Effects of Process Temperature on the Tribological Properties of Tetrahedral Amorphous Carbon (ta-C) Coating

(1)

DOI https://doi.org/10.9725/kts.2019.35.6.362

공정 온도에 따른 사면체 비정질 카본 (ta-C) 코팅의 트라이볼로지적 특성연구

강용진¹ㆍ김도현¹ㆍ류호준²ㆍ김종국³ㆍ장영준^1†

1

한국기계연구원부설 재료연구소 표면기술연구본부 극한환경코팅연구실 선임연구원

2

한국기계연구원부설 재료연구소 표면기술연구본부 극한환경코팅연구실 학생연구원

3

한국기계연구원부설 재료연구소 표면기술연구본부 극한환경코팅연구실 책임연구원

Effects of Process Temperature on the Tribological Properties of Tetrahedral Amorphous Carbon (ta-C) Coating

Yong-Jin Kang

¹

, Do Hyun Kim

¹

, Hojun Ryu

²

, Jongkuk Kim

³

and Young-Jun Jang

¹^†

1

Senior Researcher, Extreme Environmental Coating Department, Korea Institute of Materials Science (KIMS)

2

Student Researcher, Extreme Environmental Coating Department, Korea Institute of Materials Science (KIMS)

3

Principal Researcher, Extreme Environmental Coating Department, Korea Institute of Materials Science (KIMS) (Received September 10, 2019 ; Revised November 22, 2019 ; Accepted November 27, 2019)

Abstract − In this study, mechanical and tribological properties were investigated by varying the process tem- perature (50, 100, 125 and 150

^o

C) to reduce internal stress. The internal stress reduction by thermal dissociation ta-C coating film with increasing temperature is confirmed through the curvature radius of the ta-C coating according to the temperature of the SUS plate. As the coating temperature increased, the mechanical properties (hardness, modulus, toughness) deteriorated, which is in agreement with the Raman analysis results. As the tem- perature increased, the sp

²

phase ratio increased owing to the dissociation of the sp

³

phase. The friction and wear properties are related to the process temperature during ta-C coating. Low friction and wear properties are observed in high hardness samples manufactured at 50

^o

C, and wear resistance properties decreased with increas- ing temperature. The contact area is expected to increase owing to the decrease of hardness(72 GPa to 39 GPa) and fracture toughness with increasing temperature which accelerated wear because of the debris generated. It was confirmed that at process temperature of over than 100

^o

C, the bond structure of the carbon film changed, and the effect of excellent internal stress was reduced. However, the wear resistance simultaneously decreased owing to the reduction in fracture toughness. Therefore, in order to increase industrial utilization, optimum tem- perature conditions that reduce internal stress and retain mechanical properties.

Keywords − filtered cathode vacuum arc(자장여과아크플라즈마), tetrahedral amorphous carbon(사면체 비정 질 카본), process temperature(공정온도), Hardness(경도), friction(마찰), wear(마멸)

1. 서 론

카본을 이용한 연구는 Graphene, Carbon nano tube (CNT), 및 비정질 탄소막 (Diamond-like Carbon, DLC) 등이 활발하게 연구되고 있다. 이중, 비정질 탄소막은

†

Corresponding author: [email protected] Tel.: +82-55-294-9501, Fax.: +82-55-280-3883 http://orcid.org/0000-0003-1507-1672

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(2)

1970 년대 초반 S. Aisenberg 등에 의해 발표된 이후 다 양한 연구를 통해 산업 전반적으로 활용도가 증가되어왔 다. DLC는 잘 알려진 것과 같이 코팅 법에 따라 비교 적 용이하게 여러 가지 재료에 코팅이 가능하며, 카본 에 너지를 제어하여 사용 목적에 맞게 기계적 특성 구현을 할 수 있는 장점이 있다 [1-6].

