FR2893350A1 - Procede de commande d'un agent reducteur dans une installation de post-traitement de gaz d'echappement - Google Patents

Abstract

Procédé de commande d'un agent réducteur dans une installation de post-traitement de gaz d'échappement d'un moteur comportant une conduite d'échappement équipée d'un catalyseur SCR, un système de génération d'agent réducteur (RGS) comprenant une unité de génération de NOx et de CO/H2, un catalyseur d'oxydation ainsi qu'une unité combinée d'accumulation de NOx et de génération d'ammoniac dans les gaz du système et pour réduire les oxydes d'azote, en amont du catalyseur, le système d'agent réducteur introduit de l'ammoniac, l'unité de génération de Nox et de CO/H2 recevant par une alimentation en carburant et par une alimentation en air, des matières premières pour générer de l'ammoniac, cette alimentation se faisant de temps en temps.Le flux d'agent réducteur CO/H2 est modulé dans le temps pendant une phase de mélange riche pulsée, avec un coefficient lambda < 1, comme phase de réduction pour l'unité, cette phase étant modulée brièvement, et pendant la phase riche, on modifie la composition air/carburant en amont du catalyseur d'oxydation par une modulation du coefficient lambda pour une valeur lambda.

Description

La présente invention concerne un procédé de commande d'un agent réducteur

dans une installation de post-traitement de gaz d'échappement d'un moteur à combustion interne comportant une con-duite de gaz d'échappement équipée d'un catalyseur SCR dans le sens de circulation des gaz d'échappement, un système de génération d'agent réducteur comprenant une unité de génération de NOx et de CO/H2, un catalyseur d'oxydation ainsi qu'une unité combinée d'accumulation de NOx et de génération d'ammoniac dans le chemin de passage normal des gaz du système de génération d'agent réducteur et pour réduire les oxydes d'azote, en amont du catalyseur SCR, le système de génération d'agent réducteur introduit de l'ammoniac comme agent réducteur, l'unité générant NOx et CO/H2 recevant par une alimentation en carburant et par une alimentation en air, des matières premières pour générer de l'ammoniac, cette alimentation se faisant de temps en temps.

Etat de la technique Pour réduire la teneur en oxydes d'azote des gaz d'échappement de moteurs fonctionnant en mode maigre, on peut utiliser des catalyseurs accumulateurs d'oxydes d'azote NOx encore appelés catalyseurs accumulateurs à réducteurs d'oxydes d'azote NOx ou en- core calyseurs NSC. Ces catalyseurs accumulateurs d'oxydes d'azote NOx fonctionnent de manière discontinue dans un mode à deux phases : dans la première phase la plus longue dite phase de fonctionne-ment en mode maigre (coefficient lambda > 1) on accumule les oxydes d'azote du moteur contenus dans les gaz d'échappement.

Dans la seconde phase plus courte dite phase riche (lambda < 1) on régénère les oxydes d'azote stockés par l'intermédiaire de gaz d'échappement riches générés à l'intérieur du moteur. Dans la phase de génération, pour un fonctionnement normal d'un catalyseur NSC, on forme seulement de l'azote N2, de l'eau H2O et du dioxyde de carbone CO2 à partir des oxydes d'azote accumulés. Il est connu en principe que dans les conditions de régénération défavorables comme par exemple après une régénération très longue et/ou pour un coefficient lambda faible (lambda 0,8), une partie relativement petite des oxydes d'azote accumulés NOx est convertie en ammoniac (NH3). Dans ce cas, la formation d'ammoniac NH3 est un effet non souhaité parasitaire. En prévision de la future réglementation concernant les émissions ou rejets d'oxydes d'azote par les véhicules automobiles, il faut un traitement aval des gaz d'échappement ou post-traitement des gaz d'échappement. La réduction catalytique sélective SCR permet de réduire les émission d'oxydes d'azote NOx (dénitrification) des moteurs à combustion notamment des moteurs diesel fonctionnant avec un mélange principalement maigre dans le temps c'est-à-dire un gaz d'échappement riche en oxygène. Pour cela on ajoute aux gaz d'échappement une quantité définie d'un agent réducteur à effet sélectif. Il peut s'agir par exemple d'ammoniac que l'on dose directement à l'état gazeux ou encore d'une matière première sous la forme d'urée ou d'une solution aqueuse d'urée (solution HWL) formant de l'ammoniac.

