碳钢由于其良好的机械强度和低廉的成本被广泛应用于船舶与海洋结构物的建造。在富含侵蚀性离子的海水环境中，海洋工程常用碳钢材料表面难以形成钝化膜，导致其长期处于活性溶解状态^[1~5]。当海水中混入石英砂、碳酸钙、海泥等难溶性固体颗粒时，含沙海水与钢质海洋结构物的相对运动会导致冲刷腐蚀的发生，加速海洋装备的损伤与失效^[6]。冲刷腐蚀是机械磨损和电化学腐蚀交互作用下的耦合损伤，其造成的金属材料损失一般要高于纯腐蚀和纯磨损单独作用所造成的金属损失之和^[7~9]。沙砾磨损与海水腐蚀的协同作用会造成钢制海洋结构的快速失效，严重威胁海洋装备在全寿命期内的安全运行。

冲刷腐蚀的发展过程较为复杂，影响因素众多^[10~15]。其中沙砾的相关参数(浓度、粒径、冲击角度等)对冲刷腐蚀的影响被广泛关注。Stack等^[16]采用旋转圆盘电极研究了NaOH溶液中沙砾粒径对含铬钢冲刷腐蚀的影响，发现含沙量一定时，沙砾粒径在50~100 μm范围内冲刷腐蚀速率与沙砾粒径呈正相关，但当沙砾粒径进一步增大时，2者的相关性降低。Zheng等^[17]研究了含有海泥盐溶液中碳钢的冲刷腐蚀行为，发现随着溶液中海泥含量的升高，金属冲刷腐蚀损伤将逐渐降低，该研究表明较小粒径的颗粒(6.6 μm)会在电极表面发生吸附，对冲刷腐蚀起到抑制作用。Luo等^[18]研究了带涂层合金钢在含不同粒径沙砾盐溶液中的冲刷腐蚀行为，实验结果表明在一定范围内，冲刷腐蚀损伤速率会随沙砾粒径的增大呈指数形式上升，但当沙砾直径达到临界尺寸后，沙砾粒径的进一步增大将不会对冲刷腐蚀速率有显著影响。姜志超等^[19]通过实验发现，对于X80管线钢的冲刷腐蚀也存在临界沙砾粒径，当沙砾尺寸达到临界粒径后，X80管线钢的冲刷腐蚀速率将不再随沙砾粒径的增大而增加。

由此可见，沙砾的尺寸直接影响到碳钢材料在含沙盐溶液中的冲刷腐蚀行为，相同流速和含沙量下，不同的沙砾粒径可能导致机械磨损和电化学腐蚀表现出完全不同的协同作用机制。此外，不同粒径沙砾冲击下碳钢表面的局部冲刷腐蚀行为也会有所不同，导致钢材的冲刷腐蚀发展过程存在较大差异^[6]。目前，大多数研究主要围绕宏观上沙砾对冲刷腐蚀的影响展开，并且为了突出沙砾的冲击作用，一般都选择在较高流速下(高于5 m/s)进行研究^[20]。而在实际海洋工况下，海水与固定式海洋结构物之间的相对运动速率通常较低(1~4 m/s)^[21]，单纯的沙砾冲刷不会对碳钢材料造成明显损伤。但研究^[22,23]发现，腐蚀作用会大幅降低磨损发生的阈值，在流速为1.8 m/s的含沙盐溶液中，430~800 μm沙砾粒径所造成的碳钢磨损将会达到材料总损伤的40%以上，表明低流速盐溶液中由沙砾冲击所导致的材料损伤不可忽视。因此，理解不同粒径沙砾冲击下海洋工程用钢的冲刷腐蚀行为对海洋结构物在含沙海水中的安全评估和损伤控制具有重要科学意义。本工作通过电化学测量和微观形貌表征研究了EH36海洋工程用碳钢材料在含不同粒径石英砂颗粒盐溶液中的冲刷腐蚀行为，结合计算流体力学(CFD)仿真，获得了沙砾冲击能量对碳钢局部损伤的影响。讨论了不同工况下冲刷与腐蚀的相互促进机制，以及不同粒径沙砾磨损与碳钢表面局部阳极溶解间的协同作用机理。