또한, 수소 함유량이나 첨가원소 (질소, 붕소, 불소, 텅 스텐 및 크롬 등)를 제어함으로써 재료 특성 향상에 따 른 산업적 응용기술이 되고 있다 [7]. DLC 코팅 계열의 경우, 수소화 비정질 카본 (hydrogenated amorphous carbon, a-C:H) 과 비정질 카본 (amorphous carbon, a-C) 및 사면체 비정질 카본 (tetrahedral amorphous carbon, ta-C) 카본 코팅 막 등이 이러한 용도를 위해 제안되어 왔다.

이 중에서, ta-C 코팅은 기계적 물성이 우수한 반면에 높은 내부응력 특성에 기인하여 사용 두께가 제한되어 산업적 적용에 어려움이 있다. 이는, ta-C 코팅 중 발생 하는 높은 카본 이온에너지의 크기에 기인된 것으로 코 팅 막 박리 (delamination)의 직접적 원인이 되고 1 µm 의 코팅 막 두께 발현불가에 따라 트라이볼로지 코팅 응 용에 있어 매우 제한적 원인이 되고 있다.

현재까지 응력제어를 위한 대표적 방법으로 (1) 높은 전압과 낮은 전압의 반복적 바이어스 전압인가와 표면 에서의 발생 열에 대한 냉각공정이 수반되는 응력상쇄 기법과 (2) 코팅 중 질소가스를 주입하여 챔부 내부 압 력을 증가하여 카본 이온의 평균자유행로 (Mean Free Path, MFP) 를 제어하여 기판으로 집속되는 카본 이온에 너지를 강제로 감소시키는 방법이 발표되었다 [8-10].

본 연구에서 사용된 자장여과아크플라즈마 (Filtered Cathode Vacuum Arc, FCVA) 방식을 활용한 ta-C 코팅의 경우 고경도 (40 GPa 이상) 를 만족하기 위해 코팅 중 온 도 함수는 50

^o

C 이하의 상온 환경으로 제한되어 제작된 다. 따라서, 카본 이온의 입사에너지가 매우 높고 평균자 유행로(Mean Free Path, MFP)가 길어 축적되는 내부 응 력은 두께 증가에 따라 증가한다.

따라서, 본 연구에서는 ta-C 내부 응력제어를 목표로 코팅 챔버의 온도변화하여, ta-C 코팅 막의 기계적 물성, 마찰 및 마멸거동 특성연구를 수행하였다.

2. 연구방법 및 내용

2-1. ta-C 시편 준비

공정온도를 달리한 ta-C 코팅 막의 제작을 위해 Fig.

1 과 같은 FCVA 방식 진공시스템을 사용하였다. 코팅공

정은 시료의 (1) 화학적 전처리 공정, (2) 선형이온소스 를 활용한 아르곤 (Ar) 세정과 (3) 밀착력 및 내부응력 제어용 중간층 코팅을 위한 비평형 마그네트론 스퍼터 링 (Unbalanced Magnetron Sputter, UBM) 공정 및 아 크 플라즈마 방전 시 챔버 온도 승온에 따른 ta-C 코팅 공정 순서로 진행되었다.

이때, 최대 진공도는 5 × 10

^-3

Pa 의 환경이며 덕트 바이 어스 (Duct bias) 및 기판 바이어스 (Substrate bias) 전 압은 각각 15 V

d

, 0V

s

로 선정하였다. 기판 바이어스를 0 V

s

로 선정한 이유는 본 논문에서 얻은 실험적 결과를 바 탕으로 부도체와, 도체의 기판에 모두 적용 할 수 있기 위해서 선정하였다.

실험에 사용된 소재는 고속도강 (High Speed Steel, HSS) 을 사용하였으며, ta-C 코팅 막의 구성과 두께는 중 간층 (Cr) 0.2 µm, ta-C 0.8 µm로 총 1 µm두께가 되도 록 증착하였다.

정확한 공정온도 영향성 부여를 위해 승온에 필요한 Fig. 1. Schematic illustration of ta-C deposition process.

Fig. 2. Schematic representation of ta-C coating concepts

as a function of temperature heating.

(3)

가열시간을 측정하여 설정하였으며, 코팅 중 열전대 (Thermo-couple) 와 온도 기록지 (Thermo-label)를 활용 하여 실제 챔버내부 온도를 측정하였으며 Fig. 2에 나타 내었다.

