微量润滑(minimum quantity lubrication, MQL)技术因其优异的润滑冷却性能和良好的切屑去除能力，受到业界的广泛关注^[1-5]. 与其他润滑方式相比，油基MQL在切削难加工材料时表现出了更好的润滑冷却性能^[6-9]. 近年来，学者普遍关注油基MQL的加工性能，忽略了切削过程中环境油雾质量浓度过高而引发的员工健康安全问题. MQL产生的切削油雾容易进入呼吸系统，影响人体健康^[10-13].

由于切削液油雾具有致病倾向，中国国家环境保护局制定出金属加工润滑油油雾质量浓度的控制限值标准（PM10的质量浓度≤ 5×10⁻⁶ kg/m³，PM2.5的质量浓度≤ 0.5×10⁻⁶ kg/m³）^[14]. 为了使油雾质量浓度接近或达到这些标准，各国学者分别通过降低压缩空气温度^[15]，提升油雾沉积量^[16]，对MQL技术和切削液进行改进.

水基液体因其较优的传质系数和蒸发效率，使其在切削过程中不易形成油雾^[17]. 传统水基切削液的黏度低、油膜强度差、抗负载能力不足，限制了其在MQL中的应用. 为了提高水基切削液的润滑能力并将其应用于MQL技术，提出磁场辅助气雾润滑冷却技术（magnetic-assisted minimum quantity lubrication, mMQL），配制水基Fe₃O₄纳米流体作为切削用液. 在mMQL产生的磁场影响下，水基Fe₃O₄纳米流体的渗透能力和黏度显著提高，有望促进水基切削液渗透进刀具与工件和切屑接触界面的毛细微缝中，且黏度增大的切削液油膜承载能力增强，改善了润滑效果. 此外，黏度增大的磁流体形成的油雾容易发生沉积，可以降低空气中的油雾质量浓度，改善工作环境中的空气质量. 目前，磁流体润滑的应用研究主要集中在轴承^[18]、密封润滑^[19]、纳米流体砂轮浸润^[20]等方面，未见将磁流体作为切削液应用于MQL技术中的相关报道. 将水基磁性纳米流体应用于mMQL技术中，利用磁流体在磁场中的优异性能，在保证润滑能力的基础上，有望解决传统油基MQL油雾质量浓度过大的问题.

本文搭建mMQL系统，以加入Fe₃O₄纳米颗粒的聚乙二醇水溶液作为切削液. 研究不同磁感应强度下Fe₃O₄纳米流体的接触角、表面张力和动力黏度，分析不同磁感应强度对纳米流体渗透性能的影响. 考察磁场影响下纳米流体的雾化和沉积性能，比较Fe₃O₄纳米流体mMQL与传统油基MQL的油雾质量浓度. 对比讨论mMQL的加工性能.

将mMQL系统应用于铣削时的理论结构如图1所示. mMQL的工作原理如下. 1)蠕动泵将切削液从储油盒连续泵入液管（3 mm×4 mm）中，体积流量为5~500 mL/h连续可调. 2)空压机将压缩空气充入PU管（8 mm×12 mm）. 3)将液管和PU管接入气液汇流装置中，引出一根外部气管，内部液管的气液同轴管. 4)将直径为1 mm的包漆铜线缠绕在50 mm长的铜管（2 mm×4 mm）上制成40匝的电磁线圈，与喷嘴出口处的液管相连，改造后的喷嘴如图2所示. 实验前，将包有包漆铜线的铜管从喷嘴中取出，接上恒流电源，实时调节电流，测量磁感应强度，标定不同磁感应强度对应的电流. 在整个实验过程中，通过调节电流来控制磁感应强度. 5)液管中的纳米流体通过铜管，受到电磁线圈提供的磁场影响后，与压缩空气混合形成磁化气雾喷送到加工区域，实施润滑和冷却.

将质量分数为1% 的Fe₃O₄纳米粒子加入水性基础液混合，形成饱和磁化强度为17.5 kA/m的纳米流体，并应用于mMQL中. 将聚乙二醇300与纯净水按3∶2的质量比混合，充分搅拌形成水性基础液. 将羟基化的Fe₃O₄纳米粒子与该基础液混合，同时加入质量分数为0.25%的十二烷基苯磺酸钠（SDBS），以保证Fe₃O₄纳米流体的分散稳定性. 利用超声波振动器，将纳米流体恒温超声分散1 h. 制备的Fe₃O₄纳米流体可以稳定存放40天，无明显分层和沉淀. 纳米粒子中的羟基基团与聚乙二醇分子形成氢键，导致长链结构的聚乙二醇分子容易包覆缠绕在Fe₃O₄上，可以避免纳米粒子间的团聚^[21]. 此外，Fe₃O₄表面的未饱和阳离子键易对SDBS产生强烈的静电吸附，SDBS的亲水性保证了Fe₃O₄纳米流体的分散稳定性^[22].

