Performances tribologiques de l’acier inoxydable, du TMA et du Cu-NiTi recouverts de DLC

International Orthodontics 2008 ; 6 : 335-342 335

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Tous droits réservés/All rights reservedArticle originalOriginal article

Performances tribologiques de l’acier inoxydable, du TMA et du Cu-NiTi recouverts de DLC

Tribological performance of DLC-coated stainless steel, TMA and Cu-NiTi

Zakaria BENTAHAR1, Michel BARQUINS2, Martial CLIN3, Nezha BOUHAMMAD4, Khalid EL BOUSSIRI5

1 DCD, SQODF, Professeur agrégé en orthodontie, Laboratoire de biomatériaux métalliques, Faculté de médecine dentaire de Casablanca.2 Professeur d’hydrodynamique et mécanique physique, École supérieure de physique chimie de la ville de Paris (ESPCI).3 Professeur de physique, Laboratoire de physique de la matière condensée, Faculté des sciences d’Amiens. 4 DCD, Pratique privée, Agadir, Maroc. 5 Professeur de biomatériaux, Docteur d’État en physico-chimie des matériaux, Laboratoire de biomatériaux métalliques, Faculté de médecine dentaire de Casablanca.

Correspondance et tirés à part / Correspondence and reprints:

Z BENTAHAR, 3 rue Zemamra, Anfa, 20050 Casablanca, [email protected]

RésuméL’amélioration de la friction et la résistance à l’usure font partie despropriétés des couches de carbone amorphe. L’objectif de notre travailest d’étudier les performances tribologiques des couches de carboneamorphe (DLC : Diamond-Like Carbon) déposées sur des fils ortho-dontiques : Cu-NiTi, acier et TMA. Les substrats étudiés (acier inoxydable, TiMo, Cu-NiTi) sont des allia-ges fréquemment utilisés en orthodontie. Des tiges .019 x .025 inch de5 cm ont été fixées sur un support métallique en acier inoxydable. Lesdépôts de DLC ont été réalisés selon la technique “plasma enhancedchemical vapor deposition”. Un tribomètre muni d’une balance, d’unmoteur et d’un capteur électronique a été utilisé pour calculer le coeffi-cient de frottement. Pour vérifier la reproductibilité, chaque test a étérepris 10 fois. L’ensemble des données a été recueilli à l’aide du logi-ciel WinDataq Lite pour calculer le coefficient de frottement et repré-senter son évolution en fonction du temps. Le coefficient de frottement du couple acier inoxydable recouvert deDLC/acier non recouvert a subi une augmentation par rapport aucouple d’acier non recouvert, alors que pour les deux autres couples(acier/Cu-NiTi et acier/TMA), le coefficient de frottement a diminuéde 20 % à 30 %.

Mots-clés• DLC.• Friction.• Acier inoxydable.• TMA.• Cu-NiTi.

SummaryAmorphous carbon films are characterized by lower friction andimproved resistance to wear. The aim of our study was to investi-gate the tribological performance of diamond-like carbon (DLC)coated on CuNiTi, stainless steel and TMA orthodontic wires.

The substrates investigated (CuNiTi, stainless steel and TiMo)are alloys frequently used in orthodontics. Five centimetre long.019x.025 rods were attached to a stainless steel support. DLCdepositions were performed using the plasma-enhanced chemi-cal vapor deposition technique. A tribometer fitted with scales, amotor and an electronic sensor were used to calculate thefriction coefficient. To check reproducibility, each test was repea-ted 10 times. All the data were gathered using WinDataq Litesoftware in order to measure the friction coefficient and to showany changes occurring over time. The friction coefficient of the DLC-coated stainless steel vs DLC-non-coated stainless steel pair showed an increase as comparedwith the non-coated stainless steel pair. In contrast, the frictioncoefficient of the two other pairs (stainless steel/CuNiTi and stain-less steel/TMA) decreased by 20 to 30%.