2-2. 시편 분석

제작된 ta-C 코팅 막에 대해 나노압입시험법 (수직하 중 10 mN, 압잎 깊이 200 nm및 ta-C의 포아송비 0.17 [11])과 라만 분광분석 (Raman spectrum analysis) 을 통해 공정온도 증가에 따른 구조변화 분석을 진행하였 다. 마찰 및 마멸시험은 ball-on-disk 타입의 시험기를 활 용 하였으며 시험 조건은 표1과 같다.

따라서, 본 연구에서는 ta-C 내부 응력제어를 목표로 코팅 챔버의 온도변화를 통해 50, 100, 125 및 150

^o

C 로 설정하여 ta-C 코팅 막의 기계적 물성, 마찰 및 마멸거 동 특성연구를 수행하였다.

3. 결과 및 고찰

3.1 공정온도에 따른 ta-C 코팅 막의 내부응력변화 거동

일반적으로, 코팅 막에 대한 내부응력계산은 Stoney’s equation 을 활용하여 코팅 후 변형된 기판의 휨 (곡률반 경 변화)으로부터 내부응력을 계산하는 방법이 대표적으

로 활용 된다 [8].

내부응력 계산을 위해 코팅 시 Si wafer를 스트립 형 태로 절단하여 동시 장입하지만, ta-C의 경우 내부응력 이 4~7 GPa로 wafer가 파괴되어 측정이 불가하다 [12].

따라서, 본 실험에서는 SUS plate를 코팅 중 동시 장입 하여 공정 온도에 따른 SUS plate의 휨으로 내부응력 변 화를 관찰하였다.

Fig. 4 에 도시한 것과 같이, 공정온도가 50

^o

C 에서 100

^o

C 로 증가할수록 SUS plate의 곡률 반경이 증가하였다. 그 러나, 125, 150

^o

C의 경우 SUS plate의 휨은 굽힘 변형 형태를 유지하나 곡률 반경은 온도 증가에 따라 감소하 여 내부응력이 감소하는 것을 실험적으로 확인 하였다.

이러한 현상은, ta-C 코팅 중 기판바이어스 전압을 인가 할 경우, 내부응력은 0 V에서 증가하기 시작하여 100 V에 서 최대치를 취한 후 300 V까지 인가한 경우와 유사한 거동으로 사료된다 [9,13]. 이는, 공정 중 기판 바이어스 증가에 따라 표면으로 연속 입사되는 카본 이온의 충격 열원의 응축되는 현상과 유사하기 때문이다.

또한 Fig. 4 (b)에서 볼 수 있듯이, 동일한 두께의 ta- Table 1. Tribo-test conditions

Experimental Conditions

Ball SUJ2

Cycle 10,000

Speed (RPM) 200

Normal Load (N) 10

Fig. 3. Schematic diagram of the Ball-on-disk type of tribo-system.

Fig. 4. (a) Curvature measurements and (b) surface

color changed after ta-C coating as a function of tem-

peratures.

(4)

C 막이 코팅되었더라도 표면에서의 색상변화가 나타났다.

특히, 공정 온도 100

^o

C 이하에서는 간섭색상 (무지개)이 관찰 되며 온도가 125, 150

^o

C 로 증가 될수록 간섭색상 은 점차 사라지며 흑색으로 변화함을 알 수 있었다.

표면 색상이 변화하는 것은 코팅 중 ta-C 내부 구조가 높은 광투과성이 있는 sp

³

phase rich 구조에서 광투과성 이 낮은 sp

²

phase rich 구조로 변화한 것으로 판단된다.

이러한 현상은 공정온도 변화에 따른 SUS plate의 곡률 반경 변화결과와 일치하며 높은 내부응력을 가지는 ta- C 코팅은 100

^o

C 이하에서 코팅 될 경우 sp

³

phase rich 한 구조로 만들어 짐을 알 수 있는 지표로 들 수 있다. 보 다 자세한 구조변화 및 기계적 물성에 대한 거동분석을 위해 라만분석을 통한 비파괴 검사와 나노압입시험을 통 한 파괴 검사를 수행하였다.