De tels systèmes HWL-SCR ont été utilisés pour la première fois dans le cas des véhicules utilitaires. Le document DE-101 39 142-Al décrit un système de nettoyage de gaz d'échappement d'un moteur à combustion interne selon lequel, pour réduire les émissions d'oxydes d'azote NOx on utilise un catalyseur SCR qui réduit en azote les oxydes d'azote contenus dans les gaz d'échappemetn en utilisant comme agent réactif de l'ammoniac. L'ammoniac est obtenu par un catalyseur d'hydrolyse à partir d'une solution aqueuse d'urée HWL en amont du catalyseur SCR. Le catalyseur d'hydrolyse transforme l'urée contenue dans la solution HWL en ammoniac et en dioxyde de carbone. Dans une autre étape, l'ammoniac réduit les oxydes d'azote en azote et génère comme produit de réaction de l'eau. Le déroulement précis de ce procédé a été suffisamment décrit dans la littérature spécialisée WEISSWELLER CIT (72), pages 441-449, 2000. La solution HWL se trouve dans un réservoir d'agent réactif.

L'inconvénient de ce procédé est que le fonctionnement du moteur à combustion interne consomme la solution HWL. La con-sommation correspond à environ 4 % de la consommation en carburant. L'alimentation avec la solution aqueuse d'urée doit être possible de manière répandue, par exemple au niveau des pompes à essence. Un autre inconvénient du procédé réside dans la plage des températures de fonctionnement requises. La réaction par hydrolyse de la solution aqueuse d'urée se produit quantitativement seulement à partir des températures de l'ordre de 200 C au niveau du catalyseur d'hydrolyse en dégageant de l'ammoniac. Ces températures des gaz d'échappement ne sont atteintes par exemple dans le cas des moteurs diesel qu'après un temps de fonctionnement prolongé. Du fait des dépots, on peut arriver pour des températures inférieures à 200 C à l'encrassage de l'unité de dosage qui au moins gène l'alimentation en solution aqueuse d'urée dans la conduite des gaz d'échappement. En outre, le dosage de la so- io lution aqueuse d'urée à des températures inférieures à 200 C peut produire du fait de la polymérisation par un blocage des caractéristiques catalytiques nécessaires du catalyseur d'hydrolyse ou du catalyseur SCR. Le document DE-199 22 961-C2 décrit une installation 15 de nettoyage des gaz d'échappement pour nettoyer les gaz d'échappement d'une source de combustion notamment d'un moteur à combustion interne de véhicule automobile pour en éliminer au moins les oxydes d'azote avec un catalyseur générateur d'ammoniac pour générer de l'ammoniac en utilisant les composants d'au moins une partie 20 des gaz d'échappement émis par la source de combustion pendant les phases de fonctionnement avec dégagement d'ammoniac et dans un catalyseur réducteur d'oxydes d'azote en aval du catalyseur générateur d'ammoniac pour la réduction des oxydes d'azote contenus dans les gaz émis par la source de combustion en utilisant l'ammoniac généré 25 comme agent réducteur. Pour cela il est prévu une unité de combustion externe générant des oxydes d'azote pour enrichir les gaz d'échappement alimentant le catalyseur générateur d'ammoniac avec les oxydes d'azote ainsi formés pendant les phases de fonctionnement avec génération d'azote. Comme unité générant des oxydes d'azote on 30 utilise par exemple un générateur à plasma pour l'oxydation par plasma d'une veine de gaz contenant de l'azote qui arriver et permet de fournir de l'oxyde d'azote. L'hydrogène nécessaire à la formation d'ammoniac est obtenu pendant les phases de fonctionnement correspondant à la génération d'ammoniac par la mise en oeuvre d'une source de combus- 35 tion générant un rapport d'air riche c'est-à-dire riche en carburant.

