釬焊工藝對釬焊金剛石界面組織和性能的影響

摘要 采用WC/Cu-Sn-Ti釬料對金剛石進行真空釬焊，借助掃描電子顯微鏡、X射線衍射儀、能譜儀以及磨削試驗等手段，研究釬焊溫度和保溫時間對釬焊金剛石形貌、界面組織和力學性能的影響。結果表明：金剛石顆粒與WC/Cu-Sn-Ti復合釬焊界面形成的化合物層均勻連續且致密，且在金剛石顆粒表面形成了薄而連續的層片狀TiC和少量W2C相，提高了金剛石與鋼基體的結合強度；隨著釬焊溫度升高及保溫時間延長，釬焊界面缺陷逐漸減少，金剛石石墨化程度升高；在釬焊溫度為980℃、保溫時間為15 min的條件下，金剛石顆粒在磨削過程中的摩擦力和摩擦系數相對較小，對大理石工件的磨削體積最大，且金剛石顆粒的脫落率最低。

關鍵詞 Cu-Sn-Ti釬料；釬焊工藝；力學性能；金剛石磨具

中圖分類號 TQ164; TG74 文獻標志碼 A

文章編號 1006-852X（2025）01-0056-11

正四面體金剛石晶體中的每1個碳原子都以sp3雜化形式與另外4個碳原子形成很強的C―C共價鍵，是目前世界上公認最硬的物質之一[1-2]。金剛石在工業上被廣泛應用于磨削加工玻璃、陶瓷等硬脆材料，常用的金剛石工具有各種刀具、鉆頭、砂輪和鋸片等。目前，金剛石工具的制作方法主要有電鍍[3]、燒結[4]和釬焊[5]等，相比于前2種機械結合的方法，釬焊法具有接頭結合強度高、磨具鋒利度好、使用壽命長等優點，被廣泛用來制作單層金剛石工具[6]。

在工業上釬焊法常用的釬料有Ag基釬料、Cu基釬料、Ni基釬料3類，其中：潤濕性優良的Ag基釬料由于成本高在應用上受到限制；Ni基釬料具有較高的熔化溫度，導致釬焊后金剛石磨具的熱應力很大且金剛石熱損傷嚴重；Cu基釬料由于成本低、潤濕性好、熔化溫度適中等優點越來越受到人們的歡迎。然而，銅基釬料在高溫時存在低溫相流淌、結合強度較低等問題[7]，研究人員常在釬料中加入一些增強相（如碳纖維[8]、各種金屬元素[9]、鎳鉻合金[10]、各種微米級碳化物[11]和石墨烯[12]等），以提高釬料的整體性能。

在前期研究中發現，在Cu基釬料中加入WC增強相，可提高釬料的硬度以及降低液態釬料的流淌性，且在WC添加質量分數為15%時獲得了性能優良的金剛石磨具[13]。相對于釬料成分而言，加入增強相對于接頭組織力學性能的影響不可忽視，且加入的WC和W2C會在不同溫度下相互轉化[14]以及WC與Ti反應[15]會影響接頭處的組織及分布。但是，對于釬焊工藝對WC增強相的添加造成的組織與力學性能的變化研究較少。因此，設計不同的釬焊溫度和保溫時間，采用WC/Cu-Sn-Ti復合釬料來進行真空感應釬焊，研究接頭的組織和力學性能變化規律，以期改善釬焊工藝，提升金剛石工具的性能。

1試驗材料及方法

采用黃河旋風股份有限公司生產的HWD40型人造金剛石，其粒度標記為35/40。45#鋼基體，其規格是長為15.70 mm、寬為6.40 mm、高為8.64 mm。試驗釬料采用山東煙臺固光釬料公司生產的純度為99.5%的Cu-Sn-Ti釬料，其基本顆粒尺寸為100μm，Cu-Sn-Ti釬料中的元素質量配比是m（Cu）∶m（Sn）∶m（Ti）=70∶20∶10。采用中冶鑫盾生產的純度為99.8%的WC粉末，WC粉末基本顆粒尺寸約為100μm。在Cu-Sn-Ti釬料中添加質量分數為15%的WC粉末來配制WC/Cu-Sn-Ti復合釬料。