本工作通过图1a中的圆柱形搅拌电解池来模拟冲刷腐蚀环境，电解池直径为100 mm，高度为200 mm，电解池放置于水浴恒温系统中。搅拌器位于电解池底部上方10 mm处，其直径为70 mm，实验中搅拌器处于600 r/min的固定转速(浆叶切向速率为2 m/s)，用于模拟较低流速的工作环境。对实际海洋工程用EH36钢板进行切割，制成实验中所用的长方体碳钢工作电极(WE)，其尺寸为7 mm × 7 mm × 3 mm。EH36钢的主要化学成分(质量分数，%)为：C 0.06，Si 0.22，Mn 1.48，P 0.009，S 0.002，Nb 0.03，Al 0.04，Cu 0.03，Cr 0.14，Fe余量。从图1b中可以看出，EH36钢主要组织为铁素体和珠光体。通过导电铜胶带将导线固定于WE背面，然后利用环氧树脂对电极进行密封，仅保留7 mm × 7 mm的工作面积用于冲刷腐蚀实验。实验前，依次采用240、400、600、800和1000号砂纸对WE进行打磨，打磨后利用丙酮进一步去除电极表面污渍。在完成WE的准备工作后，首先通过AUW 320精密天平确定其初始重量，然后将其固定在电解池的侧壁，通过热熔胶密封工作电极与池壁之间的缝隙，并保证电极工作面与筒壁平齐，电极中心与搅拌器中心等高。实验中采用钛网作为对电极(CE)并固定在工作电极正对的池壁内部。参比电极(RE)选用饱和甘汞电极(SCE)，并通过插入池内的鲁金毛细管减小溶液电阻的影响。实验中通过CS 350电化学工作站将WE、CE和RE进行连接，构成三电极系统用于电化学阻抗谱(EIS)测量。EIS测量采用振幅为10 mV (相对开路电位)的正弦波激励信号，测量频率范围为10⁵~10^-2 Hz，测量完成后通过ZView软件对阻抗谱进行拟合分析，从而获得EH36钢在实验周期内的腐蚀速率变化。

采用质量分数为3.5%的NaCl溶液用于模拟高氯离子含量的海洋环境，实验过程中溶液直接暴露在空气中以确保充足的溶解氧含量，溶液温度通过水浴恒温控制在(28 ± 2)℃以模拟南海的水温环境。采用图2中经过筛选后的3种粒径(平均粒径为100、430和850 μm)的石英砂颗粒(分析纯)用于冲刷腐蚀实验，实验中所采用沙砾在溶液中的质量分数均为10%。

为了获得600 r/min转速下不同粒径沙砾在工作电极表面的运动轨迹和冲击速率，首先采用ANSYS FLUENT 19.0对搅拌电解池中的含沙流场进行CFD仿真计算。通过前处理软件ICEM对实验装置进行等比例建模，并采用多重参考系法将整个流体区域划分为动态区域和静态区域2个部分，如图3a所示。为了保证计算结果的准确，采用非结构四面体网格对电解池进行划分，同时在壁面处对网格进行细化处理，如图3b所示。经过网格敏感性分析，最终选定的网格模型单元总数量为496041。网格划分完毕后对网格数量进行检验，显示网格质量在0.4以上，整体满足计算要求。选择RNG k-ε (RNG—renormalization group)湍流模型和Euler双流体模型用于含沙溶液的流场计算^[24~26]。计算中所采用的溶液密度和黏度分别为1.025 × 10³ kg/m³和1.003 ×10^-3 kg/(m·s)，沙砾密度为2.65 × 10³ kg/m³，沙砾的质量分数为10%。