L'inconvénient de ce procédé est la consommation relativemnet importante de carburant pendant des nécessaires phases de fonctionnemnet avec un mélange riche. En outre, la consommation en énergie est élevée pour fournir de manière externe au moteur les oxydes d'azote nécessaires en particulier parce que les oxydes d'azote doivent être fournis dans les phases de fonctionnement et de génération d'ammoniac aussi courtes que possible avec une concentration élevée et que l'oxygène résiduel doit éliminer de manière coûteuse en énergie pour générer de l'ammoniac. Si on génère l'hydrogène par un catalyseur POx avec un reformage - oxydation partiel (POx) on a comme autre inconvénient la faible dynamique du développement d'hydrogène. Le document WO 01/14702-Al décrit un procédé de chi-mie au plasma pour générer un mélange gazeux riche en hydrogène. Dans un arc électrique on traite ainsi un mélange air/carburant de préférence dans les conditions POx. Pour éviter d'avoir à transporter un autre milieu de fonctionnement, il a déjà été proposé entre autre selon un document non publié antérieurement de la demanderesse, un procédé au plasma pour la génération embarquée des agents réducteurs. L'ammoniac nécessaire à la réduction des oxydes d'azote est fourni à partir de substances non dangereuses, à la demande dans le véhicule et ensuite au procédé SCR. Une solution acceptable du point de vue de la consommation en carburant est un procédé à fonctionnement discontinu pour générer de l'ammoniac comme cela a déjà été proposé par exemple dans ce docu- ment. Ce procédé sera appelé ci-après procédé RGS (procédé de système de génération redondante) ou système générant un agent réducteur. Un composant important d'une unité RGS est le catalyseur qui travaille certes selon un principe de base discontinu d'un catalyseur accumulateur d'oxydes d'azote NOx (NSC) mais mis en oeuvre pour que les oxydes d'azote accumulés au cours de la phase maigre soient convertis au cours de la phase réductrice riche, de manière précise en ammoniac et non en azote. Les oxydes d'azote sont fabriqués par l'unité de génération d'oxydes d'azote et dans les conditions maigres à partir de l'air que l'on combine par une unité de génération d'hydrogène/monoxyde de carbone à une unité de génération d'oxydes d'azote NOx et de CO/H2. Cette unité de génération CO/H2 est par exemple appelée unité de génération d'agent réducteur. Le mélange gazeux quittant cette unité dans les phases riches, se compose principalement de H2CO N2 et est appelé en général, gaz de reformage.

L'ammoniac généré ainsi de manière périodique (c'est-à-dire de manière cyclique) dans un catalyseur NSC est dosé à la conduite de gaz d'échappement partant du moteur pour être transformé dans le catalyseur SCR situé en aval avec les oxydes d'azote NOx venant du moteur pour donner de l'azote N2. Un tel catalyseur accumulateur d'oxydes d'azote NOx fonctionnant au maximum NH3, est appelé ci-après unité AGC (catalyseur générant de l'ammoniac). Les conditions de fonctionnement de l'unité AGC pour générer de manière précise de l'ammoniac, en dehors de la conduite de gaz d'échappement diffèrent fortement de celles d'une unité NSC habi-tuelle installée dans les débits volumiques de gaz d'échappement. Pour l'essentiel on a les différences suivantes : - une concentration de l'ordre de 10 à 20 fois supérieure en oxydes d'azote NOx (jusqu'à 1 %) et une concentration H2/CO (de la somme peut aller jusqu'à 40 %) ; - une densité de charge globale en oxydes d'azote NOx significative-ment plus élevée selon les normes pour le catalyseur accumulateur NOx (jusqu'à 2 g NO2 par litre de AGC en volume) ; et - une influence thermique fortement externe sur la longueur du catalyseur de l'unité AGC avec des gradients de température positifs AT > 100 C. Le rendement en ammoniac de l'unité AGC dépend de la conduite en température de l'unité AGC ou du profilé en température sur la longueur de l'unité AGC, de la durée de la phase riche, de la con-centration en agent réducteur ainsi que de la formulation du catalyseur.