3-2. 공정온도에 따른 ta-C 코팅의 기계적·구조적 특성 변화

Fig. 5 에 공정온도 변화에 따른 기계적 특성 변화를 나 타내었다. 50

^o

C 환경에서 제작 된 ta-C 코팅의 경우 72

± 6 GPa 로 높은 경도특성을 갖으나, 공정온도가 100

^o

C 로 증가하면서 경도는 65 ± 4 GPa에서 감소하며 이후 급 격히 감소하여 실험온도가 125

^o

C 및 150

^o

C 일 때 각각 의 경도는 45 ± 2 GPa, 39 ± 2 GPa로 나타났다.

탄성계수도 경도와 동일한 경향으로 변화하였다.

또한 탄성계수와 경도의 상호비례식으로 (H

³

/E

²

) 표시 되는 파괴인성[14]도 경도변화와 동일하게 공정온도가 증 가할수록 감소되었다.

일반적으로 파괴인성이 증가할수록 마멸이 작고, 내충 격성, 내산화성이 우수하다. 따라서, ta-C 코팅 시 100

^o

C 이상의 공정 온도 증가는 경도 및 내부응력 제어는 가능

하나 파괴인성 감소가 동반되어 내마모성이 감소할 수 있는 trade-off를 가지는 것으로 예측 할 수 있었다.

이러한 실험적 결과에 대한 가설을 규명하기 위해 Raman 분석을 통해 제작된 ta-C 코팅 막의 구조변화를 확인하였으며, Fig. 6에 도시하였다.

일반적으로 Raman 분석 시 ta-C 코팅 막의 라만 peak (D, G peak) 의 위치와 I(D)/I(G) 분율을 구분하여 코팅 조건에 따른 구조변화와 내부응력 변화를 확인할 수 있 으며, I(D)/I(G) 분율값이 높아질수록 기계적 특성이 낮 아진다고 많은 문헌에서 보고되고 있다 [15]. G-peak의 경우, Graphite peak라고도 하며 코팅 막의 연질화 정도 의 기준이 되며 1580 cm

^-1

부근에서 발생한다. 이때, G- peak의 위치가 왼쪽으로 이동할 경우 코팅 막의 구조가 점점 흑연화로 변화하여 코팅 막의 미세구조 변화 추이 와 내부응력 거동을 확인하며, D-peak의 경우 부정열 (disorder) 피크로 코팅 조건에 따른 ta-C 코팅 막의 단단 함을 예측할 수 있는 지표가 된다 [15].

Fig. 6 에 공정온도에 따른 ta-C 코팅 막의 라만 분석 결과를 보면, 50

^o

C, 100

^o

C 부근에서는 G-pak position 과 I(D)/I(G) 분율은 큰 변화가 없으나, 125

^o

C 온도에서 Fig. 5. Hardness and elastic modulus of ta-C coatings

as a function of process temperatures.

Fig. 6. (a) Raman analysis of ta-C coatings as a

function of process temperature, and (b) G-peak and

I(D)/I(G) ratio behaviors.

(5)

부터 G-peak position이 1568 cm

^-1

에서 1566 cm

^-1

으로 좌측으로 이동되며, I(D)/I(G) 분율 또한 0.55에서 1.28 로 크게 변하는 것을 확인하였다.

I(D)/I(G) 분율의 증가는 ta-C 코팅막의 카본 결합 구 조가 sp

³

phase에서 sp

²

phase 로 변화되는 것을 의미하며, 이는 앞서 언급한 챔버온도에 따른 SUS plate 색상 변 화와 기계적 특성 평가 결과와 일치하는 것을 알 수 있 다. 또한 sp

²

phase 증가로 인해 G-peak의 왼쪽이동 현 상은 ta-C 코팅의 내부응력 완화를 예상 할 수 있으며, 이는 SUS plate의 곡률 반경 변화 경향과 일치하였다.