为了获得低流速工况下，不同粒径沙砾冲击下EH36钢的冲刷腐蚀行为，以及沙砾冲击对腐蚀的影响机制，通过实验分别研究了EH36碳钢材料在不含沙盐溶液和含有3种不同沙砾盐溶液中的纯腐蚀和冲刷腐蚀行为。4组实验的周期均为24 h，实验过程中通过EIS测量EH36钢在4种工况下的腐蚀速率变化，测量间隔为1 h。为进一步获得电化学腐蚀对沙砾磨损的作用机制，通过对工作电极施加-850 mV (vs SCE)阴极保护去除腐蚀分量以研究EH36钢在含有3种不同粒径沙砾盐溶液中的纯磨损行为，3组纯磨损实验的周期同样为24 h。实验结束后，首先使用EOS数码相机对碳钢电极进行拍照，然后利用ASTM G1-03酸洗剂对试片表面进行除锈和清理。在表面清洗后，采用OLS 5000激光共聚焦显微镜和EM-20AX Plus扫描电子显微镜(SEM)对电极表面的局部损伤进行观测。对于冲刷腐蚀和纯磨损实验中所采用的电极，通过失重测量获得其金属总损伤速率。为了保证实验数据的可靠性，每组纯腐蚀、冲刷腐蚀和纯磨损实验均重复3次。

通过CFD仿真计算得到的不同粒径沙砾在搅拌电解池中的速度和轨迹分布如图4所示。可以看出，在溶液中分别加入相同质量分数的不同粒径沙砾后，沙砾在溶液内的速度分布存在明显差别。如图4a所示，100 μm粒径沙砾在电解池内的速率分布较为均匀。随着沙砾粒径的增大，如图4b和c所示，电解池底部沙砾的运动速率要远高于顶部沙砾。通过局部区域的沙砾迹线和速率分布图可以进一步看出，在3种不同工况下，沙砾在电极表面的运动轨迹均主要沿着较低的掠射角对电极表面进行冲击，100 μm粒径沙砾冲击电极表面的平均速率为0.9 m/s，430 μm粒径沙砾的平均冲击速率为0.7 m/s，850 μm粒径沙砾的平均冲击速率为0.6 m/s。不同粒径沙砾对电极表面的平均冲击能量E_k可通过下式进行估算(假定沙砾为球形)：

式中，ρ_s为沙砾的密度，v为沙砾的速率，ϕ为沙砾的直径。通过计算可以得出，100 μm粒径沙砾的冲击能量为5.61 × 10^-4 μJ，430 μm粒径沙砾的冲击能量为2.70 × 10^-2 μJ，850 μm粒径沙砾的冲击能量为0.15 μJ。随着沙砾粒径从100 μm增大到430 μm，沙砾的冲击能量提高了48倍，但当沙砾粒径进一步从430 μm增大至850 μm，沙砾的冲击能量仅提升了5.6倍。沙砾粒径的增大会使单个沙砾的质量增加，从而加剧冲击能量。但在低流速条件下，沙砾粒径的增大会导致沙砾在冲击电极表面时的速率降低，因此沙砾粒径从430 μm进一步升高至850 μm时并没有导致冲击能量的显著升高。

图5给出了24 h实验周期内不同时间段的EIS结果。通过Nyquist图可以看出，EH36钢在不含沙和含沙盐溶液中均表现为单一的容抗弧，表明4种情况下的腐蚀反应均由电荷转移过程控制。从图5a中可以看出，在不含沙的流动盐溶液中，EH36钢的容抗弧直径在实验前10 h内逐渐增大，在10~24 h区间内，容抗弧直径变化较小，表明电化学反应在后期逐渐趋于稳定。通过图5a中的Bode图可以看出，高频区相位角随浸泡时间的延长逐渐降低，意味着腐蚀产物在电极表面累积^[27]。如图5b所示，在含100 μm粒径沙砾盐溶液中，容抗弧直径呈现出先减小后增大的趋势，表明100 μm粒径沙砾的冲击在初期会加剧腐蚀，但随着腐蚀产物在电极表面的累积，后期腐蚀速率将不断降低。如图5c和d所示，在含430和850 μm粒径沙砾盐溶液中，EH36钢的容抗弧直径在前10 h内会快速减小，表明较大粒径沙砾的冲击在初期会极大促进腐蚀反应，在10~24 h实验区间内，容抗弧直径仍有小幅下降。从图5c和d中的Bode图可以看出，相位角-频率曲线随时间变化不大，表明在较大粒径沙砾冲击下，腐蚀产物难以在碳钢表面积累。

