CC BY
159
УДК 621.793.6:669.245
А. И. Рыбников, Л. Б. Гецов, А. С. Ласкин, А. Г. Ковалев, Н. В. Дашунин, Н. В. Можайская, С. А. Леонтьев
ОПЫТ ДЛИТЕЛЬНОЙ ЭКСПЛУАТАЦИИ СТАЦИОНАРНЫХ ГТУ НА МАГИСТРАЛЬНЫХ ГАЗОПРОВОДАХ. Часть 3. Усталостные повреждения лопаток ГТУ
Рассматриваются результаты исследований причин повреждения турбинных и компрессорных лопаток стационарных ГТУ, эксплуатирующихся на КС магистральных газопроводах России.
Введение
В настоящее время усталостные повреждения лопаток энергетических стационарных ГТУ при длительной эксплуатации происходят сравнительно редко, поскольку они виброотстраиваются в процессе доводки машины и в связи с тем, что эти ГТУ преимущественно работают на стационарных режимах по оборотам. Ус -талостные разрушения лопаток газоперекачивающиж агрегатов (ГПА) при переменных оборотах наблюдаются более часто из-за трудностей виброотстройки и, в частности, в связи с накоплением коррозионных повреждений [1]. В последнее время были обнаружены усталостные разрушения лопаток входного направляющего аппарата компрессора агрегата ГТК-25ИР фирмы Дженерал Электрик и турбинных лопаток ТВД ГТК 10-4. В настоящей статье приводятся результаты исследований характера и причин этих усталостных разрушений лопаток.
Исследованию подвергались разрушенные: а) лопатка входного направляющего аппарата (ВНА) компрессора агрегата ГТК-25ИР после эксплуатации в течение 41309 ч (см. рис. 1) и б) рабочие лопатки турбины высокого давления агрегата ГТК-10-4 после 4677 ч (при общей наработке агрегата 149874 ч)
эксплуатации (см. рис. 2). По химическому составу металл лопатки ВНА соответствует составу стали АК1-403 (отечественный аналог - сталь 20Х13), а лопатка ТВД ГТК-10-4 - жаропрочному сплаву ЦНК-7 по ТУ 2-2500.
Особенность ВНА - в возможности поворота лопаток вокруг оси. Подвижное крепление лопаток представляет собой двухопорную шарнирную конструкцию. При эксплуатации значительный поворот сопровождается соответствующим увеличением углов атаки на лопатки и возбуждением нестационарных усилий, обусловленных регулярными составляющими срывных течений. При поломке лопатки произошел обрыв пера лопатки в сечении, близком к периферийной заделке к фланцу поворотной втулки.
Во время эксплуатации турбины ГТК-10-4 произошел обрыв элемента кожуха, защищающего проточную часть от теплоизоляции, и попадание в проточную часть пластины размером 300x70 мм2, частично перекрывшей пять межлопаточных каналов направляющих лопаток. Исследованиям подвергались три рабочие лопатки ТВД: замковая часть от разрушенной лопатки № 85, рабочая лопатка № 61 с повреждениями перовой части и рабочая лопатка № 19, разрушившаяся по перовой части.
Рис.1. Разрушенная лопатка ВНА
© А. И. Рыбников, Л. Б. Гецов, А. С. Ласкин, А. Г. Ковалев, Н. В. Дашунин, Н. В. Можайская, С. А. Леонтьев, 2008
Рис.2. Турбинные лопатки ТВД ГТК-10-4 после эксплуатации
Металлографические и фактографические исследования лопаток
На поверхности лопатки ВНА были обнаружены одиночные локальные повреждения, а также участки повреждений разъеденные коррозией преимущественно со стороны корыта у выходной и входной кромки, а также в полосе шириной 3 мм со стороны спинки (рис. 3). На входной кромке на расстоянии 10 мм от излома обнаружена сквозная трещина длиной около 3 мм, начало которой расположено в поверхностном дефекте - коррозионный язве (рис. 4).
Начало разрушения находится на выходной кромке. Начальная трещина имеет длину 6 мм. Очаг разрушения в виде дефекта расположен на расстоянии 3 мм от кромки и имеет глубину 1,5 мм. Поверхность начальной трещины имеет периодический рельеф, свидетельствующий об усталостном развитии трещины на этом участке. Усталостная трещина зародилась в месте коррозионной язвы.