Key-words• DLC.• Friction.• Stainless steel.• TMA.• CuNiTi.

Zakaria BENTAHAR et al.

336 International Orthodontics 2008 ; 6 : 335-342

Introduction

L’engouement actuel pour l’utilisation des couches minces decarbone nanostructuré dans le domaine biomédical est justifiépar les propriétés remarquables de ces matériaux : bonne bio-compatibilité, inertie chimique, grande dureté associées à lacapacité des couches à limiter la diffusion des métaux dans lesang et une excellente propriété lubrifiante [1-8]. En outre, destests d’usure ont révélé des ordres de grandeur similaires à ceuxdes céramiques utilisées dans le domaine des prothèses médica-les. Cependant, les couches de carbone nanostructuré présententun risque de décohésion en raison des contraintes internes quilimitent leur application dans le domaine du traitement de sur-face des prothèses médicales.En odontologie, d’autres applications des DLC semblent êtreintéressantes [9, 10]. En effet, le traitement orthodontique arecours, pour la correction des malpositions dentaires, à desappareillages qui peuvent être en métal, en céramique ou enplastique. Le déplacement dentaire se fait par glissement de ladent sur un arc métallique. La friction qui a lieu entre le verrou etl’arc fait partie des facteurs qui augmentent la durée du traite-ment. Pour faire face à cette friction, l’industrie essaye de développerdes métaux qui améliorent le glissement. L’amélioration de lafriction et la résistance à l’usure font partie des propriétés descouches de carbone amorphe. L’objectif de notre travail est d’étudier les performances tribo-logiques des couches de carbone amorphe (DLC) déposées sur desfils orthodontiques en acier inoxydable, en Cu-NiTi et en TMA.

Matériel et méthodes

Les substrats étudiés (acier inoxydable, TMA, Cu-NiTi) sontdes alliages fréquemment utilisés en orthodontie. Des tiges.019 x .025 inch de 5 cm ont été fixées sur un support métalliqueen acier inoxydable.Les dépôts de couche de carbone ont été réalisés au Laboratoirede physique de la matière condensée de la Faculté des sciencesd’Amiens (France). Le support contenant les tiges a été nettoyéaux ultrasons en trois temps chacun de 16 mn. Le premier net-toyage a été réalisé à l’aide du trychloroéthylène, suivi de l’acé-tone et, enfin, un dernier nettoyage à l’éthanol. Les dépôts deDLC ont été réalisés selon la technique “plasma enhanced che-mical vapor deposition” (fig. 1) [11]. Dans un premier temps, unetching a été réalisé avec une pression de 3 Pa, une puissance de250 W et une énergie de -770 V. Les couches de carbone amor-phe ont été déposées selon les paramètres suivants : 1 Pa,250 W, -454 V pendant 95 min. Un tribomètre muni d’une balance réglée en équilibre, d’unmoteur et d’un capteur électronique a été utilisé pour les tests defrottement et pour réaliser les tests d’usure. L’alimentation dumoteur était assurée à l’aide d’un générateur branché à un stabi-lisateur de courant. Sur le moteur était connectée une carted’acquisition numérique DATAQ DI-194RS branchée sur un

Introduction

The current popularity of thin films of nanostructured carbon usedfor biomedical purposes is based on the remarkable properties ofthese materials, namely, good biocompatibility, chemical inertiaand extreme hardness combined with the ability of the coatings tolimit the diffusion of the metals into the blood, as well as theirexcellent lubricating properties [1-8]. In addition, wear tests haverevealed orders of magnitude similar to those of ceramics usedfor medical prostheses. However, nanostructured carbon filmsinvolve a risk of rupture on account of internal stresses, thusrestricting their usage to the field of surface treatment of medicalprostheses.