釬焊試樣制作過程為：（1）試驗前對金剛石和鋼基體進行超聲波清洗并在烘箱中烘干。（2）釬料按比例稱重混合，再將釬料放入丙酮溶液中，在超聲波清洗機中振蕩30 min，同時順時針不停攪拌以混合均勻，完成后放入烘干箱中烘干。重復此過程，使釬料充分混合均勻。（3）將混合好的釬料按照約100μm厚度平鋪在鋼基體上，將10顆金剛石分為2列，均勻放在釬料表面，再放入RYL-25-19型真空熱壓爐進行釬焊。釬焊時真空度為1×10?3 Pa，釬焊溫度分別設置為950、980、1 010、1 040和1 070℃，保溫時間分別設置為10、15、20和25 min，釬焊后試樣隨爐冷卻至100℃，后取出自然冷卻。圖1是制作完成的釬焊試樣結構示意圖，其單層金剛石均勻排布在釬料表面。

對釬焊后的試樣進行清洗、烘干，采用線切割取樣并制備金相試樣。采用JSM6510掃描電鏡（SEM）觀察釬焊后金剛石形貌及釬焊結合界面的顯微組織，并結合自帶能譜儀（EDS）進行成分測定；采用Max型X射線衍射儀對釬焊結合界面的物相進行分析。

在MFT-3000多功能摩擦磨損測試儀上測試釬焊金剛石試樣的摩擦系數和摩擦力，用其表示金剛石磨削性能。測試試樣長為15.70 mm、寬為6.40 mm、高為8.65 mm，且將試樣和直徑為40 mm、厚度為20 mm的大理石工件分別固定在如圖2所示的高精度摩擦磨損測試儀銷釘和圓盤上。試驗時工件的轉速為50 r/min，施加載荷為100 N，磨削時間為2 min。用MFT-3000信號采集系統實時記錄摩擦系數信號，用LQ-C1003精密電子天平稱量大理石的磨損質量。用JSM6510掃描電鏡觀察金剛石磨粒的磨損形貌。

2結果及討論

2.1釬焊金剛石界面的形貌及元素擴散

圖3為在釬焊溫度為980℃和保溫時間為15 min條件下，釬焊金剛石界面形貌及其界面處的元素掃描結果。由圖3b可以看出：C峰在界面附近40μm處強度急劇下降，Cu、Sn和Ti峰強度卻較高；而W元素的強度除在40μm處較高外，還在57μm處較高，說明W元素在這兩處都出現了偏聚，可能出現了Cu、Sn或Ti的金屬間化合物以及W和Ti的碳化物，這與文獻[16]的研究結果類似。

為更準確反映界面處元素的分布情況，對金剛石界面進行了面掃描，不同元素的映射關系結果見圖3c～圖3g。結合圖3b和3g可知：W元素在釬焊金剛石界面附近富集，考慮是WC發生了元素擴散。

為確定在釬焊溫度為980℃和保溫時間為15 min條件下的釬焊金剛石表面及其附近物相，對釬焊金剛石界面及其附近區域進行XRD測試，結果見圖4。從圖4可知：（Cu，Ti）x和Cu5.6Sn是釬料在釬焊過程中元素間相互作用形成的金屬間化合物，且發現接頭處有TiC和W2C 2種新的碳化物。TiC和W2C的生成反應式見式（1）、式（2），由此可以確定圖3b中箭頭所指的第1處為釬料中未溶解的WC，第2、第3處是反應生成的W2C。在金剛石界面上反應生成TiC和W2C，可以改善金剛石與釬料之間的潤濕性，提高釬料對金剛石的把持力。

Ti+C=====TiC（1）

2WC+Ti=====TiC+W2 C（2）

為進一步研究釬焊溫度為980℃、保溫時間為15 min條件下釬焊金剛石表面的生成物，使用王水對釬焊后的金剛石進行刻蝕，去除釬焊金剛石表面的釬焊金屬，并對刻蝕后的釬焊金剛石表面進行高倍SEM表征，結果如圖5所示。從圖5a可以看出：金剛石的切削刃保存完整，其表面附著薄層生成物。圖5b是圖5a中方框微區的高倍SEM形貌，可以看出釬焊金剛石表面的生成物為致密連續分布的化合物。對圖5b中的選點（紅色+號）進行EDS分析，結果見圖5c。由圖5c可以看出：表面化合物主要由C元素（質量分數為50.74%）和Ti元素（質量分數為44.68%）組成，再結合圖4中的XRD結果，可以確定其為TiC，證明活性元素Ti與金剛石表面的C元素發生了冶金反應。生成的TiC層改善了金剛石和Cu基釬料之間的潤濕性，還可改善兩者間存在的較大的物理、化學性能差異現象，對彼此間結合界面產生的殘余應力釋放起到積極作用。