Поломка рабочих лопаток ГТК-10-4 произошла
Рис. 3. Язвы на поверхности
по сечению первого паза елочного хвостовика. Основными элементами поверхности разрушения турбинной лопатки N° 85 являются площадки типа скола и сдвига с линиями усталости без следов макроскопической деформации (рис. 5, а). На вскрытой поверхности разрушения хвостовика турбинной лопатки № 61 (см. рис. 5, б) видно, что очаг разрушения расположен на одинаковом расстоянии от торцов хвостовика и представляет собой три кристаллографических поверхности - фасетки скола с тонким ручьистым узором.
Наибольшая из фасеток имеет размер около 1мм и расположена перпендикулярно поверхности излома на расстоянии около 259 мкм от поверхности. От очага зарождения трещина развивалась веерообразно в обе стороны к торцам и к противоположной стороне. Поверхность разрушения имеет вид транскристаллитной усталостной трещины. Основными элементами этой части поверхности являются участки хрупкого вида и террасовидные участки с усталостными линиями.
Рис. 4. Микротрещина
Рис. 5. Излом хвостовика лопаток 85 (а) и 61 (б)
Исследование причин усталостных разрушений лопаток
Наиболее вероятными причинами возбуждения колебаний лопатки ВНА являлись повышенные углы атаки в соответствующей зоне расположения разрушенной лопатки, что обусловлено как окружной неравномерностью потока во входном патрубке, так и неправильной установкой разрушенной лопатки в венце ВНА. Изменение частотных характеристик разрушенной лопатки ВНА могло быть обусловлено ослаблением цилиндрической «опоры» на внутреннем диаметре и переходом двухопорной колебательной системы к консольной. К дополнительным источникам возбуждения лопаток ВНА относится также обратное влияние на ВНА последующего венца рабочих лопаток, но при значительном осевом зазоре в проточной части оно не могло быть существенным.
Для определения причин разрушения рабочих лопаток ТВД ГТК10-4 были оценены как стационарные, так и нестационарные нагрузки на РЛ ТВД, обусловленные частичным перекрытием каналов направляющего аппарата ТВД. На основе расчетов дополнительных нагрузок обоснованы возможные причины аварийных поломок рабочих лопаток турбины ВД ГТК-10-4.
Номинальные параметры ТВД агрегата ГТК-10-4:
- Мощность N = 16200 МВт
- Число оборотов ТВД 5000-5200 об/ мин
- Начальная температура 780-800 °С
- Расход 85 кг/ сек (по ОК)
Перед аварийной остановкой агрегат работал со следующими основными параметрами:
- Частота вращения ротора ТВД 4650 об/ мин
- Частота вращения ротора ТНД 4150 об/ мин
- Давление газа на входе в ЦБН 33,9 кгс/см2
- Давление газа на выходе из ЦБН 40,1 кгс/см2
- Температура газа за турбиной 459 °С
- Максимальная температура подшипников 67 °С
- Температура воздуха перед ОК 15 °С
- Макс. вибрация на ОУП ОК ТВД (верт.)
1,7 мм /сек
- Барометрическое давление 769 мм. рт. ст.
- Противообледенительная система отключена.
Исходные данные по геометрии лопаток ТВД
приведены в табл. 1.
Для определения осредненных во времени и нестационарных нагрузок на РЛ ТВД были выполнены расчеты газодинамических и кинематических параметров в ступени турбины для режима перед аварией.
Оценка расхода на режиме с п = 4650 об/мин была выполнена на основе привлечения универсальной характеристики компрессора ГТК-10-4 [2]. С учетом отношения частот вращения п/пп = 4650/5000 = 0,93 определен рабочий режим, которому соответствует =3,75 и безразмерный расход Ол/т /р = 0,0131. Этот режим назван эксплуатационным.
Расход для указанного рабочего режима при р1 = 0,101 МПа и Т1 = 288 К
О = (0,0131*101000): л/288 «78 кг/сек.
Методика определения параметров, соответствующих снижению оборотов от номинальных до п = 4650 об/ мин, состоит в следующем.
1. Начальная температура Т = 720 °С определена в соответствии с характеристикой ГТК-10-4 и расходом 78 кг/ сек.