In dental science, other DLC applications appear to offer benefits[9, 10]. Orthodontic treatment uses appliances which can bemade of metal, ceramic or plastic in order to correct crookedteeth. Tooth displacement is generated by sliding the tooth alonga metal archwire. The friction occurring between the brackets andthe archwire is one of several factors responsible for increasingtreatment duration.

To counter this friction, industry is striving to develop metalswhich improve the sliding movement. Lower friction andenhanced resistance to wear are two of the characteristics ofDLCs. The aim of this study is to investigate the tribological performanceof DLCs deposited on stainless steel, CuNiTi and TMA orthodon-tic archwires.

Material and methods

The substrates studied (stainless steel, TMA, CuNiTi) are alloysfrequently used in orthodontics. Five-centimeter long .019x.025rods were attached to a stainless steel support.

The DLC depositing was performed at the Laboratory of con-densed matter physics at the Faculty of Science in Amiens,France. The support holding the rods was cleaned by ultrasoundin three 16 minutes stages. The first cleaning was done usingtrichloroethylene, the second with acetone and the last with etha-nol. The DLC depositing was performed using the plasmaenhanced chemical vapor deposition technique (fig. 1) [11].Firstly, etching was performed at 3 Pa pressure, 250 W powerand -77V energy. The DLC was deposited using the followingparameters: 1Pa; 250W, -454V for 95min.

A tribometer fitted with scales set at balance, a motor and anelectronic sensor was used for the friction tests and to performthe wear tests. The motor was powered by a generator hookedup to a current stabilizer. To the motor we connected a DATAQDI-194RS digital data acquisition card plugged into a computer. Ahygrometer and a thermometer were placed in the work space in

Performances tribologiques de l’acier inoxydable, du TMA et du Cu-NiTi recouverts de DLCTribological performance of DLC-coated stainless steel, TMA and Cu-NiTi


ordinateur. Un hygromètre et un thermomètre, déposés dans lechamp de travail, ont été utilisés pour calculer l’hygrométrie et latempérature. Les fils en tige étaient fixés sur les porte-échan-tillons du moteur et de la balance. Avant chaque manipulation, les échantillons non recouverts deDLC étaient nettoyés à l’acétone. Plusieurs couples de frottementformés de tiges recouvertes et non recouvertes de DLC ont été tes-tés. L’acier inoxydable non recouvert de carbone composait tou-jours une surface du couple. La force normale choisie était de 10 get le moteur tournait à une vitesse de 684 μm/s. Des tests d’étalon-nage ont été réalisés avant et à la fin de chaque manipulation. L’évolution du coefficient de frottement en fonction du temps aété enregistrée. Pour vérifier la reproductibilité, chaque test a étérepris 10 fois. Enfin, un test d’usure a été réalisé pour chaquecouple.

Résultats

Pour le couple formé par des tiges en acier inoxydable non recou-vert par du carbone amorphe, le coefficient de frottement a suiviune évolution régulière tout au long du trajet (fig. 2). Le coeffi-cient de frottement statique (μs) dépendant de la force nécessairepour amorcer le glissement est situé à 0,13 et le coefficient defrottement dynamique (μd) est situé le long du trajet à 0,07. Lerecouvrement de la surface par du DLC a modifié le comporte-ment tribologique (fig. 3). Le coefficient de frottement statique(μs) est passé de 0,13 à 0,42. Deux zones irrégulières ont apparu,au début du mouvement et entre 13 et 16 secondes. Le coeffi-cient de frottement dynamique (μd) est situé à 0,14. Après107 passages (fig. 4), nous avons assisté à une accentuation de ladétérioration de la surface matérialisée par une trajectoire acci-dentée. Le coefficient de frottement dynamique a changé devaleur à trois reprises entre 0,28 et 0,36.

Fig. 1 : Sputtering.Fig. 1: Sputtering.

Fig. 2 : Évolution du coefficient de frottement du couple acier/acier non recouvert.Fig. 2: Changes in the friction coefficient of the non-coated stainless steel/stainless steel pair.

order to measure hygrometry and temperature. The rods wereattached to the specimen-holders on the motor and scales.