通过图5a中的电路(R_sol为溶液电阻，R_t为电荷转移电阻，CPE为常相位角元件)对EIS测量结果进行拟合。得到R_t值后，根据Stern-Geary方程^[28]对腐蚀速率进行计算：

式中，i_corr为腐蚀电流密度，B为Stern系数(根据文献[29,30]，本工作采用26 mV/dec作为B值用于腐蚀速率的计算)，W˙c为腐蚀速率(mm/a)，M为Fe的相对分子质量，n为电荷转移数，F为Faraday常数，ρ_m为金属密度。计算得到的24 h实验周期内的腐蚀速率(3组平行实验的均值)变化如图6所示，误差棒为3组平行实验的测量标准差。可以看出，在不含沙盐溶液中EH36钢的腐蚀速率在10 h内从2.4 mm/a逐渐降低至1.3 mm/a后趋于稳定。在含100 μm粒径沙砾的盐溶液中，EH36钢的腐蚀速率在初期5 h内迅速由1.8 mm/a升高至3.0 mm/a，达到峰值，然后随实验时间的延长逐渐下降至1.5 mm/a。EH36钢的腐蚀速率变化在430和850 μm粒径沙砾冲击下基本保持一致，腐蚀速率在前5 h内由2.0 mm/a快速升高至3.5 mm/a附近，然后呈现出小幅上升，在第24 h达到3.7 mm/a。

通过失重测量可以进一步获得碳钢在不同粒径沙砾冲击下的总冲刷腐蚀损伤速率：

式中，W˙t为碳钢总损伤速率，Δm为冲刷腐蚀实验前后碳钢的质量差，A为工作电极面积。通过计算可以得到在含100、430和850 μm粒径沙砾盐溶液中EH36钢的平均总损伤速率分别为(3.39 ± 0.26)、(4.95 ± 0.18)和(5.43 ± 0.24) mm/a。可以看出，随着沙砾粒径从100 μm增大到430 μm，碳钢的平均总损伤速率增加了1.56 mm/a，而当沙砾粒径进一步从430 μm增大到850 μm，碳钢的总损伤速率仅增加了0.48 mm/a。

图7给出了含不同粒径沙砾盐溶液中EH36碳钢的冲刷腐蚀形貌。从图7a中可以看出，在不含沙的流动盐溶液中，整个碳钢表面几乎完全被黄褐色铁锈所覆盖，钢材表面以全面腐蚀为主，在局部区域有一些零散的浅坑出现。如图7b所示，在含100 μm粒径沙砾的盐溶液中，碳钢表面的腐蚀面积大幅减小，整体呈现为非均匀腐蚀，腐蚀区域的锈层较薄且呈现为棕褐色。通过三维形貌和SEM观测可以看出腐蚀形貌呈现典型的“沿流体迹线腐蚀”(“flow mark”)^[31]，尖端出现一个较深的点蚀坑，然后沿着流体的流动方向形成较长且浅的带状或片状腐蚀区域。如图7c所示，当在溶液中加入430 μm粒径沙砾后，碳钢表面的损伤形貌整体表现为明显的冲刷腐蚀坑，从除锈后的照片可以看出电极表面形成了大片的连续冲蚀坑区域，棕黄色的腐蚀产物会在坑内累积，坑的平均深度大约为90 μm。随着盐溶液中沙砾粒径进一步增大到850 μm，如图7d所示，碳钢表面损伤形貌仍然表现为冲刷腐蚀坑，冲蚀坑在电极表面的分布相对独立且更为均匀，冲蚀坑的平均深度也在90 μm左右，与430 μm粒径沙砾冲击下形成的蚀坑深度相近。