2.2釬焊工藝對釬焊金剛石表面形貌的影響

圖6為保溫時間為15 min時不同釬焊溫度下的釬焊金剛石表面宏觀形貌。由圖6可以看出：950℃下的金剛石表面切削刃完整，未完全擴散的釬料浸潤金剛石的部分很小，且釬焊結合處的裂紋和孔洞等缺陷明顯，其在金剛石磨具服役過程中會生長變大甚至可能導致金剛石磨具失效；隨著釬焊溫度升高，980和1 010℃下的金剛石表面切削刃依然完整，但釬料擴散較為完全，釬焊結合處的缺陷數目明顯減小。且980℃下金剛石的出露高度更高，釬焊結合處的形貌更好；然而，隨著釬焊溫度進一步升高，1 040和1 070℃下的金剛石表面石墨化較嚴重，而且釬料包裹金剛石較為嚴重，破壞了金剛石表面的切削刃，進而會影響金剛石的磨削性能。因此，980℃下釬焊金剛石的工藝最佳。

圖7是釬焊溫度為980℃時不同保溫時間下的金剛石釬焊后的表面形貌。從圖7中可以清楚看到：金剛石的出露高度隨著保溫時間的延長逐漸降低，過長或過短的保溫時間都不利于形成一個良好的結合界面。保溫時間過短，界面反應不充分，釬料爬升不明顯，金剛石與基體的結合強度不高；保溫時間過長，金剛石表面嚴重的石墨化和金剛石切削刃被釬料所覆蓋將導致金剛石磨具失去切削刃。在15 min保溫時間下，釬料浸潤金剛石的出露高度約占金剛石顆粒尺寸的1/2，相比其他溫度下的釬焊金剛石顆粒出露高度，其釬焊金剛石磨粒的形貌最優。

2.3釬焊溫度對金剛石磨削性能的影響

釬焊工藝中釬焊溫度越高，釬料中元素的活性越大，冶金反應越充分，越有利于形成力學性能可靠的界面結合組織；然而過高的釬焊溫度，使得金剛石的石墨化傾向嚴重，勢必會造成金剛石在磨具中的服役性能降低。

為了探究釬焊溫度對金剛石石墨化程度的影響，在950、1 010和1 070℃溫度下保溫15 min釬焊金剛石，金剛石的拉曼光譜如圖8所示。從圖8中可以明顯看出：隨著釬焊溫度升高，位于3 135 cm?1附近的石墨峰強度明顯增強，說明金剛石的石墨化程度逐漸加深。

從熱力學角度分析，金剛石石墨化的吉布斯自由能ΔGT（Θ）與溫度T的關系如式（3）所示。式（3）中的溫度越高，金剛石轉化為石墨的吉布斯自由能越低，即石墨化越容易，這與圖8的拉曼光譜結果相對應。

ΔGT（Θ）lt;－1 100－4.64T（3）

在保證所有試驗結果在同樣環境條件下進行分析測試的基礎上，定義金剛石的石墨化程度φ[17]：

Ψ=S D（S G）（4）

式中：φ為金剛石的石墨化程度，SG為石墨拉曼峰的面積，SD為金剛石拉曼峰的面積。

圖9展示了試樣在950、1 010、1 070℃溫度下保溫15 min的石墨化程度，通過微積分計算石墨峰以及金剛石峰的峰面積。從圖9中得出：隨著溫度升高，金剛石的石墨化程度逐漸增加；當溫度從950℃升高到1 070℃時，溫度升高13%，石墨化程度增加90%。

分別對保溫時間為15 min時不同釬焊溫度下的試樣進行摩擦磨損試驗，圖10為金剛石的摩擦力和摩擦系數隨磨削時間的變化曲線。從圖10中可以發現：磨削初期的摩擦力和摩擦系數急劇上升，這主要是因為在磨削初期，金剛石磨粒壓入工件材料表面，工件材料原本光滑的表面開始變得粗糙，使金剛石磨粒的磨削力和摩擦系數急劇增加；隨著磨削試驗的進行，金剛石與工件材料表面接觸良好，形成了穩定的摩擦作用，摩擦力和摩擦系數逐漸趨于穩定。另外，研究發現[18]：金剛石磨粒在同等工況下的磨削力越小，則其在磨削過程中的損耗越小。