Prior to each pass, the non-DLC-coated samples were cleanedwith acetone. Several friction pairs including DLC-coated andnon-DLC-coated rods were then tested. One surface in the pairalways consisted of a non-carbon-coated stainless steel rod. Theusual force chosen was 10 gr and the motor operated at a speedof 684 μm/s. Calibration tests were performed before and aftereach pass. Changes in the friction coefficient over time were recorded. Inorder to check reproducibility, each test was performed 10 times.Lastly, a wear test was performed on each pair.

Results

Regarding the pair of non-DLC-coated stainless steel rods, thefriction coefficient changed steadily throughout the trajectory(fig. 2). The static friction coefficient (μs) reflecting the forcerequired to commence the sliding movement was 0.13 and thedynamic friction coefficient (μd) along the length of the trajectorywas 0.07. Coating the surface with DLC modified the tribologicalbehaviour (fig. 3). The static friction coefficient (μs) increasedfrom 0.13 to 0.42. Two irregular areas were observed at the onsetof the movement and between 13 and 16 seconds. The dynamicfriction coefficient (μd) was 0.14. After 107 passes (fig. 4), wewitnessed a deterioration of the surface as evidenced by jerkymovements. The dynamic friction coefficient changed value threetimes between 0.28 and 0.36.



Le glissement d’une tige en acier sur une tige en Cu-NiTinon recouverte de DLC a montré des valeurs du coefficientde frottement supérieur au couple précédent. Le coefficientstatique (μs) est situé à 0,37 et le coefficient dynamique(μd) se situe à 0,24 (fig. 5). La trajectoire était plus oumoins régulière avec des pics de petite taille. Le recouvre-ment de la surface du Cu-NiTi par du DLC a amélioré lecoefficient de frottement dynamique puisqu’il a été presquedivisé de moitié, passant de 0,24 à 0,14 entre 2 et 7 secon-des (fig. 6). Une zone irrégulière est apparue entre 7 secon-des et 23 secondes. Dans cet intervalle de temps, lecoefficient a subi une augmentation jusqu’à 0,28 puis unediminution pour reprendre sa valeur initiale 0,14. Après96 passages, l’interface a subi une détérioration avec uneaugmentation du coefficient du frottement à 0,33 (fig. 7).La même amélioration a été obtenue avec le couple acier/Cu-NiTi et le couple acier/TMA. Sans recouvrement, lecoefficient de frottement statique (μs) a été de 0,24 et lecoefficient dynamique (μd) est situé à environ 0,20. La tra-jectoire de variation est presque linéaire, excepté l’inter-valle de temps entre 16 et 23 secondes où nous avons eudeux valeurs minimales à 16 et à 22 secondes (fig. 8). Lerecouvrement de la tige TMA par DLC a diminué les coeffi-cients de frottement statique (μs) et dynamique (μd)puisqu’ils sont passés respectivement de 0,24 à 0,14 et de0,20 à 0,18 (fig. 9). L’endommagement de l’interface après61 passages est bien matérialisé par une augmentation ducoefficient de frottement pour atteindre une valeur de 0,34(fig. 10).

Fig. 3 : Évolution du coefficient de frottement du couple acier/acier recouvert de DLC.Fig. 3: Changes in the friction coefficient of the DLC-coated stainless steel/stainless steel pair.

Fig. 4 : Évolution du coefficient de frottement du couple acier/acier recouvert de DLC après un test d’usure.Fig. 4: Changes in the friction coefficient of the DLC-coated stainless steel/stainless steel pair after wear test.