通过对EH36钢在盐溶液中施加阴极保护，结合失重测量获得100、430和850 μm粒径沙砾冲击下碳钢的平均纯磨损速率(W˙e0)分别为(0.10 ± 0.01)、(0.23 ± 0.05)和(0.26 ± 0.05) mm/a。可以看出，100 μm粒径沙砾冲击所造成的钢材磨损微弱，随着沙砾粒径增加至430 μm，纯磨损速率得到显著提升，但沙砾粒径进一步从430 μm升高至850 μm时，碳钢的纯磨损速率仅升高了0.03 mm/a。图8为不同粒径沙砾冲击下的碳钢纯磨损形貌。从图8a中可以看出，100 μm粒径沙砾的冲击并不能造成EH36钢表面的明显塑性变形，24 h实验后碳钢表面依然光亮，打磨痕迹清晰可见。图8b显示，在430 μm粒径沙砾的冲击下，碳钢表面开始变得粗糙，尽管仍然能够观察到打磨痕迹，但试样表面已经出现了明显的局部塑性变形和微切削。当沙砾粒径增大到850 μm时，如图8c所示，碳钢表面的打磨痕迹几乎完全消失，整个电极表面都布满了由于沙砾切削所形成的局部损伤。从图8a~c中还可以看出，随着沙砾粒径的增大，高度轮廓起伏逐渐加剧，钢材表面粗糙度从0.047 μm增加到0.102 μm。

为了进一步讨论不同工况下沙砾磨损与电化学腐蚀的相互促进机制，对EH36钢的冲刷腐蚀损伤中各分量进行了计算。通过每组冲刷腐蚀实验中直接测量得到的W˙t和W˙c计算得到每组实验中的磨损速率W˙e：

结合不含沙盐溶液中测量得到的纯腐蚀速率(W˙c0)和阴极保护下测量得到的不同粒径沙砾冲击下的W˙e0，可以进一步计算出由于磨损加剧的腐蚀分量(W˙ce)和由于腐蚀加剧的磨损分量(W˙ec)：

通过3组平行实验获得的各冲刷腐蚀分量平均值如图9所示，误差棒为3组平行实验的标准差。可以看出，在含有3种不同粒径沙砾的盐溶液中，碳钢的腐蚀分量都远高于磨损分量，表明低流速下电化学腐蚀是导致EH36钢发生冲刷腐蚀损伤的最主要因素。随着沙砾粒径的增加，磨损分量在总损伤中的占比逐渐由100 μm时的26%升高至430 μm时的35%和850 μm时的36%，表明沙砾冲击能量的提升会提高磨损分量在总损伤中的占比。通过解耦腐蚀分量可以发现，在100 μm粒径沙砾的冲击下，由磨损加剧的腐蚀分量为0.96 mm/a，占腐蚀分量的38%。当沙砾粒径达到430和850 μm时，W˙ce升高至1.77和1.93 mm/a，分别占W˙c的53%和55%，表明沙砾冲击能量的提升可以极大促进磨损加剧腐蚀分量的提高。通过解耦磨损分量的构成进一步发现，在3种不同粒径沙砾的冲击下，腐蚀加剧磨损在磨损分量中的占比分别高达89% (100 μm粒径沙砾)、86% (430 μm粒径沙砾)和87% (850 μm粒径沙砾)，表明在含沙腐蚀介质中，EH36钢的磨损分量几乎都是由腐蚀所引起的，电化学腐蚀是导致显著沙砾磨损出现的前提条件。结合纯磨损实验可以发现，低流速下沙砾纯磨损所造成的材料损伤十分有限，850 μm粒径沙砾的冲击也只能对碳钢的表层区域造成轻微切削损伤，并不能使钢材从基体大量剥离。但在腐蚀的作用下，阳极电流所导致的材料表层硬度衰减可以极大程度降低磨损发生的阈值^[32,33]，进而使磨损分量急剧增加。进一步对磨损与腐蚀协同作用下所造成的碳钢损失速率(W˙ce+W˙ce)进行统计分析，发现在含100、430和850 μm粒径沙砾的盐溶液中，协同作用造成的碳钢损伤占总损伤的比例分别为57%、64%和66%，表明磨损和腐蚀的协同作用是造成EH36钢冲刷腐蚀损伤的主导因素，协同作用会随沙砾冲击能量的提升逐渐增强。

