dá)到飽和后，隨著暫態(tài)飽和區(qū)的擴(kuò)大，雨水的浸潤范圍不斷向坡體內(nèi)縱向范圍擴(kuò)展，入滲存在一定的隨機(jī)性。工況4 中，岸坡坡比增大，坡腳處土體孔隙水壓力響應(yīng)較體積含水率的滯后性隨之增大，這說明隨著坡比的增大，初期雨水入滲以表層土體為主，進(jìn)而形成暫態(tài)飽和區(qū)，導(dǎo)致測點處孔壓力響應(yīng)較晚。工況5 中，坡面左側(cè)溝槽貫穿，土體出現(xiàn)整體性塌落，導(dǎo)致坡面左側(cè)傳感器（圖8(d)）表現(xiàn)為含水率與孔隙水壓力同步增大。對比坡面不同位置處的孔隙水壓力變化，孔隙水壓力的變化速率在坡腳處最大，并自坡腳到坡頂逐漸減小，這也說明從坡腳到坡頂?shù)那治g破壞是水力沖蝕和重力侵蝕共同作用的結(jié)果。

圖8 孔隙水壓力與含水率變化Fig.8 Variation of pore water pressure and water content

綜合工況2～5 各測點體積含水率、孔隙水壓力的響應(yīng)變化，除工況2 中兩者的響應(yīng)基本同步，工況3～5 變化起點存在明顯差異，孔隙水壓力響應(yīng)較體積含水率存在一定的滯后性。這說明在連續(xù)降雨條件下，雨水在入滲過程中可能發(fā)生了優(yōu)先流，傳感器埋設(shè)位置的差異是造成響應(yīng)滯后的原因之一。降雨初期雨水快速入滲淺層土體形成暫態(tài)飽和帶，雨水無法快速垂直入滲，土體在暫態(tài)飽和區(qū)和非飽和區(qū)之間出現(xiàn)飽和傳導(dǎo)帶，延緩了測點處孔隙水壓力的響應(yīng)速度。

3.3 溫度變化過程分析

測點環(huán)境溫度可以反映坡體不同砂土層的水分滲流過程[12]。試驗結(jié)果表明埋設(shè)引線式溫度傳感器的各點位處，環(huán)境溫度變化存在明顯差異性，說明不同砂土層深度水分運移是各異的。降雨過程中岸坡坡面測點環(huán)境溫度變化曲線如圖9 所示，以工況3 為例，試驗設(shè)計T-6、T-7 與T-8 代表坡腳監(jiān)測斷面處不同埋深的環(huán)境溫度變化。由于坡腳積水效應(yīng)，T-6 溫度計在降雨歷時20 min 時溫度開始降低，含水率（S-6）在同一時間對應(yīng)升高，這表明水分在20 min 左右已運移至該點位；水分運移至T-7 點位的時間遲于T-6 點位，約為52 min；水分運移至T-8 點位的時間與水分運移至T-7 點位的時間較為接近。

圖9 砂土岸坡測點環(huán)境溫度Fig.9 Ambient temperature data of sand bank slope measuring points

圖10 給出了4 組不同工況下土體含水率、測點環(huán)境溫度隨降雨時間變化的曲線，可以看出測點環(huán)境溫度變化與土體含水率變化整體呈負(fù)相關(guān)。隨著水分滲流至不同土層，土體溫度平均降低1～2 ℃，降雨歷時越長，溫度降低幅度越大。土體溫度變化響應(yīng)是通過水分滲流導(dǎo)致測點環(huán)境溫度降低所得，而水分流經(jīng)土體導(dǎo)致溫度降低并非瞬時變化，此過程較之含水率變化應(yīng)有明顯滯后。工況2 和3 中土體含水率的增大與測點環(huán)境溫度的降低基本保持同步。工況4 和5 中兩者的變化存在滯后性，即土體含水率達(dá)到峰值40%左右時，測點環(huán)境溫度開始逐漸降低?？芍卤茸兓瘜?dǎo)致土體水分運移的隨機(jī)性，即坡體坡比和測點環(huán)境溫度變化與土體含水率變化的滯后性呈正相關(guān)，而雨強(qiáng)變化對此影響較小。