A stainless steel rod sliding along a non-DLC-coated rod providedfriction coefficient values higher than those of the previous pair.The static coefficient (μs) was 0.37 and the dynamic coefficient(μd) 0.24 (fig. 5). The trajectory was more or less even with onlyminor peaks. Coating the surface of CuNiTi with DLC improvedthe dynamic friction coefficient which almost halved from 0.24 to0.14 between 2 and 7 seconds (fig. 6). An irregular zone wasobserved between 7 and 23 seconds. During this interval, thecoefficient increased to 0.28 before returning to its initial value of0.14. After 96 passes, the interface deteriorated and the frictioncoefficient increased to 0.33 (fig. 7).

Similar improvement was achieved with the stainless steel/CuNiTi and the stainless steel TMA pairs. Uncoated, the staticfriction coefficient (μs) was 0.24 and the dynamic coefficient(μd) was approximately 0.20. The variation trajectory wasalmost linear apart from the interval between 16 and 23 secondswhen we observed two minimum values at 16 and at 22 seconds(fig. 8). Coating the TMA rod with DLC reduced the static friction(μs) and dynamic friction (μd) coefficients as they decreased,respectively, from 0.24 to 0.14 and from 0.20 to 0.18 (fig. 9).The damage to the interface after 61 passes was evidenced bythe increase in the friction coefficient which increased to 0.34(fig. 10).



Discussion

Les alliages acier, Cu-NiTi et TMA recouverts par des couchesDLC hydrogénées déposées par la technique de “Plasma Enhan-ced Chemical Vapor Deposition” et testées dans l’air ambiantavec une humidité contrôlée ont montré un comportement tribo-logique variable d’un couple à l’autre.Conformément aux résultats obtenus dans d’autres études s’inté-ressant aux films DLC, le recouvrement des alliages Cu-NiTi etTMA a permis d’avoir une amélioration importante de leurcomportement tribologique.

Fig. 5 : Évolution du coefficient de frottement du couple acier/CuNiTi non recouvert.Fig. 5: Changes in the friction coefficient of the uncoated stainless steel/CuNiTi pair.

Fig. 6 : Évolution du coefficient de frottement du couple acier/CuNiTi recouvert de DLC.Fig. 6: Changes in the friction coefficient of the DLC-coated stainless steel/CuNiTi pair.

Fig. 7 : Évolution du coefficient de frottement du couple acier/CuNiTi recouvert de DLC après un test d’usure.Fig. 7: Changes in the friction coefficient of the DLC-coated stainlesssteel/CuNiTi pair after wear test.

Fig. 8 : Évolution du coefficient de frottement du couple acier/TMA non recouvert.Fig. 8: Changes in the friction coefficient of the uncoated stainless steel/TMA pair.

Discussion

Stainless steel, CuNiTi and TMA alloys coated with hydrogenatedDLC using the Plasma Enhanced Chemical Vapor Depositiontechnique and tested in ambient air in controled humidity demon-strated variations of tribological behavior between the differentpairs. The results agreed with those obtained in other studies related toDLC coating and showed that coating CuNiTi and TMA alloyswith DLC provided enhanced tribological behavior.



Le recouvrement des tiges en Cu-NiTi a permis de réduire, depresque la moitié, le coefficient de frottement. Cette réductionimportante peut s’expliquer par les propriétés lubrifiantes descouches DLC. L’intervalle de temps compris entre 7 et 23 secon-des est marqué par une augmentation du coefficient de frotte-ment pour atteindre le double de sa valeur initiale suivie d’unediminution (fig. 8). L’augmentation du coefficient de frottementdynamique (μd) peut être expliquée par une détérioration de lacouche DLC au niveau de certains endroits mettant ainsi encontact direct les surfaces des deux composants du couple. Aprèscette augmentation, le coefficient a diminué pour revenir de nou-veau à sa valeur initiale. Sachant qu’une diminution du coeffi-cient de friction implique la présence d’un lubrifiant, on peutdire que cette baisse indique qu’un mécanisme d’autolubrifica-tion s’est produit. Il peut bien s’agir de la graphitisation de sur-face [12-17]. Ce processus impliquant la libération d’hydrogène au niveau dela surface [18] va permettre une réduction de la friction grâce àune réserve constante de matériel sous forme de graphite obtenueà partir d’une transformation structurale de phases Sp3 en Sp2