通过对比分析含3种不同粒径沙砾条件下的冲刷腐蚀损伤形貌可以发现，随着沙砾粒径从100 μm升高至430 μm，损伤形式由典型的“flow mark”转变为连续的冲蚀坑形貌，显然沙砾冲击能量的提升引起了局部腐蚀机制的转变。对于高速纯流体中“flow mark”的形成机制在参考文献[31]中进行了详细介绍，“flow mark”初始尖端点蚀坑内的阳极液会随流体向下游转移，导致下游局部pH值降低进而发展成为新的阳极区，随着流体能量在下游耗散，最终形成带状和片状的腐蚀区域。如图10a所示，虽然100 μm粒径沙砾冲击在局部阳极溶解的协同作用下可以对材料造成机械磨损，但是较低的冲击能量所形成的撞击坑深度较浅，由于此工况下的腐蚀速率是磨损速率的3倍，撞击形成的浅坑会很快溶解，无法形成有效的壁垒抑制阳极液的转移。此时，局部湍流仍然是控制腐蚀发展的最主要因素，导致与高速纯流体环境中相似“flow mark”形貌的出现。随着沙砾的粒径从100 μm增加至430 μm，沙砾的冲击能量提高了48倍，如图10b所示，当沙砾冲击在电极表面的初始阳极点时可以导致较深撞击坑的形成，较深的撞击坑在短时间内无法被快速溶解，从而形成壁垒，导致初始阳极点内部的阳极液无法向下游进行大面积转移。腐蚀产物和阳极液在撞击坑内的积累为局部腐蚀的发展提供了闭塞空间，最终导致撞击坑发展为稳定的点蚀坑。由于阳极液只能被流体带动到撞击坑的临近区域，所以新的阳极区只能围绕初始的撞击坑发展，当沙砾进一步撞击在新的阳极区时，将导致连续冲蚀坑的出现。对比100和430 μm粒径沙砾冲击下的局部冲刷腐蚀行为可以发现，存在一个介于5.61 × 10^-4~2.7 × 10^-2 μJ之间的临界冲击能量，导致碳钢的腐蚀机制由非均匀腐蚀转变为点蚀，点蚀坑的形成也会加速局部的阳极溶解，从而加剧磨损对碳钢损伤的作用。随着沙砾粒径进一步增大至850 μm，沙砾的冲击能量进一步提升，具有更高动能的沙砾冲击在初始阳极点时会形成更深的撞击坑，如图10c所示，导致阳极液更加难以向下游转移，最终形成更为离散和均匀分布的点蚀形貌。

基于不同粒径沙砾冲击下EH36钢的局部损伤发展规律，可以进一步理解图6中不同工况下腐蚀速率随时间的变化过程。在不含沙工况下，由于EH36钢以全面腐蚀为主，整个电极表面几乎都处于活化溶解状态，导致其在纯流体中的初始腐蚀速率较高，但由于低流速下纯流体的切应力难以将腐蚀产物带走，伴随着腐蚀产物在电极表面的吸附和积累，电极表面在纯流体中的阴极反应被有效抑制，从而使腐蚀速率在2 h后迅速降低。在含100 μm粒径沙砾盐溶液中，钢材表面发生非均匀腐蚀，浸泡初期阳极面积随着“flow mark”的发展而增加，导致腐蚀速率在前5 h内持续上升。但100 μm粒径沙砾的冲击能量还不足以将电极表面的腐蚀产物完全清除，随着一层较薄的腐蚀产物在电极表面形成(图7b)，电极的腐蚀速率在达到峰值后出现显著下降。当溶液中的沙砾粒径进一步增大到430和850 μm后，EH36钢的腐蚀机制将从全面腐蚀和非均匀腐蚀转变为点蚀，此时沙砾的冲击作用促使电极表面的初始阳极点逐渐发展成点蚀坑，电极的腐蚀速率在前5 h内随着点蚀坑的形成快速上升。随着腐蚀产物在点蚀坑内积累形成局部闭塞空间，点蚀进入稳定发展阶段。由于较大粒径的沙砾冲击能量能够有效清除坑外阴极区的腐蚀产物，使阴极反应速率几乎不受影响，电极的腐蚀速率将随着稳态点蚀坑的发展进一步呈现小幅提升。由此可见，海洋工程用碳钢材料在含沙海水中的损伤机制可以通过其初期的腐蚀速率变化规律进行定性分析。