为了对比Fe₃O₄纳米流体在mMQL中的增效性能，采用LB-2000型植物油进行平行试验. LB-2000植物油是主流的MQL切削液之一，被广泛应用于车削、铣削、磨削、锯切等领域，对环境和人体的危害较小^[23].

接触角、表面张力和动力黏度分别表征纳米流体的润湿性、铺展性和润滑成膜性能. 对纳米流体的这3种物理性能进行测试，以揭示其润滑机理.

采用角测量法，测量纳米流体的接触角^[24]. 将纳米流体放入滴定管中，在滴定管前端套上缠有包漆铜线的铜管，铜线与恒流电源连接产生磁场. 纳米流体通过磁场后形成磁化液，滴落在430不锈钢平板表面. 采用VW-6000型显微镜（基恩士，日本），测量纳米流体液滴的接触角.

采用滴重法，测量磁场影响下纳米流体的表面张力^[24]. 将纳米流体倒入末端可以产生磁场的滴定管中，控制玻璃旋塞，测量不同磁感应强度下滴落在烧杯中10滴液滴的质量，计算其平均值为单个液滴的质量m. 计算得到纳米流体的表面张力：

(1)$ \gamma {\text{ = }}f m{{g}}{R^{ - 1}} . $

式中：γ为表面张力； f为修正系数，f = 0.5(πk)^−1[25]，其中k为标定系数；R为铜管内径(2 mm).

采用NDJ-5S旋转黏度计，测量纳米流体的动力黏度. 采用钕铁硼永磁体产生磁场，通过改变永磁体的数量和距离来控制磁感应强度. 将烧杯置于永磁体之间，在烧杯内放置特斯拉探针标定磁感应强度，然后倒入纳米流体，测量动力黏度.

采用图像法，研究磁感应强度对纳米流体液滴粒径的影响^[26]. 如图3所示为液滴采集装置. 测试前，对mMQL系统参数进行调整. 喷雾稳定后，将磁化后的液滴喷射到距离喷嘴出口60 mm的硅片上，采集时间为3 s. 为了避免硅片上液滴过多造成重叠融合的情况，在喷嘴和硅片中间放置打有0.5 mm圆孔的挡板. 大部分液滴被拦截，少量液滴穿过圆孔飞落在硅片表面. 用VW-6000光学显微镜拍摄硅片表面液滴的形貌和分布情况，利用图像识别技术获取液滴的平均粒径.

以上试验均在室温下开展3次，取平均值作为最终的实验结果.

为了评估mMQL加工时油雾的沉积特性，搭建沉积实验平台，示意图如图4所示. 喷嘴距工作台60 mm，采集片与mMQL喷嘴的水平距离S为0.1~1.5 m，选择该距离范围的原因是喷嘴距离机床内壁约1.5 m，每0.1 m放置一张采集片并接地. 采集片材料与VDF-850数控机床工作台相同(灰口铸铁，HT200)，用来模拟油雾在工作台上的沉积过程. 将采集片制成边长为80 mm的方形铁片. 试验条件如下：磁感应强度为0~100 mT，体积流量为20 mL/h，气压为0.4 MPa，单次采集时间为10 min. 实验前，用乙醇清洗所有采集片并用精密天平称重. 实验结束后，称量液滴沉积后采集片的质量，计算得到单位面积液滴的沉积质量.

为了评价mMQL在加工过程中的油雾抑制能力，测试不同润滑方式下机床内加工后的油雾质量浓度，油雾质量浓度的检测装置如图5所示. 油雾收集装置为FA-3型8级气溶胶分布采样器，采用高精度分析天平称量采集前、后滤膜的质量，计算油雾质量浓度. 所有试验均在空间约为3.8 m×2.8 m×1.5 m的半封闭式机床(VFD-850加工中心)内开展. 组装气溶胶分布采样器，放置于距离地面1.5 m、机床旋转主轴中心线0.5 m处.