intéressant les produits d’usure [17]. Parallèlement à la graphitisation, on peut également supposer laformation d’un film de transfert au niveau de la contreface résul-tant de la compaction d’une partie des débris d’usure transférée àpartir de la surface DLC [19, 20]. Ce film assure la protection dela contreface contre l’usure et rend plus efficace le mécanismed’autolubrification [12-15, 17]. Après 96 passages, le coefficientde frottement est passé à 0,33. Cette augmentation peut être dueà l’usure étendue et à l’élimination d’une partie de la coucheDLC.Après recouvrement par DLC, on a noté, sur le couple acier/TMA, une amélioration des coefficients de frottement mettant en

Fig. 9 : Évolution du coefficient de frottement du coupleacier/TMA recouvert de DLC.Fig. 9: Changes in the friction coefficient of the DLC-coated stainlesssteel/TMA pair.s

Fig. 10 : Évolution du coefficient de frottement du couple acier/TMA recouvert de DLC après un test d’usure.Fig. 10: Changes in the friction coefficient of the DLC-coated stainless steel/TMA pair after wear test.

Coating CuNiTi rods reduced the friction coefficient by almosthalf. This major reduction can be accounted for by the lubricatingproperties of the DLC film. The time interval between 7 and23 seconds was marked by an increased friction coefficient whichreached twice the initial value followed by a fall (fig. 8). The increased dynamic friction coefficient (μd) was probablydue to the deterioration of the DLC film at certain points, thusbringing into direct contact the surface of the two componentsforming the pair. Following this increase, the coefficientdecreased, returning to its initial value. Given that a drop in thefriction coefficient implies the presence of a lubricant, it can besurmised that this decrease points to the presence of a self-lubricating mechanism which might involve surface graphitiza-tion [12-17].

This process involves the release of hydrogen at the surface [18]which triggers a reduced rate of friction because of the constantpresence of a pool of graphite material resulting from the struc-tural transformation of Sp3 phases into Sp2 and involving thematerial produced by wear and tear [17]. In addition to the graphitization process, one can assume that atransfer film formed on the opposing surface as a result ofcompaction of some of the wear debris transferred from the DLCsurface [19, 20]. This film ensures the protection of the opposingsurface against wear and enhances the auto-lubrication process[12-15, 17]. Following 96 passes, the friction coefficient increasedto 0.33, possibly as a result of prolonged wear and tear and to theelimination of some of the DLC film.

Following coating with DLC, we observed, on the stainless steel/TMA pair, an improvement in the friction coefficients, thus demons-



évidence le rôle lubrifiant des couches DLC. La figure 9 montreune légère augmentation progressive avec le temps du coefficientde frottement sans pour autant dépasser 0,20. Cette augmenta-tion peut avoir comme cause un détachement du film DLC. Pro-bablement, l’adhésion des couches DLC sur TMA n’était pasbonne et suffisante pour pouvoir résister aux contraintes. L’amé-lioration de l’adhésion DLC/TMA doit être aussi recherchée dansles futures études afin de mieux éclaircir le comportement tribo-logique de ces alliages recouverts par DLC. Plusieurs approchesont été décrites [21-27]. L’objectif commun est d’optimiserl’adhésion de DLC sur son substrat. Après 61 passages, le coeffi-cient de frottement a augmenté à 0,26 marquant une éliminationd’une partie du DLC.Pour le couple acier/acier, contrairement à ce qui a été rapportépar d’autres études, le coefficient de frottement après recouvre-ment par DLC a subi une augmentation. Or, il est important desouligner que les propriétés tribologiques des DLC dépendentétroitement des paramètres de dépôt et de ceux de l’environne-ment où elles sont testées [17, 18, 20, 22, 28-32]. Deux filmsdéposés par la même technique et sur un même alliage peuventavoir des comportements tribologiques différents. Il est donc pos-sible que les paramètres utilisés dans notre étude ne fussent pasoptimaux pour obtenir une couche idéale permettant d’améliorerle glissement du couple formé par les tiges en acier.