2. Приближенное решение задачи о стационарных нагрузках при эксплуатационном режиме основано на данных номинального режима, расчете параметров в контрольных сечениях ТВД на основе одномерного расчета и использования уравнения Стодола
Таблица 1 - Геометрия лопаток ТВД ГТК10-4
№ Венец Средний диаметр Оср мм Длина лопаток 1, мм Число лопаток Ъ Шаг лопаток / мм Хорда лопаток Ь, мм Угол установки в град Углы выхода, град
1 НЛ 1199 149,5 54 69,7 107 38 38 а= 16,5
2 РЛ 1202,5 152,5 90 41,9 66 26 30 в2 =26,5
_ р О р
т ± .
Я _ кЯ Т
н0 _--
к-1
288-993
1-
Рс
0,24
1-(■
0,19
-—) к 0,375
_ 179930 Дж/кг.
Перепад энтальпий на направляющий аппарат:
Я _ ^
к -1
288 - 993
к-1 Ри ~
1 -
Р0
0,242
1 - е
0,236 ~т )к
0,375
_ 127400 Дж/кг.
С учетом газовой постоянной, найденных статических температур в контрольных сечениях при ф =
0,96 и у = 0,95 найдены соответствующие плотности Р1 = 0,91 кг/м3. Р2 = 0,77 кг/ м3 , скорости потока С = 487 м/с, Wl = 223,6 м / с и их проекции на оси: С^ = 138,3 м/с,
С1к = 467 м/с, W1u = 175 м / с.
Располагаемый перепад энтальпий на РЛ: 288-894
Я 2 _
0,25
1 - (
0,19 .к-1 ——)
0,236
_ 52550 Дж/кг-.
где индекс п указывает на номинальное значение параметров, индекс / соответствует определяемому параметру. Давление за турбиной принято равным 0,101 МПа. Формула (2) при малом числе ступеней обладает погрешностями, которыми пренебрегаем (полагаем, что отношение под радикалом близко к единице). Поэтому будем иметь для 1-го и 2-го контрольных сечений проточной части ТВД р/рп = О/ Оп= 78/85 = 0,92.
Соответственно, получаем давления за НЛ ТВД р1 = 0,92 р1п = 0,2346 МПа и за РЛ р2 = 0,92 р2п = 0,92*0,207=0,19МПа, которые и использованы при построении к-8 -диаграммы.
3. Необходимые для определения перепадов энтальпий и скоростей потока сведения о показателе адиабаты к и газовой постоянной Я найдены по данным о свойствах стандартного топлива с 85 % углерода и 15 % водорода при его сгорании с различными избытками воздуха а [3]. В соответствии с данными ВНИИКТИТ а ~ 2,4. По таблицам [3] находим значение Я = 288 Дж/кгК и значения средней теплоемкости Ср (Т, а).
Кинематические параметры потока в ступени ТВД определены в соответствии с располагаемыми перепадами энтальпий и углами выхода потоков из НЛ и за РЛ.
Общий располагаемый перепад энтальпий на ступень ТВД:
Скорость потока на выходе из РЛ
W2 = = 373 м/с и С2и = 40 м/с. Динамические напоры
р^2/2 =22630 Па и р2 W22/2 = 0,77-3732/2 = 53565 Па.
Тангенциальное (Ри) и осевое (Рг )усилия на лопатку определялись по формуле:
Тангенциальное (Ри) и осевое (Р2)усилия на лопатку определялись по формуле:
Ри = Р2 W2z ^2 ¡2(С1и - C2u), Ри = 415 Н
Рг = Р2 ^ *2 12(Си - С2г) + Р2) *2 12 ,
Рг = 261,4 Н.
2
Ри + Р2 =
500 Н. Для среднего сечения направление силы Р практически совпадает с направлением нормали к хорде, т.е. Р равна подъемной силе Ру.
Коэффициент подъемной силы:
Су = Р^^гЧ^ = 1,09.
Статический момент в корневом сечении Мк = Ру 12 /2= 500-0,1525/2, Мк = 38,1 Нм. Изгибающий момент в сечении паза первого зуба
М3 = Ру (12/2+0,013),
М3 = 41,3 Нм. Данные о напряжениях при штатном режиме получены из [4].
Соответствующие осредненные во времени напряжения изгиба без учета концентрации в корневом сечении при эксплуатационном режиме 20 МПа и 11МПа.