Le mode de fonctionnement cyclique de l'unité AGC se compose d'une phase de chargement en oxydes d'azote NOx, maigre, riche en oxygène, longue et d'une phase courte, sous-stoechiométrique vis à vis de l'oxygène c'est-à-dire une phase de régénération riche rendant nécessaire la fourniture de temps en temps (fourniture pulsée) de l'agent réducteur constitué ici par le gaz de reformage. Cela est en prin- cipe possible. Toutefois, la fourniture pulsée de gaz de reformage, notamment si le produit de reformage doit avoir une très grande pureté, pose des conditions très élevées à l'activité du catalyseur du point de vue des produits à obtenir H2 et CO car le produit de reformage ne peut pas être prélevé à partir d'un stockage intermédiaire mais doit être généré dans une période de seulement quelques secondes et de manière caractéristique de 2 à 10 secondes, directement au niveau du catalyseur à partir du carburant éduit (par exemple du gazole ou de l'essence) et de l'air. Alors qu'en mode continu (mode stratifié) un tel catalyseur de fourniture de produits de reformage (étage d'oxydation partielle catalytique, étage cPDX, encore appelé à l'avenir catalyseur d'oxydation) permet grâce à la forte exothermie et ainsi aux températures élevées du catalyseur, dans une conversion sous-stoechiométrique (X 0,35) de transformer l'air avec le carburant pour obtenir le mélange souhaité CO/H2, avec des teneurs en hydrocarbures résiduels faibles HC pour de fortes teneurs en CO/H2, les températures du catalyseur en mode pulsé sont significativement plus faibles à cause de la déperdition thermique et/ou du mode de fonctionnement particulier par exemple un passage continu dans le catalyseur avec de l'air relativement froid. De plus la géométrie du réacteur cPOx peut influencer de manière négative la caractéristique de démarrage de cette phase. But de l'invention La présente invention a ainsi pour but de développer un procédé permettant un fonctionnement optimisé du niveau cPOx pour lequel on peut obtenir de fortes teneurs en H2/CO avec un glissement minimum en HC en particulier un mode pulsé. L'invention a également pour but de développer un procédé permettant d'influencer de manière optimale la caractéristique de démarrage du niveau cPOx en fonction de la géométrie du réacteur ou de compenser les influences négatives liées à cette géométrie du réacteur. Exposé et avantages de l'invention A cet effet l'invention concerne un procédé du type défini ci-dessus caractérisé en ce qu'un flux d'agent réducteur CO/H2 est modulé dans le temps pendant une phase de mélange riche, pulsée, avec un coefficient ~, < 1, comme phase de réduction pour l'unité accumulant les oxydes d'azote NOx et générant l'ammoniac, cette phase étant modulée brièvement, et pendant la phase riche, on modifie la composition air/ carburant en amont du catalyseur d'oxydation sous la forme d'une modulation du coefficient lambda pour une valeur lambda.