Références/References

1. Grill A. Diamond-like carbon as biocompatible materials – an overview. Diamond Relat Mater2003;12:166-170.

2. Allen M, Myer B, Rushton N. In vitro and in vivo investigations into the biocompatibility ofdiamond-like carbon (DLC) coatings for orthopaedic applications. J Biomed Mater Res2001;3:319-328.

3. Cui FZ, Li DJ. A review of investigation on biocompatibility of diamond-like carbon and carbonnitride films. Surface Coat Technol 2000;131:484-487.

4. Tiainen VM. Amorphous carbon as a bio-mechanical coating: mechanical properties and biolo-gical applications. Diamond Relat Mater 2001;10:153-160.

5. Jiang SW, Li YR, Yin G, et al. Friction and wear study of diamond-like carbon gradient coatingson Ti6Al14V substrate prepared by plasma source ion implant ion beam enhanced deposition.Applied Surf Sc 2004;263:285-291.

6. Wang DY, Chang YY, Chang CL, Huang YW. Deposition of diamond-like carbon films contai-ning metal elements on biomedical Ti alloys. Surface Coat Technol 2005;200:2175-2180.

7. Maguire PD, Mc Laughlin JA, Okpalugo TIT, et al. Mechanical stability, corrosion performanceand bioresponse of amorphous diamond-like carbon for medical stents and guidewires. DiamondRelat Mater 2005;14:1277-1288.

8. Dearnaley G, James AH. Biomedical applications of diamond-like carbon (DLC) coatings: Areview. Surface Coat Technol 2005;200:2518-2524.

9. Kobayashi S, Ohgoe Y, Ozeki K, et al. Diamond-like carbon coatings on orthodontic archwires.Diamond Relat Mater 2005;14:1094-1097.

10. Ohgoe Y, Kobayashi S, Ozeki K, Aoki H, Nakamori H. Reduction effect of nickel ion release ona diamond-like carbon film coated onto an orthodontic archwire. Thin Solid Films 2006;497,1-2:218-222.

trating the lubricating role played by the DLC film. Figure 9 dis-plays a slight gradual increase over time of the friction coefficientalthough never exceeding 0.20. This increase may be due to flak-ing of the DLC coating. It is likely that the adherence of the DLCon the TMA was inadequate to withstand stress. In future studies,means of improving DLC/TMA adherence should be sought inorder to shed light on the tribological behaviour of these DLC-coated alloys. Several approaches have already been described[21-27]. Their common goal was to optimize DLC adherence onthe substrate. After 61 passes, the friction coefficient rose to 0.26,thus pointing to the elimination of some of the DLC film.

As regards the stainless steel/stainless steel pairing, and in con-trast with findings reported in other studies, the friction coefficientincreased after coating with DLC. It is important then to empha-size that the tribological properties of DLC are highly dependentupon the parameters governing the coating process as well asthe setting in which they are tested [17, 18, 20, 22, 28-32]. Twofilms deposited using the same technique on the same alloy canhave different tribological behaviors. It is possible, therefore, thatthe parameters used in our study were not optimal to obtain anideal film allowing an improvement of the sliding properties of thepair of stainless steel rods.



11. Bhûshan B. Chemical, mechanical and tribological characterisation of ultra-thin and thin amor-phous coatings. Diamond Relat Mater 1999;8:1985-2015.

12. Liu Y, Erdemir A, Meletis EI. An investigation of the relationship between graphitisation andfrictional behavior of DLC coatings. Surface Coat Technol 1996;86-87:564-568.