그러나, 챔버온도 150

^o

C 환경에서는 125

^o

C 에 비교 시 큰 변이점은 확인되지 않는데, 이는 125

^o

C 온도에서 ta-C 코팅 막의 결합 구조가 대부분 변화되었기 때문으 로 사료된다.

공정온도에 따른 ta-C 막의 기계적 구조적 변화는 크 게 2가지 원인으로 예상된다. (1) 저온의 공정온도에서 는 Carbon의 thermal mobility가 낮아 표면상에서 확산 되지 않고, 고정된 상태에서 막이 형성됨에 따라 높은 밀 도 환경 하에서 sp

³

phase 가 형성되는 반면에, 온도가 높

은 환경에서는 높은 thermal mobility로 인해 carbon의 표면 확산으로 sp

²

phase clusters 형성, (2) sp

³

phase 가 높은 분율의 ta-C막이 고온의 환경으로 인한 열분해됨에 따른 sp

²

phase 으로 구조변화로 기인된다고 예상되며, 관 련하여 여러 연구에서도 관련된 내용이 보고되고 있다 [16-17].

다음으로 챔버온도에 따른 ta-C 코팅의 기계적 및 구 조적 특성 평가의 결과를 바탕으로 마찰, 마모 평가를 수 행하였다.

3-3. 공정온도에 따른 ta-C 코팅의 마찰 및 마멸 특성 Fig. 7 에 챔버온도에 따른 ta-C 코팅 막의 마찰 마멸 특성 결과를 도시하였다.

공정온도가 50

^o

C 인 ta-C의 경우 일반대기 중 평균 마 찰계수는 0.13을 기록 하였으며, 공정 온도중가에 따라 마찰계수는 0.15, 0.18, 및 0.16 으로 소폭 증가 후 감소 되었다.

이러한 마찰거동은 3.1장에서 도시한 경도 및 파괴인 성 거동과 비교해 볼 때, 50

^o

C 환경 하 ta-C 코팅의 경도 는 72 ± 6 GPa로 마찰 시험 시 상대재료인 SUJ2 ball과 의 접촉면적 감소로 저마찰 특성을 발현한 것으로 판단 된다.

그러나, 공정 온도를 증가하여 제작한 ta-C 코팅은 기 계적 물성 감소와 더불어 마멸특성의 대표적 지표인 파 괴인성 감소가 있어 마찰 중 접촉면적 증가와 마모가속 이 마찰계수 증가에 기인한 것으로 사료된다. 아울러, 100

^o

C 이상의 온도에서는 sp

²

clusters 생성으로 표면의 거칠기가 증가 보고되고 있으며, 이는 접촉면적의 증가 로 이어져, 높은 마찰계수의 원인으로 예상할 수 있다 [16,18].

Fig. 7. (a) Frictional behaviors of ta-C coatings with respect to SUJ2 ball sliding distance and (b) Average friction coefficient of ta-C coatings with respect to increase with temperature.

Fig. 8. Wear rate and H

³

/E

²

ratio behaviors as a function

of process temperature.

(6)

또한, Fig. 8에 도시한 것과 같이 ta-C 코팅 막의 마멸 은 공정온도 증가에 따라 증가하며 파괴인성 거동과 비 교할 경우, 파괴 인성 감소특성에 따라 마멸은 증가하는 것이 일치하였다.

Fig. 9 는 마찰 및 마멸 시험 후 상대재료인 SUJ ball 의 표면을 도시한 광학현미경 사진이다. 상대재료의 마 멸거동 또한 접촉면적 변화 영향으로 50, 100

^o

C 대비하 여, 125, 150

^o

C 조건에서 볼의 마모흔이 증가하는 것이 확인되며, ta-C 및 상대재료의 마멸 증가로 볼 주위의 debris 축척이 많음을 알 수 있었다.

이러한 현상은 공정온도가 100

^o

C 이상으로 ta-C 코팅 막을 제작할 경우, 경도 및 파괴인성이 낮게 제작되어 마 찰 및 마멸운동에 있어 접촉면적 증가와 함께 높은 마찰 력이 발생되며, 상대재(SUJ2 ball)에서 발생한 Metal, Metal oxide Debris 로 인해 마모가 더욱 더 가속된 것으 로 판단된다.