從圖10中還可以看出：當釬焊溫度為950和980℃時，金剛石的整體磨削力和摩擦系數較低。結合圖6的金剛石SEM形貌分析，這是由于金剛石的出露高度較大，切削面積增加使摩擦力降低。但當釬焊溫度為950℃時，金剛石磨粒的切削刃保存完整（圖6），但磨削力在120 s后陡升，這一現象可能是金剛石磨粒與釬料合金連接處的缺陷導致的。在釬焊過程中，由于金剛石與釬料合金連接處焊接不牢固，在界面或者近界面處可能存在微小間隙等缺陷。這些缺陷會導致金剛石在磨削過程中易于脫落，在磨損過程中試樣進入三體磨損階段引發磨損加速，導致在磨損120 s后發生磨削力陡升的現象。當釬焊溫度為980℃時，由于溫度升高，金剛石與釬料合金中的活性元素Ti反應生成Ti-C層，提高了金剛石與釬料合金的結合強度。當釬焊溫度為1 010℃時，金剛石石墨化程度提高，部分金剛石在磨削過程中發生大面積破碎導致金剛石切削高度不一，部分完整的金剛石參與磨削而使金剛石的摩擦力增加。當釬焊溫度為1 040℃時，在前60 s金剛石還能保持較低的摩擦力，但其后摩擦力急劇上升。這主要是由于前60 s金剛石表層石墨化后又出現了新的切削刃，其與工件材料間形成了穩定的摩擦作用，降低了金剛石與工件材料間的摩擦作用力；但其后由于釬焊溫度較高，金剛石與釬料中的活性元素Ti反應激烈致使界面Ti-C層厚度增加，造成界面處應力集中，且部分金剛石脫落使得摩擦力增加。當釬焊溫度為1 070℃時，釬焊溫度升高使金剛石石墨化嚴重，且金剛石與釬料中活性元素的反應更激烈，界面Ti-C層厚度進一步增加，致使金剛石在壓應力和剪切應力作用下更易破裂和脫落，導致金剛石的摩擦力增加、磨損率高、耐磨性變差。

圖11為不同釬焊溫度下保溫15 min時金剛石的磨損形貌。圖12為不同釬焊溫度下保溫15 min時釬焊金剛石試樣的金剛石脫落率統計，其表示金剛石脫落的顆數與金剛石總顆數的百分比。如圖11、圖12所示：當釬焊溫度為950℃時，金剛石的主要磨損形態是脫落（圖11d），其脫落率最高為20%。這可能是因為釬焊溫度較低，金剛石的過度暴露導致其與釬料在界面處的結合狀態較弱，對金剛石的把持力不足，從而在摩擦磨損試驗中易于脫落。此外，釬焊時間不夠也可能是其中一個原因。當釬焊溫度提升至980℃時，金剛石的主要磨損形態是平整和微破損（圖11a、圖11b），金剛石的脫落率為0。此時釬料合金與金剛石的結合力較950℃時的有所增強，且達到理想狀態。當釬焊溫度為1 010℃時，金剛石在釬焊過程中可能發生石墨化，但此時的金剛石磨損情況與980℃時的基本類似，金剛石的少量石墨化對其性能影響不大。當釬焊溫度升至1 040和1 070℃時，金剛石的磨損形態主要是大面積破損和脫落（圖11c、圖11d），金剛石的脫落率為10%。通過觀察可以發現，金剛石易在應力集中的區域直接斷裂，殘余的小部分金剛石與釬料結合，這與金剛石在高溫下產生石墨化有很大關系。

2.4保溫時間對金剛石磨削性能的影響

釬焊工藝中保溫時間越長，界面元素擴散的時間就較長，釬料對于金剛石的浸潤更徹底；但如果釬焊保溫時間過長，便有金剛石產生熱損傷的可能性。為了探究最佳的保溫時間，在最佳釬焊溫度為980℃的基礎上對不同保溫時間下的試樣進行摩擦磨損試驗，其摩擦系數和金剛石脫落數如圖13所示。圖13中：不同保溫時間下金剛石磨粒的摩擦系數變化較大，但金剛石的脫落數變化并不明顯，說明保溫時間對金剛石力學性能的影響不大。相反，根據2.3節中的結果，溫度對金剛石力學性能的影響較大，在實驗中優先考慮釬焊溫度的影響是合理的。