圖10 溫度與含水率變化Fig.10 Variation of temperature and water content

4 降雨誘發(fā)砂土型河道岸坡變形破壞機(jī)制

4.1 不同雨強(qiáng)下岸坡變形破壞機(jī)制

在工況1～3 中，不同降雨強(qiáng)度對岸坡的沖刷侵蝕從宏觀和細(xì)觀兩方面均有明顯變化。宏觀上，隨著降雨強(qiáng)度的增大，雨水對土顆粒的沖刷侵蝕及土體內(nèi)部的滲透速度明顯加快，岸坡塌岸的速度和幅度迅速增大。細(xì)觀上，在特大雨強(qiáng)（150 mm/h）作用下，土體孔隙水壓力響應(yīng)明顯滯后于體積含水率，臨空區(qū)土體含水率快速達(dá)到飽和狀態(tài)，在重力作用下發(fā)生大面積塌落。根據(jù)試驗現(xiàn)象及數(shù)據(jù)，岸坡坡度較平緩時，變雨強(qiáng)作用下岸坡變形破壞機(jī)制為坡腳軟化-拉裂-滑移型破壞，具體破壞機(jī)制為：徑流面蝕→坡腳積水軟化坍塌→雨水入滲→重度增大、強(qiáng)度降低→局部坍塌→岸坡完全破壞，如圖11 所示。

圖11 不同雨強(qiáng)下砂土岸坡變形破壞機(jī)制Fig.11 Deformation and failure mechanism of sand bank slope under different rainfall intensities

4.2 不同坡比下岸坡變形破壞機(jī)制

工況4 中岸坡表面在試驗中后期出現(xiàn)少數(shù)橫向裂縫。工況5 中岸坡在試驗前期出現(xiàn)切溝侵蝕并迅速貫穿岸坡，后續(xù)橫向張拉裂縫加快了土體塌落；破壞方式與前4 種工況明顯不同，岸坡受降雨沖刷作用首先出現(xiàn)了貫穿坡面的溝槽，坡面出現(xiàn)較多明顯的張拉裂縫。觀察工況1 與工況5 的岸坡破壞形態(tài)，可以發(fā)現(xiàn)在50 mm/h 雨強(qiáng)下，當(dāng)坡體坡比為1∶2.5 時，岸坡發(fā)生崩塌所需時間較長，坡體發(fā)生整體性破壞概率較低，這表明在本次試驗坡比區(qū)間內(nèi)，砂土岸坡塌岸速度和土體塌落幅度與岸坡坡比呈正相關(guān)關(guān)系[13-14]。根據(jù)試驗現(xiàn)象及數(shù)據(jù)，暴雨工況下，極限坡比岸坡變形破壞機(jī)制為坡面沖溝-拉裂-剪斷型破壞，具體破壞機(jī)制為：濺蝕→細(xì)溝侵蝕→切溝淘蝕→底部軟化坍塌→張拉裂縫不斷產(chǎn)生，坍塌向上擴(kuò)展→岸坡完全破壞，如圖12 所示。

圖12 不同坡比下砂土岸坡變形破壞機(jī)制Fig.12 Deformation and failure mechanism of sand bank slope under different slope ratios

5 結(jié)語

本文對厚層砂土型河道岸坡的變形破壞過程及其影響因素進(jìn)行研究，通過開展室內(nèi)物理模擬試驗，對岸坡變形破壞全過程與土體各參數(shù)變化進(jìn)行監(jiān)測，得出以下結(jié)論：

（1）非飽和砂土黏聚力隨含水率增大，呈現(xiàn)出先增后減的趨勢，并具有明顯的峰值和階段性，內(nèi)摩擦角呈現(xiàn)隨含水率增大而減小的趨勢。

（2）砂土岸坡在不同降雨強(qiáng)度及坡比情況下的變形破壞機(jī)制存在差異，雨強(qiáng)與坡比的不同組合下主要存在兩種岸坡失穩(wěn)破壞模式，即坡腳軟化-拉裂-滑移型破壞與坡面沖溝-拉裂-剪斷型破壞。

（3）短歷時降雨會在坡體表面形成暫態(tài)飽和區(qū)，阻止雨水的入滲；岸坡侵蝕破壞是在雨水沖刷、滲透及重力侵蝕的耦合作用下發(fā)生的。

（4）降雨沖刷過程中，不同砂土層深度水分運移各異，雨水入滲并非單一的垂直入滲，入滲存在一定的隨機(jī)性。