Как отмечено ранее, оторвавшаяся металлическая полоса могла перекрывать до 5 каналов направляющих лопаток. Условная степень парциальности в этом случае могла достигать
е = (54-5) /54 и 0,9.
Для решения задачи о динамических напряжениях построена модель импульса нагрузки на РЛ при частичном перекрытии каналов РЛ.
к-1
В соответствии с [5, 6] при парциальном подводе газа нагрузка на рабочие лопатки представлялась в виде импульса трапецеидальной формы. В такой модели время нагружения или разгружения соответствует некоторой характерной величине, которую в [6] рекомендуется считать равной времени перемещения РЛ на один шаг ¿2. Вне активной зоны подвода рабочего тела нагрузка на РЛ полагалась равной нулю. Отметим, что действительная форма импульса существенно сложнее.
К сожалению, в настоящее время наиболее важные сведения о реальной нестационарной структуре физических явлений в концевых зонах при парциальных подводах рабочего тела отсутствуют. О некоторых особенностях осредненного во времени потока при парциальном подводе можно судить по данным экспериментального исследования одиночной ступени на модельной воздушной турбине [7].
Представленные в [7] поля потока косвенно отражают длительность переходных процессов при входе рабочих лопаток в зону за перекрытыми каналами (линия АВ) и выходе из нее. Отсюда, пространственная протяженность переходной области ^ из зоны активного потока в зону вентиляции составляет около 3,5 то есть переходное время процесса составляет и 3,5 ^/и, где и-окружная скорость. Процесс входа в зону активного потока соответствует длине 5*2 = 2,5 ¿¿/и.
При входе РЛ в теневую зону ее рабочий канал последовательно «перекрывается». Влияние перекрытия несколько ослабляется из-за наличия осевого зазора и перетеканий, но в первом приближении этими эффектами пренебрегалось. При перекрытии канала масса газа в нем, обладающая кинетической энергией, вследствие инерции сохраняет свое движение. Очевидно, что во входной части межлопаточного канала создается зона разрежения, которая растет по мере закрытия входа.
Условие динамического равновесия приближенно можно записать в виде соотношения
(р2 - pl)F = pVA W/Дт,
где p1 - давление в зоне разрежения, Р2 - давление за ступенью, р - осредненная плотность и V - объем массы газа, движущегося по инерции, Д"^Дт -осредненное ускорение указанной массы. Примем для расчета величины: р = (pi + Р2)/2, F = ij ¡2, V = Кij l2 B2, ДШ/Дт = (W1+W2)-0,5-U/1,7 t2, U = 292 м/с, B2 = 0,05 м, и значение коэффициента присоединенной массы К = 1, что позволяет определить изменение давления (разрежение) в канале
Др = Р2 - Р1 = pB2 Д^/Дх, Др = 51300 Па.
По выполненной приближенной оценке значение Др оказывается практически равным динамическому напору р2 W22/2 и, следовательно, минимальное давление на выпуклой стороне РЛ будет меньше на величину Др ~ р2^22/2, что соответствует безразмерному давлению p= -1. Следовательно, общая разность давлений на профиль будет примерно в два раза больше и усилие на лопатку также возрастет в два раза.
После завершения входа в теневую зону, длительность которого Дт' = 3,5 trJU, усилие на лопатку можно полагать равным нулю.
Процесс «вентиляции» в неактивной зоне обычно учитывается при расчете парциальных турбин, но мощность, соответствующая потерям кинетической энергии, невелика (около 1 %), что позволяет считать пренебрежимо малой и силу (отрицательную) на РЛ в зоне вентиляции. Поэтому полагаем давление в каналах РЛ, находящихся в зоне вентиляции, близким к р2.
Главная особенность процессов «входа» РЛ в активную зону заключается в том, что в активную зону перемещаются каналы с практически неподвижными относительно РЛ массами газа и давле-ниемр2. Газовый поток из НЛ, поступая в последовательно «открывающийся» канал РЛ передает свою кинетическую энергию неподвижному газу, ускоряя его. При торможении потока давление во «вхо-
ЛЯТТТРМ» МРЖПППЯТПЧНПМ КЯНЯТГР PIT тгтрт и гтлнп-
¿., с
з
Рис. 6. Схема действующего импульса при частичном перекрытии z каналов: Ах' - время выхода из активной зоны, Ат'' - время входа из активную зону
Полученные формы импульсов были использованы для определения амплитуд гармоник нестационарной силы, действующей на РЛ.