13. Sanchez-Lopez JC, Erdemir A, Donnet C, Rojas TC. Friction induced structural transformationof diamond like carbon coatings under various atmospheres. Surface Coat Technol 2003;163-164:444-450.

14. Erdemir A. Genesis of superlow friction and wear in diamond like carbon films. Tribol Int2004;37:1005-1012.

15. Zhou ZF, Li KY, Bello I, Lee CS, Lee ST. Study of tribological performance of ECR-CVD dia-mond-like carbon coatings on steel substrates. Part 2. Wear 2005;258:1589-1599.

16. Liu DP, Benstetter G, Lodermeir E. Surface and structural properties of ultrathin diamond likecarbon coatings. Diamond Relat Mater 2003;2:1594-1600.

17. Voevodin AA, Phelps AW, Zabinski JS, Donley MS. Friction induced phase transformation ofpulsed laser deposition diamond-like carbon. Diamond Relat Mate 1996;5:1264-1269.

18. Fontaine J, Donnet C, Grill A, Le Mogne T. Tribochemistry between hydrogen and diamond-likecarbon films. Surface Coat Technol 2001;146-147:286-291.

19. Fontaine J, Belin M, Le Mogne T, Grill A. How to restore superlow friction of DLC: the healingeffect of hydrogen gas. Tribol Int 2004;37:869-877.

20. Erdemir A. The role of hydrogen in tribological properties of diamond-like carbon films. SurfaceCoat Technol 2001;146-147:292-297.

21. Zhang N, Tanaka A, Xu BS. Study on the diamond-like carbon multilayer films for tribologicalapplication. Diamond Relat Mater 2005;14:1361-1367.

22. Morshed MM, Mc Namara BP, Cameron DC, Hashmi MSJ. Effect of surface treatment on theadhesion of DLC film on 316L stainless. Surface Coat Technol 2003;163-164:541-545.

23. Bewilogna K, Wihorf R, Thomsen H, Weber M. DLC based coatings prepared by reactive dcmagnetron sputtering. Thin Solid Films 2004;447-448:142-147.

24. Noda M, Umeno M. Coatings of DLC film by pulsed discharge plasma CVD. Diamond RelatMater 2005;14:1791-1794.

25. Sheeja D, Tay BK, Lau SP, Shi Xu. Tribological properties and adhesive strength of DLC coa-tings prepared under different substrate bias voltages. Wear 2001;249:433-439.

26. Ikeyama M, Nakao S, Miyagawa Y, Miyagawa S. Effect of Si content in DLC films on their fric-tion and wear properties. Surface Coat Technol 2005;191:38-42.

27. Dumkum C, Grant DM, Mc Coll IR. A multilayer approach to high adhesion diamond-like car-bon coatings on titanium. Diamond Relat Mater 1997;6:802-806.

28. Zhou ZF, Li KY, Bello I, Lee C.S, Lee ST. Study of tribological performance of ECR-CVD dia-mond-like carbon coatings on steel substrates. Part 1. Wear 2005;258:1577-1588.

29. Suzuki M, Obana T, Tanaka A. Tribological properties of DLC films with different hydrogencontens in water environment. Diamond Relat Mater 2004;13:2216-2220.

30. Rabbani F, Vogelaar BM. The importance of unbond hydrogen and increased aromatic structureon the friction and wear behaviour of amorphous hydrogenated carbon (a-c: H) coatings. Dia-mond Relat Mater 2004;13:170-179.

31. Andujar JL, Pino FJ, Polo MC, Pinyol A. Effects of gas pressure and rf power on the growth andproperties of magnetron sputter deposited amorphous carbon thin films. Diamond Relat Mater2002;11:1005-1009.

32. Zhang W, Tanaka A. Tribological properties of DLC films deposited under various conditionsusing a plasma-enhanced CVD. Tribol Int 2004;37:975-982.

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