從圖13中可直觀看出：保溫時間為10和15 min時，磨削中金剛石脫落的顆粒數均為最小值0，但保溫時間為15 min時，金剛石磨粒的摩擦系數相對最小，因此保溫時間為15 min時的金剛石力學性能更優。當保溫時間延長時，金剛石脫落數增加，結合圖7的形貌圖分析，過長的保溫時間會使金剛石的出露高度進一步降低，同時金剛石表面的切削刃被釬料大量覆蓋，這不利于金剛石磨粒參與磨削。綜合來看，在保溫時間為15 min時，金剛石的力學性能最佳。

大理石工件被磨削的體積可以進一步反映金剛石磨粒的磨削性能。對不同保溫時間下釬焊的金剛石試樣，計算其在磨削中磨掉的大理石體積。假設大理石表面完全光滑，圖14為金剛石試樣磨削大理石的磨削過程示意圖。如圖14所示：A為金剛石試樣磨削大理石的深度，H為金剛石磨粒出露高度，D和H1分別為金剛石磨削之后大理石磨損坑的直徑和高度，L為大理石與鋼基體之間的距離。根據式（5）計算大理石的磨削體積Vc：

Vc=π+（5）

假設磨損坑為規則的圓弧，其圓心位于L之間，則可得到D與H1以及L之間的關系式：

D=2√H12+H1L（6）

而L與H1以及金剛石試樣磨削大理石的深度A之間的關系式為：

L=H1-A（7）

聯立式（5）～式（7）得到：

圖15為釬焊溫度為980℃時不同保溫時間下釬焊金剛石試樣磨削大理石的體積。如圖15所示：在10、15、20和25 min的保溫時間下，保溫時間為15 min時的金剛石試樣磨削大理石的體積最大，從側面進一步證明了此時金剛石試樣的磨削性能最優。

3結論

（1）金剛石顆粒與WC/Cu-Sn-Ti復合釬焊界面形成的化合物層均勻連續且致密，在金剛石顆粒表面形成了薄而連續的層片狀TiC和少量W2C相，提高了金剛石與鋼基體的結合強度。

（2）釬焊溫度和保溫時間對于釬焊后金剛石形貌有很大影響。隨著釬焊溫度升高，釬料沿金剛石表面爬升高度增加且金剛石石墨化加重，但界面缺陷逐漸減小。保溫時間過短，界面反應不充分，釬料爬升不明顯，金剛石與基體的結合強度不高；保溫時間過長，金剛石表面石墨化嚴重，且其切削刃被釬料所覆蓋，將導致金剛石磨具失去切削能力。

（3）在釬焊溫度為980℃和保溫時間為15 min的條件下，金剛石顆粒在磨削過程中的摩擦力和摩擦系數相對較小，對大理石工件的磨削體積最大，且金剛石顆粒的脫落率最低。

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作者簡介

通信作者：杜全斌，男，1983年生，博士、副教授。主要研究方向：先進焊接材料與裝備超硬工具制備技術與裝備、金剛石熱界面材料開發、激光增材表面修復再制造。E-mail：paperduqb@126.com

（編輯：周萬里）

Effect of brazing process on microstructure and properties of brazed"diamond interface

CUI Bing1，JIANG Xue1，DU Quanbin2，XU Fan1，YAN Peipei1，WANG Lei2，ZHANG Liyan2

（1.Key Laboratory of Green Manufacturing and Surface Technology of Advanced Metal Materials，Ministry of Education，School of Materials Science and Engineering，Anhui University of Technology，"Maanshan 243002，Anhui，China）

（2.Henan Key Laboratory of Intelligent Manufacturing Equipment Integration for Superhard Materials，Henan Mechanical and Electrical Vocational College，Xinzheng 451191，Henan，China）