Une telle composition air/carburant variable dans le temps ou composition air/gaz de brûleur/carburant, sera appelée ci-après balayage lambda. Cela permet d'obtenir d'une part qu'au cours de la phase de fourniture de H2/CO, la teneur en rejets de HC et le rende-ment H2/CO en mode pulsé de l'étage cPOx soit influencée de manière avantageuse. En particulier, en mode pulsé, pour des températures de catalyseur, faibles liées au système, on peut obtenir de fortes teneurs H2/CO avec en même temps un faible glissement HC. On a en outre constaté que l'on pouvait ainsi également compenser le vieillissement naturel du catalyseur lié au passage important de HC et les teneurs décroissantes en H2/CO pendant la durée de vie, par une compensation au moins partielle. De plus, avec la modulation du coefficient lambda on peut relever ou abaisser comme souhaité les températures du catalyseur. Une variante de procédé prévoit de réaliser la modulation du coefficient lambda dans la phase riche par une variation d'un débit massique de carburant pour un débit d'air constant ou par une variation du débit massique d'air pour un débit massique de carburant constant ou par une combinaison des deux possibilités de variation ; il est particulièrement avantageux pour la modulation du coefficient lambda de varier le débit massique de carburant car cela permet la dynamique la plus forte possible ; la modulation du coefficient lambda est appliquée ainsi directement au catalyseur d'oxydation (cPOx). La caractéristique de démarrage ou caractéristique de montée en puissance du catalyseur, couplée à la géométrie du réacteur notamment à la géométrie de la zone de mélange air/carburant, peut s'influencer de manière positive si le coefficient lambda est tenu dans la phase riche pulsée, dans la plage comprise entre 0,33 et 0,45 et si au début de la phase riche, le coefficient lambda est brièvement abaissé en dessous de cette plage. Cela est notamment avantageux pour des cons- tractions de réacteurs à volume de pré-mélange important car de telles géométries de réacteur ont pour les pertes par démarrage maigre, habituelles, au début de l'impulsion de mélange riche, des caractéristiques de formation de mélange couplées au comportement en temps mort de la zone de formation de mélange qui leur est spécifique et que l'on peut compenser par le balayage lambda riche . On peut ainsi éviter tout particulièrement la réduction de la teneur en H2/CO directement après le début de la phase riche si à ce moment le coefficient lambda est abaissé à un niveau X <_ 0,3. Inversement, des constructions avec un volume de pré-mélange carburant/air, seulement réduit, présentent du fait des inhomogénéités locales carburant/air, fréquemment des conditions locales de démarrage trop riches et ainsi des passages importants d'hydrocarbures HC et/ou un dépôt de suie au début de l'opération. On peut efficacement s'opposer à de tels éléments gênants si le coefficient 15 lambda est tenu dans une plage de 0,33 à 0,45 dans la phase riche pulsée et si au début de la phase riche on augmente brièvement le coefficient lambda au dessus de cette plage. Il est particulièrement efficace d'augmenter le coefficient lambda à une valeur dont la plage de 0,7 <_ X <_ 0,9 (de manière caracté- 20 ristique environ 0,8) au début de la phase riche. Ce balayage lambda maigre permet de relever le cas échéant de manière précise les températures du catalyseur et/ou le comportement en émission ou rejet d'hydrocarbures HC et d'améliorer avantageusement les rendements H2/CO. 25 Dans les deux cas, il est suffisant que la phase riche soit précédée pendant un maximum de 1 s par une phase avec un coefficient lambda plus faible ou plus élevé par rapport au coefficient lambda prédéfini. Si pendant la phase riche pulsée on varie le coefficient 30 lambda pour le catalyseur d'oxydation cPOx, conformément à la de-mande, dans une plage de 0,3 <_ X <_ 1, on peut s'adapter de façon analogue au principe de la conception d'injection d'un système d'injection à rampe commune, la modulation lambda de manière très souple aux différentes conditions de fonctionnement ou phases de fonctionnement et/ou à différentes géométries de réacteurs ce qui se traduit également par des avantages de compensation des phénomènes de vieillissement. Selon une autre variante du procédé, à l'intérieur de la phase riche pulsée, on relève le coefficient lambda du catalyseur d'oxydation cPOx à la fin de la phase riche pour minimiser par exemple la méthanisation. Une variante du procédé prévoit qu'au début et/ou à la fin de la phase riche pulsée, on effectue un rinçage du catalyseur d'oxydation cPOx avec de l'air réchauffé et/ou dans le cas du fonctionnement avec un brûleur séparé, avec du gaz chaud de brûleur ou avec un mélange gaz de brûleur/air. De telles phases amont et/ou aval brèves, d'une durée caractéristique de 1 à 10 s permettent malgré le mode de fonctionnement impulsionnel, de maintenir la température du catalyseur à un niveau élevé car on réduit au minimum les phases de rin- 15 cage longues entre les différentes impulsions riches. La courte phase amont sert principalement à tempérer la zone de formation de mélange pour améliorer la formation du mélange pendant l'impulsion riche qui suit. La phase aval n'élimine pas les hydrocarbures transformés du catalyseur et oxyde le cas échéant les dépots de suie de la phase riche. On 20 évite ainsi les dépots de carbone sur le catalyseur. En utilisant un brûleur distinct, on peut réaliser la modulation du coefficient lambda également dans le système gaz de brûleur/air/carburant et le mode de fonctionnement pulsé du catalyseur d'oxydation cPOx y compris la formation préalable du mélange avec introduction de carburant dans le gaz chaud de brûleur ou d'un mélange de gaz de brûleur et d'air. Sans brûleur externe, l'introduction du carburant peut se faire d'une autre manière par exemple avec de l'air pré-chauffé électriquement. On peut également envisager l'utilisation d'une combinaison formée des deux cas limites. Cela est particulièrement 30 avantageux pour réduire la consommation de carburant du véhicule. Pour avoir une précision élevée et une adaptation souple à différentes conditions de fonctionnement, il est particulièrement avantageux que la modulation du flux d'agent réducteur CO/H2, du dé-bit massique d'air et de carburant et la pré-définition du coefficient 35 lambda se fasse à l'aide d'une unité de commande et de régulation avec des composants sous forme de circuit ou de programme permettant de prédéfinir une caractéristique de commande de soupape pour des sou-papes d'injection/injecteurs d'alimentation en carburant et pour une caractéristique de puissance appropriée du système d'alimentation en air. Si le procédé est appliqué à des moteurs diesel ou à des moteurs à mélange pauvre (équipés d'un système de génération embarquée d'ammoniac) la charge d'oxydes d'azote peut être réduite considérablement notamment aux faibles températures des gaz d'échappement ce qui est important en particulier pour les moteurs diesel. Mais on peut également faire fonctionner les moteurs maigres avec du carburant normal ou du carburant super et le procédé combiné au système de génération d'agent réducteur permet avantageusement de minimiser le rejet des produis polluants.