В соответствии с вибрационной диаграммой РЛ ТВД агрегата ГТК-10-4 в рабочем диапазоне оборотов от 3200 до 5200 возможны резонансы с 9-ой— 13-ой гармониками нестационарной нагрузки.
Сопоставлялись две различные модели действующих нагрузок. Первая из них (1) относится к модели, рассмотренной выше, вторая упрощенная модель трапецеидального импульса (2) была принята в соответствии с [5, 6].
Из табл. 2 видно, что величины резонансной 10-ой гармоники при 5 и 6 закрытых каналах составляют соответственно 8,5 и 4 % от средней во времени силы. Амплитуда, отвечающая 10-ой гармонике, растет при уменьшении числа закрытых каналов. Важно отметить, что амплитуды 10-ой гармоники, вычисленные по предложенной модели импульса, значительно превышают амплитуды, соответствующие трапецеидальному импульсу [5, 6 ].
Первоначальная оценка запаса прочности пера РЛ при асимметричном цикле сделана для номинального режима без перекрытия каналов. Согласно экспериментальным данным НЗЛ-ЦКТИ при работе в штатном режиме и резонансе с 10-ой гармоникой возникают динамические напряжения порядка 260 кгс/ см2. В этом случае имеем
п = -
п =■
240
26 • 2 + 0,25 -165
■ = 2,5 .
Приближенная оценка динамических напряжений в корневом сечении РЛ при резонансе с 10-ой гармоникой нестационарной нагрузки при перекрытии 5 каналов осуществлена по модели лопатки постоянного сечения [6]
а о10 = 0,085а..
П
где используется осредненное во времени напряжение изгиба, п = 0,04 - логарифмический декремент, С = 0,44 - коэффициент формы. Получим (эксплуатационный режим)
ааю = 0,085 • 20
2п 0,04
• 0,44 = 117,4 МПа.
При работе ГТК можно также ожидать снижения собственных частот РЛ из-за износа замкового соединения и увеличения вибрационных напряжений при переходе к резонансам с 9-ой гармоникой (табл. 2).
Суммарные со штатными динамические напряжения будут 143,4 МПа. Запас прочности для корневого сечения пера
~ 240
п =-
■ = 0,74
оа •к + Уот
где а_1 - предел выносливости для сплава ЦНК7, равный 240 МПа, аа - амплитуда динамических напряжений, ат= ар + аи - стационарное суммарное напряжение в опасной точке (растяжение и изгиб), К = 2 - коэффициент учета влияния концентрации и коррозии, у = 0,25. Напряжение ар составляет около 145 МПа при штатном режиме [4] и 125 МПа -при эксплуатационном. Отсюда имеем
143,4 • 2 + 0,25 -145
что свидетельствует о 100 % вероятности усталостной поломки. Эта оценка косвенно обосновывает и причину поломки по сечению первого паза замка, где несколько иные напряжения, но резко увеличен коэффициент концентрации напряжений. Можно полагать, что и для паза замка коэффициент запаса будет меньше или близок к 1.
Отметим особо, что по принятой модели величина размаха импульса нагрузки вследствие перекрытия каналов и возбуждаемых внерезонансных колебаний РЛ с оборотной частотой 77,5 Гц в 2,5 раза больше, чем осредненная во времени сила, действующая на лопатку. Это означает, что при эксплуатационном режиме (режиме поломки) величине ос-редненного напряжения изгиба, равного 20 МПа (« 200 кгс/см2), соответствует размах «квазистатичес-
о
Таблица 2 - Относительные амплитуды гармоник нестационарной силы
Число перекрытых каналов Модель импульса Относительные амплитуды для номеров гармоник
7 8 9 10 11 12 13 14
5 1 - 0,12 0,10 0,085 0,065 0,05 0,025 0,02
2 0,08 0,06 0,04 0,02 0,0 0,015 0,025 0,03
6 1 - 0,10 0,07 0,04 0,02 0,035 0,05 -
2 0,06 0,025 0,0 0,02 0,035 0,045 0,05 0,045
ких» переменных напряжений не менее 50 МПа (« 500 кгс/см2).