따라서 마찰 및 마멸 시험 결과에 기준하여 ta-C 코팅 중 100

^o

C 이상의 공정온도 부여는 내부응력 완화를 통 해 ta-C 후막 코팅기법은 가능하나 기계적 특성 감소와 더불어 마찰 및 마멸 특성 감소를 동반하는 것을 확인하 였다.

이를 통해, 고경도, 저마찰 및 내마멸 특성을 가지는 ta-C 코팅의 다양한 산업적 응용을 위해서는 공정온도를 100

^o

C 이하로 적용하고 코팅 중 다양한 공정 변수 설정 을 통해 트라이볼로지 특성 향상을 모색하는 것이 좋을 것으로 판단 할 수 있었다.

4. 결 론

본 연구에서는 코팅 중 ta-C 막의 내부응력 제어를 공 정온도로 설정하고 이에 따른 내부응력, 기계적, 구조적 및 트라이볼로지 특성에 대해 살펴보았다.

공정온도의 경우, 각각 50, 100, 125, 및 150

^o

C 로 자 장여과아크시스템 (FCVA System) 내 히터와 온도기록 지를 부착하여 설정하였다.

대표적 실험결과와 고찰내용을 아래와 같이 요약하였다.

(1) 공정온도가 50

^o

C 에서 100

^o

C 가 될 때 SUS plate 의 굽힙 변형은 최대치를 취한 후 125

^o

C, 150

^o

C 로 증 가 할수록 굽힘 변형은 최소화가 됨을 확인 하였다. 이 는 온도 증가에 따른 ta-C 코팅 막의 열 해리에 의한 내 부응력 감소와 구조변화로 판단하였다.

(2) 기계적, 구조적 거동 변화를 나노압입시험과 Raman 분석을 통해 고찰 한 결과, 공정 온도가 50

^o

C 에서 72 ± 6 GPa 의 고경도 특성을 나타낸 후 온도 증가에 따 라 감소하며 특히, 100

^o

C 이후 급격히 감소한 39 ± 2 GPa 로 나타났다. 이러한 기계적 거동은 라만 분 석 거동과 일치하며 sp

³

rich 구조에서 sp

²

rich 구조로 변화하는 것을 확인 하였다.

(3) 특히, 공정온도의 증가는 파괴인성 변화에 있어 매 우 밀접한 요소로 공정온도 증가에 따라 급격한 감소 특 성을 동반하였다.

(4) 마찰 및 마멸특성 또한, ta-C 코팅 중 공정온도에 따른 변수와 연관이 있었으며 50

^o

C 환경에서 제작된 고 경도 시료에서 저마찰 및 저마멸 특성이 보였다. 이는 마 찰계수 감소 방안으로 경도 증가시켜 상대재료와의 접촉 면적 감소를 유발하는 방법으로 사용가능하며, 전형적인 sp

³

rich 구조에서의 ta-C 코팅에서 보이는 현상과 같다.

그러나, 공정온도가 증가할수록 마찰 및 마멸량은 증가하 였으며, 특히 파과인성의 감소와 반비례하여 마멸량은 증 가하였다.

(5) 따라서, ta-C 코팅의 다양한 산업적 응용을 위해서 는 공정온도를 100

^o

C 이하로 설정하고 코팅 중 다양한 공정 변수 설정을 통해 트라이볼로지 특성 향상을 모색 해야 할 것으로 사료된다.

Acknowledgements

본 연구는 국가과학기술연구회에서 시행한 한국기계연 구원 부설 재료연구소의 주요사업 연구결과 (PNK6370, PNK6580) 의 일환으로 수행되었습니다.

Fig. 9. Count ball (SUJ2) wear scar analysis of ta-C

coatings as a function of process temperature.

(7)

References

[1] Aisenberg, S. and Chabot R, “Ion-Beam Deposition of Thin Films of Diamondlike Carbon”, J. Appl. Phys., Vol.42, pp.2953-2958, 1971.