具体的实验过程如下. 1)将滤膜置于烘箱中烘干2 h后立即放于密封袋中，用分析天平对装有烘干滤膜的密封袋进行称重，测量3次得到平均值. 2)将烘干后的滤膜取出，分别放置在采样器的第4层(收集PM10)和第8层(收集PM2.5). 3)将气溶胶分布采样器组装好，按计划位置放在机床内. 4)测试前，测量并记录实验场地的温度、湿度和气压. 5)调整系统参数后，开启mMQL系统和采样器主机进行油雾采集，体积流量为28.3 L/min，采样时间为90 min. 6)在采样结束后，取出滤膜放入原密封袋中，称重3次，取平均值. 7)采用式(2)、(3)^[15]，对机床内的油雾质量浓度进行数值计算.

(2)$ {\rho}=1\;000\times \frac{{{m}}_{1}-{{m}}_{2}}{{{V}}_{0}}-{{\rho}}_{0} ,$

(3)$ {V_0}{\text{ = }}{q_V} \times T\frac{{273}}{{273+t}} \times \frac{{{p_0}}}{{101\;324.72}} . $

式中：ρ为最终的油雾质量浓度，ρ₀为试验前的油雾质量浓度，m₁为滤膜和采集液滴的总质量，m₂为试验前的滤膜质量，V₀为标准状态下采样器吸入气体的体积(0 ℃，标准大气压，849 L)，q_V为采样器的吸入体积流量(28.3 L/min)，T为采集时间(90 min)，t为环境温度(25 ℃)，p₀为大气压力(103.5 MPa).

为了减少环境温度和湿度对测量结果的影响，所有试验要求环境温度为24~26 ℃，室内空气相对湿度为50%~70%，试验间隔期使用排风机对机床内部通风0.5 h，以保证每次试验的基数基本一致. 所有试验均平行开展3次，取平均值作为最终的结果.

采用VDF-850加工中心，对比考察Fe₃O₄纳米流体mMQL和LB-2000植物油MQL在铣削时的润滑性能. 工件采用430不锈钢块，尺寸为210 mm×160 mm×220 mm. 加工前，所有工件表面均预切1 mm，保证表面质量一致. 铣刀采用硬质合金涂层刀具(APMT160408PDER-H08, 瑞耐克，德国). 刀柄直径为35 mm. 实验条件如表1所示.

采用VW-6000型显微镜实时监测刀具在加工过程中的磨损变化，分析刀具的磨损形式. 采用三坐标精密测力仪(Kistler 9129A，奇石乐，瑞士)实时监测不同润滑条件下的主切削力，记录切削力的变化过程. 采用便携式粗糙度测量仪(SJ-210，三丰，日本)，监测不同润滑方式下的表面粗糙度. 测量粗糙度时，沿切削方向在工件表面等距选取5个测量点测量粗糙度，计算平均值作为最终的结果.

如图6所示为不同磁感应强度下Fe₃O₄纳米流体液滴的接触角. 可以看出，随着磁感应强度的增大，纳米流体液滴的接触角持续减小，100 mT时液滴的接触角比0 mT时降低了30%. 在磁场影响下，磁流体液滴的表面吸附力和活性增大，从而增强了液滴表面能，液滴表面分子呈明显的定向排列，导致接触角减小，说明磁场干预后磁流体液滴的润湿性和渗透性得到了提升^{[18, 27]}. 从图6还可以看出，100 mT时液滴的接触角仅比60 mT时小5.8%. 当磁场过大时，磁流体的磁化强度接近饱和，导致接触角没有明显变化.

如图7所示为不同磁感应强度B下纳米流体的表面张力. 可见，Fe₃O₄纳米流体的表面张力随着磁感应强度的增大而缓慢增大，100 mT时的表面张力仅比0 mT时高6.9%，说明在0~100 mT磁感应强度下，磁场对该纳米流体表面张力的影响不大.

如图8所示为不同磁感应强度下纳米流体的动力黏度η. 可以看出，随着磁感应强度的增大，Fe₃O₄纳米流体的动力黏度逐渐增大，100 mT时的动力黏度比0 mT时高83.4%. 在外加磁场作用下，纳米颗粒被磁化并沿外加磁场方向偏转. Fe₃O₄纳米粒子的旋转是由基液的涡流驱动的，若基液的涡流矢量方向与外磁场方向不平行，则Fe₃O₄纳米粒子会受到磁转矩的影响，阻碍了基液的流动，增大了基液的动力黏度^[19].