Abstract Objectives：Diamond tools are widely used in various fields.Copper-based brazing materials are used for brazing diamond tools.In response to the problems of low-temperature phase flow and low bonding strength of copper-based brazing materials at high temperatures，different brazing temperatures and brazing times are designed，and the WC/Cu-Sn-Ti composite brazing material is used for vacuum induction brazing to study the changes in microstructure and mechanical properties of brazed joints.Methods：The brazing samples were made of HWD40 diamond with a particle size code of 35/40，a 45 steel matrix，and WC/Cu-Sn-Ti composite brazing filler metal.The vacuum degree was 1×10?3 Pa，the brazing temperature were 950，980，1 010，1 040 and 1 070℃，and the brazing time was 10，15，20 and 25 min，respectively.The SEM observation and XRD phase analysis were carried out on different samples after brazing.At the same time，friction and wear tests were carried out on brazing samples at different temperatures and different holding times to obtain the grinding amount and diamond drop rate of the samples，so as to analyze the mechanical prop-erties of the joint structures.Results：（1）Under the conditions of a brazing temperature of 980℃and a holding time of 15 min，the line scan analysis is conducted on the elements at the brazed diamond interface.It is found that the W ele-ment is enriched near the brazed diamond interface，possibly due to the diffusion of elements in WC.The XRD phase analysis showes the formation of TiC and W2C compounds at the diamond interface，which can improve the wettability between the diamond and brazing material，and enhance the adhesion of the brazing material to the diamond.In order to further determine the formation of TiC，the sample is subjected to aqua regia etching，and the surface of the diamond particle is analyzed by SEM and EDS to determine that the TiC is formed by the metallurgical reaction between the act-ive element Ti and the C element on the diamond surface.（2）To investigate the effect of the brazing process on the sur-face morphology of brazed diamond，the morphology of the diamond surface is analyzed at different brazing temperat-ures with a holding time of 15 minutes.It is found that the diamond surface has obvious pores and cracks at a brazing temperature of 950℃.When the brazing temperature is raised to 980℃，the cutting edge of the diamond remaines in-tact，and the diamond is exposed the most.As the brazing temperature continues to rise，the diamond graphitization phe-nomenon in the brazed sample becomes severe.Therefore，the brazing process with a holding time of 15 minutes and a brazing temperature of 980℃has the best effect.（3）Raman analysis is performed on the samples at 950，1 010，and 1 070℃to calculate the ratios of the diamond peak and graphite peak in the samples.It is found that when the temperat-ure increases from 950℃to 1 070℃，the temperature increases by 12%，and the degree of graphitization of diamond increases by 90%.At the same time，when the brazing temperature is 980℃，the main wear form of the diamond is flat and micro-damage，and the diamond shedding rate is 0.（4）To further compare the effect of insulation time on the per-formance of brazed joints，friction and wear tests are conducted on samples with different insulation times at the optim-albrazing temperature of 980℃.It is found that as the insulation time increases，the number of diamond drops in-creases from 0 to 3.However，if the insulation time is too long，the diamond particles suffer thermal damage.When the brazed sample with an insulation time of 15 minutes is used to grind marble，the marble grinding volume of the sample is 36.154 mm3，and the grinding performance of the sample is the best.Conclusions：The compound layer at the inter-face between the diamond particles and the WC/Cu-Sn-Ti composite brazing is uniform，continuous and dense.A thin and continuous layered TiC and a small amount of W2C phase are formed on the surface of diamond particles，which im-proves the bonding strength between the diamond and steel substrate.Under the conditions of a brazing temperature of 980℃and a holding time of 15 min，the friction coefficient of diamond particles in the grinding process is small，the grinding amount of the marble workpiece is large，and the diamond particle shedding rate is low.By reasonably con-trolling the brazing temperature and holding time，the efficiency and quality of diamond-abrasive tools in the processing of marble and other materials can be improved，the shedding rate of diamond particles can be reduced，and the service life of abrasive tools can be extended.At a brazing temperature of 980°C and a holding time of 15 minutes，the dia-mond particles exhibit a low friction coefficient during the grinding process，a high grinding volume on marble work-pieces，and a low diamond drop-out rate.By controlling the brazing temperature and holding time，the efficiency and quality of diamond grinding tools in processing materials such as marble can be improved，reducing the diamond particle drop-out rate and extending the tool's service life.The WC/Cu-Sn-Ti brazing material was used for vacuum brazing of diamond.The effects of brazing temperature and holding time on the morphology，the interfacial structure，and mechanical properties of brazed diamond were studied using a scanning electron microscope，X-ray diffractometer，energy spectrum analysis，and shear and grinding experiments.The results show that the compound layer formed at the composite brazing interface between diamond particles and WC/Cu-Sn-Ti is uniform，continuous and dense，and a thin and continuous layered TiC and a small amount of W2C phases are formed on the surface of diamond particles，which improves the bonding strength between the diamond and steel matrix.As the brazing temperature increases and the holding time prolongs，the interface defects of brazing gradually decrease，and the degree of diamond graphitization in-creases.Under the brazing temperature of 980℃and a holding time of 15 minutes，the friction force and the coefficient of friction of diamond particles during the grinding process are relatively small，resulting in the largest grinding volume for the marble workpiece and the lowest detachment rate of diamond particles.

Key words Cu-Sn-Ti brazing material；brazing process；mechanical properties；diamond grinding tool