Вследствие крутых фронтов импульса реальный процесс будет не «квазистатическим», а динамическим, что обусловлено переходной проводимостью колебательной системы. Известно, что единичный ступенчатый импульс вызывает за-брос, равный двум. При линейно возрастающем скачке нагрузки заброс существенно уменьшается, что определяется соотношением времени нарастания скачка и периода собственных колебаний системы, а также длительностью импульса. Роль сопротивления в уменьшении забросов при малых декрементах незначительна. Некоторые сведения о расчетах забросов можно найти в [8].
Полагая в целом максимальную величину напряжений от динамических забросов не выше 50-60 МПа, т. е. в три раза меньше резонансных, и их в 10 раз меньшую частоту можно утверждать, что главная причина усталостных поломок - воздействие 10-ой гармоники возбуждения от перекрытия каналов НЛ.
Выводы
1. Проведенным анализом состояния лопаток ВНА компрессора агрегата ГТ-25ИР и рабочих лопаток ТВД ГТК-10-4 после эксплуатации в условиях магистральных газопроводов установлен усталостный характер их разрушения.
2. Проанализированы причины повышенного уровня вибрационных напряжений в лопатках турбины и ВНА компрессора. Главная причина поломок лопаток ВНА - нестационарные нагрузки при срывном обтекании. Причина поломок РЛ ТВД ГТК10-4 в перекрытии каналов НЛ, что обусловило парциальный подвод газа и, одновременно, резкое повышение нестационарных нагрузок.
3. Выполнены расчеты характера течения в ступени ТВД ГТК 10-4 при частичном («парциальном») перекрытии каналов направляющих лопаток (НЛ). Предложена модель действия нестационарных сил на рабочие лопатки (РЛ) при их периодическом выходе из активной зоны потока и при последующем входе в нее.
4. Установлено, что в рамках данной модели для указанного режима размах нестационарных импульсных усилий на РЛ равен 2,5 уровням осредненно-го во времени усилия на лопатку.
5. Предаварийный режим с п = 4650 об/мин для ГТК-10-4 соответствует резонансному режиму с 10-ой гармоникой, амплитуда которой при шести перекрытых каналах составляет 4 %, а при 5 каналах -8,5 % от осредненной во времени силы Ру на РЛ.
6. Дополнительные нестационарные напряжения, обусловленные перекрытием каналов, суммируются с переменными напряжениями от имеющейся в ТВД «штатной» окружной неравномерности потока и могут составлять более 100 МПа, что обусловливает коэффициент запаса (асимметричный цикл) меньше 1 и, соответственно, усталостные поломки рабочих лопаток ТВД.
Перечень ссылок
1. Дашунин Н.В., Рыбников А.И., Гецов Л.Б., Можайская Н.В., Крюков И.И., Леонтьев С. А. Опыт длительной эксплуатации стационарных ГТУ на магистральных газопроводах. Часть 1. Анализ характерных повреждений деталей // Вестник двигателестроения, № 3. - 2006. - С. 50-58.
2. Богорадовский Г.И., Титенский В.И. Проектирование и доводка осевого доменного компрессора К-4950/6,5., Турбины и компрессоры, январь, 1997. - С. 25-28.
3. Стационарные газотурбинные установки. Справочник под ред. Л. В. Арсеньева и В.Г. Тырышкина, М.: Машиностроение, 1989. - 543 с.
4. Расчеты на прочность ГТК-10-3. Материалы НИКТИТ, 1967. - 224 с.
5. Левин А. В. Рабочие лопатки и диски паровых турбин, Л-М: Госэнергоиздат. 1953. - 624 с.
6. Костюк А.Г. Динамика и прочность турбома-шин. М: Машиностроение, 1982. - 264 с.
7. Аэродинамика проточной части паровых и газовых турбин / Под ред. И. И. Кириллова. - М.: Машгиз, 1958. - 247 с.
8. Воробьев Ю.С., Колодяжный Р.В., Севрюков В.И., Ялютин Е.Г. Скоростное деформирование элементов конструкций К.: Наукова думка, 1989. -292 с.
Поступила в редакцию 12.11.2007
Розглядаються результати дослгджень причин ушкодження турбтних i компресорних лопаток стацюнарних ГТУ, що експлуатуються на КС магiстральних газопроводах РосП.
Results of researches of the reasons of damage turbine and compressor blades of stationary GTE, maintained on compressor station of the main gas mains of Russia are considered.