在加工过程中，刀具与工件和切屑间发生剧烈摩擦，切削液在摩擦区很难形成流体润滑，属于边界润滑，切削液主要通过渗透刀具与切屑接触区的毛细微缝实施润滑和冷却. 一般认为切削液在毛细微缝中若表现出较强的渗透能力和较好的润湿效果，则可呈现较高的润滑冷却效率.

在MQL条件下，切削液滴的渗透性对液滴的润滑和冷却能力有较大的影响. 渗透能力高的切削液更容易抵达刀具与切屑和工件的毛细接触间隙的深处，表现出更好的润滑和冷却效果. 为了探究不同磁感应强度下Fe₃O₄纳米流体液滴的毛细渗透能力，建立渗透模型. 给出以下2个假设.

1)刀-屑摩擦区分布着大量的毛细管，沿切屑排出方向排列.

2)单个毛细管是一端开口、一端封闭的圆柱形腔体，体内真空，长度约为刀-屑接触长度的1/3~2/3，半径设为0.5 μm^[28]. 模型示意图如图9所示.

根据受力显著性原则，忽略对渗透影响不大的力，切削液的毛细渗透能力主要受毛细驱动压力F_cap、黏滞阻力F_visco和大气压力F_p的影响^[24].

毛细驱动压力可以根据Young-Laplace方程推导得出：

(4)$ {F_{{\text{cap}}}}{\text{ = }}\Delta p \cdot {\text{π}} {r^2}{\text{ = }}2{\text{π}} r\gamma \cos \theta . $

式中：γ为切削液表面张力，θ为接触角，r为毛细管半径.

黏滞阻力根据牛顿黏性流体内摩擦定律及Hagen-Poiseuille方程推导得到：

(5)$ {F_{{\text{visco}}}}{\text{ = }}2{\text{π}} rh \tau . $

式中：h为切削液渗透深度；τ为毛细管壁上的黏性摩擦切应力，

(6)$ \tau {\text{ = }}\eta {{4\bar v}}/{r}, $

其中$\bar v$为切削液渗透过程中的瞬时速度.

气压F_p = p_atms，p_atm为标准大气压力，p_atm=1.01×10⁵ N/m²；s为毛细管横截面积，s = πr²，

(7)$ {F_{\text{p}}}{{ = {\text{π}} }}{r^2}{p_{{\text{atm}}}}. $

切削液在毛细管渗透过程中的速度和质量时刻发生变化，因此在考虑切削液流动的总惯性效应时，须同时考虑这2种变化的作用. 根据切削液在毛细管中的渗透情况，动量定理可以表示为

(8)$ F = {F_{{\text{cap}}}}+{F_{\text{p}}} - {F_{{\text{visco}}}}{\text{ = }}\frac{{{\mathrm{d}}(m\bar v)}}{{{\mathrm{d}}{{t}}}}. $

式中：m为切削液渗入毛细管部分的质量，m = πr²hρ_l，其中ρ_l为切削液密度；F为毛细驱动力、大气压力和黏滞阻力的合力. 可得毛细渗透动力方程：

(9)$ 2{\text{π}}r\cos \theta +{\text{π}}{r^2}{p_{{\text{atm}}}} - 8{\text{π}}\eta h\bar v = \frac{{{\text{d}}(m\bar v)}}{{{\text{d}}t}}. $

根据不同磁感应强度下Fe₃O₄纳米流体接触角、表面张力和动力黏度的实测数据，利用Matlab计算毛细渗透动力方程，结果如图10所示. 图中，h为渗透深度，t为渗透时间. 从图10可见，随着磁感应强度的增大，纳米流体的毛细渗透深度先增大后减小. 60 mT下的纳米流体展现出最大的毛细渗透深度，比0 mT时增大了19.8%，表明磁场作用下的Fe₃O₄纳米流体可以更多地渗透到摩擦接触区的毛细微缝中，发挥更好的润滑冷却作用.