[2] J. Vetter, “60 years of DLC coatings : Historical highlights and technical review of cathodic arc pro- cesses to synthesize various DLC types, and their evolution for industrial applications”, Surf. Coat.

Technol., Vol.257, pp.213-240, 2014.

[3] J. Robertson, “Diamond-like amorphous carbon”, Mater. Sci. Eng., Vol.37, pp.129-181. 2002.

[4] Lee, J. H. and Park, T. J., “Indentation and Sliding Contact Analysis between a Rigid Ball and DLC- Coated Steel Surface; Influence of Supporting Layer Thickness”, J. Korean Soc. Tribol. Lubr. Eng., Vol.30, No.4, pp.199-204, 2014, https://doi.org/10.9725/kts.

2014.30.4.199

[5] zhang, B, Lee, K.H.,Lee, C.H, and Choi, J.M.,

“Friction and Wear Characteristics of Magneto- rhelogical Fluid Depend on Surface Coated by DLC and PTFE”, J. Korean Soc. Tribol. Lubr. Eng., Vol.

31, No.2, pp.62-68, 2015, https://doi.org/10.9725/

kts.2015.31.2.62

[6] W.-Y. Lee, J-H Choi, “Application of ta-C Coating on WC Mold to Molded Glass Lens”, J. Korean Soc. Tribol. Lubr. Eng., Vol.35, No.2, pp.106-113, 2019, https://doi.org/10.9725/kts.2019.35.2.106 [7] Y. J. Jang, Y. J. Kang, Kazutaka Kitazume, Norit-

sugu Umehara, J. k. Kim, “Mechanical and electri- cal properties of micron-thick nitrogen-doped tetrahedral amorphous carbon coatings”, Diamond Relat. Mater, Vol.69, pp.121-126, 2016.

[8] T.-Y. Kim, K.-R. Lee, “Reduction of the residual compressive stress of tetrahedral amorphous carbon film by Ar background gas during the filtered vac- uum arc process”, J. Appl. Phys, Vol.101, pp.023504, 2007.

[9] M. C. Polo, “Preparation of tetrahedral amorphous carbon films by filtered cathodic vacuum arc depo- sition”, Diamond Relat. Mater., Vol.9, pp.663-667, 2000.

[10] Jang, Y. J., Kang, Y. J., Kim, G. T, and Kim, J. K.,

“Tribology coating study of thick DLC (ta-C) Film”, J. Korean Soc. Tribol. Lubr. Eng., Vol.32, No.4, pp.125-131, 2016, https://doi.org/10.9725/kts.2016.32.4.

125 [11] A.C.Ferrari, J. Robertson, “Elastic constants of Dia- mond like carbon films by surface brillouin scatter- ing”, MRS Online Proceeding Library Archive, Vol.

593, pp.311-316, 2000.

[12] S. A. Brenner and S. Senderoff, “Calculation of stress in electrodeposit from the curvature of a plated strip”, J. Res. Natl. Bur, Vol.42. pp.105-123. 1949.

[13] J.-K. Shin, K.-R. Lee, K. Y. Eun, “Effect of residual stress on the Raman-spectrum analysis of tetrahedral amorphous carbon films”, Appl. Phys. Lett., Vol.78, No.5, pp.631-633, 2001.

[14] J. M. Lackner, L. Major, “Macroscale interpretation of tribological phenomena in Ti/TiN soft-hard multi- layer coatings on soft austenite steel substrates”, Bull. Pol. Ac.: Tech., Vol.59, No.3, pp.343-355. 2011.

[15] A. C. Ferrari, J. Robertson, “Raman spectroscopy of amorphous, nanostructured, diamond-like carbon, and nanodiamond”, R. Soc. Lond., Vol.362, pp.2477- 2512, 2004.

[16] S. Kataria, A. K. Tyagi, “Evolution of coefficient of friction with deposition temperature in diamond like carbon thin films”, J. Appl. Phys., Vol.112, pp. 023525, 2012.