Dessins La présente invention sera décrite ci-après de manière plus détaillée à l'aide d'exemples de réalisation représentés dans les dessins annexés dans lesquels : - la figure 1 est une vue schématique d'une installation de post- traitement de gaz d'échappement d'un moteur à combustion interne équipé d'un système de génération d'agent réducteur ; -la figure 2 montre à titre d'exemple la courbe du coefficient lambda d'un catalyseur d'oxydation cPOx pour un balayage lambda riche ; - la figure 3 montre un autre exemple de variation du coefficient lambda pour un catalyseur d'oxydation cPOx pour un balayage lambda maigre ; - la figure 4 montre un diagramme de résultat pour une variation de durée de mode maigre avec et sans balayage lambda riche ; - la figure 5 montre un diagramme de résultat pour différents états de vieillissement du catalyseur et différents modes de fonctionnement. Description de mode de réalisation de l'invention La figure 1 montre schématiquement l'environnement technique dans le cas d'un moteur diesel pour lequel est appliqué le procédé de l'invention.

La figure montre une installation de post-traitement de gaz d'échappement 1 d'un moteur à combustion interne 10 dont les gaz d'échappement sont recyclés par un recyclage de gaz d'échappement 20 ; dans le sens de circulation des gaz d'échappement, il est prévu un filtre à particules 30 (filtre DPF) suivi d'un catalyseur SCR 40. Pour réduire les oxydes d'azote, un système de génération d'agents réducteurs 50 (RGS) fournit de l'ammoniac comme agent réducteur en amont du catalyseur SCR 40. Les catalyseurs SCR 40 fonctionnent selon le principe de la réduction catalytique sélective selon lequel avec de l'ammoniac comme agent réducteur, on réduit les oxydes d'azote en azote et eau dans les gaz d'échappement contenant de l'oxygène. Le système de génération d'agent réducteur 50 présente dans le sens de circulation, une unité de génération de NOx et CO/H2 51 comportant un catalyseur d'oxydation 52 (cPOx) et une unité combi- née d'accumulation d'oxydes d'azote NOx/génération d'ammoniac 55 (unité AGC). L'unité de génération NOx/CO/H2 51 reçoit au moins de temps en temps par une alimentation en air 70 et une alimentation en carburant 60, des matières premières pour générer de l'ammoniac. L'ammoniac est formé avec l'air, les gaz d'échappement ou un mélange air et gaz d'échappement et avec le gazole dans le cas de l'exemple présenté. Pour cela il est prévu une unité générant l'hydrogène et une unité générant les oxydes d'azote. Dans l'exemple présenté, l'unité générant les oxydes d'azote est constituée par un réacteur à plasma dans lequel on génère les oxydes d'azote NOx à partir de l'air à l'aide d'un procédé analogue à celui d'une décharge lumineuse ou par éffluves. Le réacteur à plasma de cet exemple comporte le catalyseur d'oxydation 52 (cPOx) en aval de l'unité générant des oxydes d'azote NOx. La génération de l'ammoniac se fait dans le système de génération d'agent réducteur 50 par formation d'oxydes d'azote NOx en phase maigre (X > 1) selon un procédé au plasma et effectuée dans le réacteur à plasma avec l'air. Les oxydes d'azote traversent le catalyseur d'oxydation 52 en aval pour être ensuite fournis selon l'exemple présenté à une unité combinée d'accumulation d'oxydes d'azote NOx et de génération d'ammoniac 53 pour être stockés. Au cours d'une seconde phase de fonctionnement, une phase riche (0,33 < ~, < 1) faisant suite à la phase maigre, on transforme du carburant liquide dans une zone de vaporisation et de formation de mélange au niveau du réacteur à plasma en dosant le carburant à l'air et dans le catalyseur d'oxydation 32 on transforme en un mélange gazeux contenant de l'hydrogène et du monoxyde de carbone ; ce mélange convertit les oxydes d'azote introduits en amont, au niveau de l'unité de stockage d'oxydes d'azote NOx et de génération d'ammoniac 53 pour former de l'ammoniac. L'ammoniac gazeux est alors dosé à la veine de gaz d'échappement de la conduite de gaz d'échappement 20 en amont du catalyseur SCR 40. Le catalyseur SCR 40 possède une capacité d'accumulation d'ammoniac ce qui permet également malgré un fonctionnement discontinu de la formation d'ammoniac, d'avoir une réduction continue des oxydes d'azote par le procédé SCR dans la veine des gaz d'échappement. Dans la plage de température comprise entre 150 C et 450 C, les catalyseurs par exemple en dioxyde de titane (TiO2) et en pentoxide de vanadium (V2O5) transforment les oxydes d'azote avec l'ammoniac fourni suivant un coefficient de transformation élevé. Pour arriver à une teneur H2/CO élevée et un glissement minimum HC en particulier en mode pulsé, le procédé selon l'invention prévoit de modifier dans le temps la composition air/carburant en amont du catalyseur d'oxydation 52 (cPOx) sous la forme d'une modulation lambda pour un coefficient lambda 100, pendant la phase riche pulsée 90 avec un coefficient < 1, phase qui est très courte et sert de phase de réduction à l'unité accumulant les oxydes d'azote NOx/générant de l'ammoniac 53. La modulation lambda dans la phase riche 90 peut se faire par une variation du débit massique de carburant pour un débit d'air constant ou par une variation du débit massique d'air pour un débit massique de carburant constant ou par la combi- naison des deux possibilités de variation. Selon l'invention, la modulation dans le temps du flux d'agent réducteur CO/H2 du débit massique d'air et du débit massique de carburant ainsi que la valeur de consigne du coefficient lambda 100 sont définies par l'unité de commande et de régulation et cela avec des composants de circuit ou de programme pour obtenir une caractéristi- que correspondante de commande de soupape pour les soupapes d'injection/injecteurs dans l'alimentation en carburant et pour une caractéristique de puissance correspondante du système d'alimentation en air. On a notamment une possibilité de modulation rapide du sys- tème d'alimentation en air pour le système de génération d'agent ré- ducteur 50. En principe, le procédé peut s'appliquer à tous les véhicules équipés d'un moteur diesel ou d'un moteur maigre et fonctionnant avec d'autres carburants et utilisant un système de génération d'agents réducteurs 50 comme moyen de génération embarqué pour l'ammoniac. Le procédé selon l'invention peut également s'appliquer à la formation de gaz de reformage, embarquée pour un moteur à fonctionnement mixte H2/essence pour optimiserla stratégie de fonctionnement ou pour régénérer un flux total de gaz d'échappemetn dans un système NSC.