根据图6、7计算得到不同磁感应强度下Fe₃O₄纳米流体的毛细驱动压力，结果如图11所示. 可见，随着磁感应强度的增大，毛细驱动压力逐渐增大，但100 mT时的毛细驱动压力仅比60 mT时高2.1%，毛细驱动压力的增大幅度由于纳米流体磁化强度饱和而明显减小，导致该Fe₃O₄纳米流体在60 mT以上时的毛管驱动压力相当. 在磁感应强度不断增大的过程中，纳米流体的动力黏度仍在增大，导致纳米流体在60 mT以上时的渗透深度变小.

不同磁感应强度下的Fe₃O₄纳米流体雾化液滴分布如图12所示，液滴平均粒径D如图13所示. 可见，随着磁感应强度的增大，液滴粒径不断增大，100 mT时的液滴平均粒径是0 mT时的3.6倍. Fe₃O₄纳米流体在磁场影响下动力黏度增大，高黏度的纳米流体在给定气压下不易雾化成小粒径液滴，导致液滴尺寸变大. 从图13可以看出，100 mT下的液滴粒径仅比60 mT时大6.6%，液滴直径的增大幅度明显减小. 制备的纳米流体在60 mT以上时黏度增长不明显，导致液滴尺寸变化不明显.

MQL下液滴的沉积性能对油雾质量浓度的影响较大，在切削液滴沉积量大的润滑条件下，作业环境中的油雾质量浓度相对较小. 不同磁感应强度下Fe₃O₄纳米流体的油雾沉积量M如图14所示. 图中，S为采集距离. 从图14可以看出，随着磁感应强度的增大，油雾的沉积量明显增加. 当采集距离为0.8 m时，100 mT下的油雾沉积量比0 mT时多33%，表现出更好的沉积性能. 由于Fe₃O₄纳米流体的动力黏度在磁场作用下增大，雾化后液滴尺寸较大，在重力作用下更容易沉积，导致沉积量变大. 当磁感应强度调整到60 mT以上时，液滴沉积量的增大幅度明显下降. 当磁感应强度过大时，Fe₃O₄纳米流体的磁化强度接近饱和，雾化后液滴尺寸无法进一步增大，沉积效果没有明显改善. 从图14可以看出，在所有润滑条件下，液滴的沉积量在采集距离为0.8 m时达到最大值. 在采集距离较长或较短的喷雾过程中，沉积量相对较少. 在气压恒定的情况下，由于大液滴的质量较大，输送速度相对较慢，主要沉积在近处的采集片上. 小粒径液滴质量小，传输速度快，传输距离较远. 在一定的喷雾条件下，大小粒径液滴的数量均较少，因此在0.8 m处的中等尺寸液滴的沉积量相对较多.

如图15所示为油基MQL和不同磁感应强度下Fe₃O₄纳米流体mMQL油雾质量浓度的变化情况. 可见，随着磁感应强度的增大，PM10和PM2.5的质量浓度呈递减趋势. 100 mT时表现出最小的油雾质量浓度(PM10的质量浓度为1.21×10⁻⁶ kg/m³，PM2.5的质量浓度为0.56×10⁻⁶ kg/m³)，与植物油MQL相比分别降低了62.5%和68.7%，接近中国国家环境保护局制定的浓度标准，表明mMQL可以更好地抑制加工过程中油雾质量浓度的增长. Fe₃O₄纳米流体在磁场影响下的黏度增大，雾化液滴尺寸变大，大粒径液滴在重力作用下容易沉积. 导致油雾质量浓度低的另一个因素是mMQL的切削用液为水性剂，相对油性剂更容易在切削过程中蒸发，导致空气中悬浮的油雾颗粒较少^[29]. 从图15还可以看出，当磁感应强度从60 mT提高到100 mT时，mMQL的PM10和PM2.5质量浓度仅降低3.2%和6.4%，变化幅度不大. 磁感应强度过大，Fe₃O₄纳米流体的黏度增加不显著，液滴沉积效果的改善幅度不大，导致油雾质量浓度的变化不明显.

当磁感应强度大于60 mT时，水基Fe₃O₄纳米流体mMQL的渗透能力下降，产生的油雾质量浓度降低不显著. 选用0~60 mT作为本节后续的实验条件.

如图16所示为不同润滑条件下刀具后刀面的磨损变化. 图中，d为刀具磨损量，L为切削长度. 对比这5种润滑下的刀具磨损变化可知，60 mT下纳米流体mMQL在各切削长度下的刀具磨损量均最小，最多可以比植物油MQL降低22.7%，表明该润滑策略在一定条件下可以替代植物油MQL.