研究不同粒径沙砾冲击下的局部损伤机理可以得到低流速下EH36钢的点蚀萌发条件。与EH36钢相类似，大部分碳钢材料在海水环境中都处于活性溶解状态，因此，针对不同类型的碳钢材料都将存在临界沙砾冲击能量，导致其局部损伤机制由全面腐蚀或非均匀腐蚀转变为点蚀。一旦点蚀发生，钢材将快速损伤穿孔，进而威胁整个钢制海洋结构物的安全，所以有效获得造成不同碳钢材料出现点蚀损伤的临界沙砾冲击能量具有重要意义。而在以往的冲刷腐蚀研究中，通过电化学与失重联合测量得到的磨损分量和腐蚀分量只能用来分析磨损与腐蚀在宏观层面的交互影响机制，无法有效考虑局部沙砾冲击和微区阳极溶解在钢材表面的协同作用，导致目前对含沙流动海水中碳钢材料的点蚀临界发生条件缺乏系统认知。在今后的研究中，需要在明晰磨损与腐蚀宏观层面的交互影响基础上，进一步结合微区电化学测量和微观形貌表征来分析碳钢材料在实际含沙流动海水环境中的局部冲刷腐蚀损伤机制，从而获得不同类型海洋工程用碳钢材料在含沙海水中的点蚀萌发条件，指导实际海洋工程的材料选择。

(1) CFD计算结果表明，在低流速环境(2 m/s)中，沙砾粒径的提高(100~430 μm)可以有效增加沙砾的质量，导致冲击能量快速上升，但随着沙砾粒径的进一步增加(430~850 μm)，沙砾的运动速率降低，导致冲击能量的提升受限。

(2) 在含有不同粒径沙砾的低流速盐溶液中，腐蚀分量在总损伤中的占比均超过60%，表明腐蚀是导致EH36钢在含沙盐溶液中材料损伤的最主要因素。随着沙砾粒径从100 μm升高至850 μm，磨损分量在总损伤中的占比从26%升高至36%，表明沙砾尺寸的增大能够加剧磨损损伤在总损伤中的占比。

(3) 随着沙砾粒径从100 μm升高至850 μm，磨损加速腐蚀在腐蚀分量中的占比从38%升高至55%，表明沙砾粒径的增加能够显著促进腐蚀的进行。在3种粒径沙砾的冲击下，腐蚀加剧磨损在磨损分量中的占比均超过86%，表明腐蚀是导致显著磨损发生的前提条件，粒径增加可以导致磨损量进一步升高。沙砾磨损与电化学腐蚀的协同作用是造成EH36钢冲刷腐蚀的最主要原因。在低流速工况下，沙砾粒径的增加会加剧磨损与腐蚀的耦合作用。

(4) 在低流速下，沙砾粒径的增加会导致EH36碳钢材料的损伤更为局部，100 μm粒径沙砾的冲击会导致非均匀腐蚀(“flow mark”)的形成，随着沙砾粒径增加到430和850 μm，碳钢表面有点蚀坑形成。沙砾撞击阳极点所形成的深坑可以有效阻止阳极液转移，流场作用下阳极液转移和沙砾冲击共同决定了冲刷腐蚀的局部发展过程。当沙砾粒径为100 μm时，冲刷腐蚀的发展主要由流体带动阳极液的转移为主导，冲刷腐蚀形貌呈现为典型的“flow mark”。当沙砾粒径升高至430和850 μm时，沙砾冲击和阳极溶解耦合作用下形成的较深撞击坑将有效阻碍阳极液的转移，导致稳定点蚀的形成与发展。碳钢材料在含沙盐溶液中的腐蚀速率变化趋势可以用来定性判断腐蚀的发生类型。