Le procédé sera décrit à titre d'exemple à l'aide des chronogrammes du coefficient lambda 100 (cPOx) représentés aux figures 2 et 3. La figure 2 montre à titre d'exemple un schéma du chronogramme du coefficient lambda 100 pour un balayage lambda riche.

L'élément caractéristique est que le coefficient lambda 100 sera commandé dans une plage de 0,33 à 0,45 dans la phase riche pulsée 90 entre les phases maigres 90 et qu'au début de la phase riche 90 le coefficient lambda sera brièvement abaissé en dessous de cette plage de manière caractéristique à X <_ 0,3.

La figure 3 montre schématiquement le chronogramme du coefficient lambda 100 pour un balayage lambda maigre . L'élément caractéristique et dans ce cas que le coefficient lambda 100 soit commandé dans une plage de 0,33 à 0,45 dans la phase riche pulsée 90 et qu'au début de la phase riche 90 le coefficient lambda 100 soit augmenté brièvement au-delà de cette plage en étant réglé pour cette courte phase dans une plage telle que 0,7 0,9 et de préférence 0,8. La durée de cette phase précédant la phase riche 90, avec un coefficient lambda 100 de valeur plus faible ou plus élevée que celle du coefficient lambda dans la phase riche 90 a, de façon caractéristique, une durée de l'ordre de 1 s. Les figures 4 et 5 montrent des diagrammes de résultat caractéristiques pour une variation de durée maigre avec et sans ba- layage lambda riche et pour des états de vieillissement de catalyseur et des modes de fonctionnemetn différents. La figure 4 montre à titre d'exemple l'amélioration du rendemnet H2 par compensation des pertes de démarrage maigre, une impulsion riche (durée du mélange riche de 3 s).

La figure 4 montre à titre d'exemple l'amélioration du rendement H2 par compensation des pertes de démarrage pauvre d'une impulsion riche (durée du mélange riche de 3 s). Le diagramme montre d'une part la coupe de la concentration C 1 en phase riche/ppm 110 et d'autre part une température moyenne selon cPOx/ C 130 dans la di- rection y et la coupe de la concentration H2 dans la phase riche % 120 dans la direction x. La concentration C 1 est la valeur avec laquelle on a mesuré un FID somme (détecteur d'ionisation à la flamme) pour déterminer les hydrocarbures (détermination HC). Cela correspond à une quantité triple de l'équivalent propane.