如图17所示为当切削长度为2310 mm时不同润滑条件下刀具后刀面磨损的光学显微图. 可以看出，各润滑方式下刀具后刀面的磨损区均呈现不同程度的银亮色黏着物，属于不锈钢材料与刀具剧烈碰撞后的残留物，证明这些润滑方式下刀具的主要磨损形式为黏着磨损. 磁场影响下的Fe₃O₄纳米流体渗透能力提升，容易渗透进入刀具与工件和切屑接触界面毛细微缝的深处，且磁场影响下的纳米流体动力黏度增大，油膜承载能力得到提升，从而呈现出了更好的润滑冷却性能. 此外，在Fe₃O₄纳米颗粒的填充和微球滚动润滑作用下，刀-屑接触界面产生的摩擦力减小，在一定程度上避免了刀具的磨损. 当切削距离为2 310 mm时，0 mT下的工件材料在刀具磨损区域的黏附量最多，刀具磨损量最大. 在没有磁场影响的情况下，纳米流体液滴的渗透能力和黏度相对较低，润滑性能不足，剧烈摩擦产生较多的切削热，无法缓解工件材料的黏附，最终导致较大的刀具磨损量.

不同润滑条件下的切削力变化如图18所示. 可见，在相同的切削长度下，切削力随磁感应强度的增大而逐渐减小，60 mT下的Fe₃O₄纳米流体mMQL在所有切削长度下的切削力均低于植物油MQL，最大可以降低14.6%，说明利用mMQL润滑策略可以进一步减小切削力，呈现出良好的润滑性能. Fe₃O₄纳米流体在磁场影响下的动力黏度提升，高黏度的纳米流体液滴渗透到切削界面形成更厚的润滑膜，阻止了摩擦峰在刀-屑接触区的直接接触，减小了切削界面间的摩擦力. 此外，磁场影响下Fe₃O₄纳米流体的润滑性能得到了改善，切削热的产生减少，从而减小了刀具的磨损，保持了刀具的锋利程度，降低了切削力.

不同润滑条件下的工件表面粗糙度变化如图19所示. 图中，R_a为工件表面粗糙度. 可见，在所有切削长度下，60 mT时Fe₃O₄纳米流体气雾润滑下的工件表面粗糙度均最小，与植物油MQL相比最大可以降低23.4%. 磁场影响下Fe₃O₄纳米流体的渗透能力和黏度提升，表现出了更好的润滑性能. Fe₃O₄纳米颗粒可以对加工摩擦区凹凸不平的表面进行微抛光和填补，降低加工后的工件表面粗糙度^[18]. 此外，磁化后Fe₃O₄纳米流体的气雾润滑性能提升，可以避免加工过程中切屑对工件表面的划伤.

（1）当磁感应强度为100 mT时，水基Fe₃O₄纳米流体的接触角比0 mT时小30%，表面张力和动力黏度分别高6.9%和83.4%. 纳米流体在60~100 mT时达到饱和磁化强度，液滴的物理性能在该磁感应强度范围内变化幅度不大，导致60 mT下纳米流体的毛细渗透能力最优.

（2）100 mT时水基Fe₃O₄纳米流体液滴的平均粒径是0 mT时的3.6倍，表现出了较好的沉积性能. 水基Fe₃O₄纳米流体mMQL下PM10和PM2.5的质量浓度最小为1.21×10⁻⁶和0.56×10⁻⁶ kg/m³，分别比传统LB-2000植物油MQL降低了62.5%和68.7%，接近中国国家环境保护局制定的浓度标准. Fe₃O₄纳米流体在磁场影响下的动力黏度明显增大，雾化后液滴质量变大，在重力驱动下容易沉积在机床工作台上，导致油雾质量浓度降低. 当磁感应强度超过60 mT时，纳米流体磁化强度接近饱和，液滴沉积量提升不显著，导致油雾质量浓度的降低幅度不明显.

（3）与传统植物油MQL相比，60 mT时的纳米流体mMQL在铣削430不锈钢时的刀具磨损量、切削力和粗糙度分别比植物油MQL低22.7%、14.6%和23.4%，表明这种新型的润滑策略可以在给定的加工条件下替代传统植物油MQL，改善了加工性能. Fe₃O₄纳米流体在磁场影响下容易渗透到切削界面的毛细微缝中形成更厚的润滑膜，表现出更高的负载能力和更好的加工性能.