Dans l'exemple présenté on a injecté du gazole pendant la durée de l'impulsion riche dans de l'air préchauffé débité en permanence ; le mélange résultant a été fourni au catalyseur d'oxydation 52 (cPOx). La durée pendant laquelle aucun gazole n'a été injecté (phase maigre 80) varie de 30 à 17,5 s (voir les flèches diminution de la durée maigre 190). Pour le mode de fonctionnement avec balayage lambda , l'évolution de la paire de valeurs des concentrations H2/ C 1 est représentée par la courbe 150 ; le coefficient lambda 30 a été relevé de la valeur 0,33 au cours de la première seconde à la valeur 0,42 dans les secondes 2 et 3 de la phase riche 90. Pour le mode de fonctionnement sans balayage du coefficient lambda l'évolution de la paire de valeurs des concentrations H2/C1 est représentée par la courbe 140, le coefficient lambda 100 ayant une valeur de 0,42 pendant toute la durée de 3 s de la phase riche 90. Il apparaît que le balayage lambda riche compensait les pertes de démarrage maigres liées à la géométrie du réacteur et que l'on pouvait augmenter de manière significative la con-centration H2 (voir flèche décalage par balayage lambda 180). En outre, le diagramme représente l'évolution de la température après cPOx sans balayage lambda 160 et l'évolution de la tem- pérature après cPOx avec balayage lambda 170 pour une durée maigre diminuée (voir la flèche diminution de la durée maigre 190) en fonction de la concentration moyenne H2 dans la phase riche % 120. Le balayage lambda riche permet de maintenir pratiquement constante la température de catalyseur malgré un rendement croissant H2. Ce com- portement est caractéristique d'un réacteur ayant un volume de pré-mélange important. La figure 5 montre à titre d'exemple la compensation des effets de vieillissement du catalyseur et/ou de l'amélioration des rendements H2/CO ainsi que la réduction des passages d'hydrocarbures HC pour une impulsion riche d'une durée totale de 6 S. Le diagramme montre la coupe de la concentration C 1 dans la phase riche/ppm 110 dans la direction y et la coupe de la concentration H2 dans la phase riche/% 120 dans la direction x. Dans l'exemple représenté, on a injecté du gazole pendant la durée de l'impulsion riche dans de l'air préchauffé circulant en permanence ; le mélange résultant a été fourni avec des coefficients lambda 100 différents commençant par la valeur 0,36 jusqu'à un maximum de 0,5 à un catalyseur d'oxydation 52 (cPOx) dans deux états de vieillisse-ment ( neuf et vieux ). La durée pendant laquelle aucun gazole n'a été injecté (phase maigre 80) était de 30 s. On a représenté l'évolution de la concentration pour un catalyseur d'oxydation vieilli 220, l'évolution de la concentration pour un catalyseur d'oxydation 9, 230 (chaque fois sans balayage lambda) ainsi que l'évolution de la concentration pour un catalyseur d'oxydation vieilli pour un fonctionnement optimisé avec balayage lambda 240 (ici avec balayage lambda maigre ). Pour le mode de fonctionnement sans balayage lambda on a maintenu constant pendant 5 s le coefficient lambda 100 à la va-leur prédéfinie pour la phase riche 90. Dans le mode de fonctionnement avec balayage lambda , on a réglé à chaque première seconde de la phase riche 90, le coefficient lambda 100 sur une valeur de 0,7 et en-suite pendant 5 autres secondes, on a abaissé le coefficient lambda 10 aux valeurs plus faibles indiquées ci-dessus du coefficient lambda 100. Les teneurs indiquées H2/Cl sont rapportées dans les deux modes cha- que fois à 5 s de véritables durées de mélange riche car au cours de la première seconde, pour X = 0,7 il n'y a pratiquement pas d'émission d'hydrocarbure HC et de H2/CO. Il apparaît que par suite d'effet de vieillissement, sans balayage lambda, le rendement H2 est significativement plus faible que pour un catalyseur d'oxydation neuf 52 (cPOx). En même temps, pour chaque coefficient lambda 100, identique prédéfini, on détecte une valeur plus élevée du glissement d'hydrocarbure HC. Pour la phase de fonctionnement optimisée avec balayage lambda maigre , on peut compenser des effets de vieillissement pour le catalyseur d'oxydation 52 (cPOx) et arriver à une forte concentration cible H2/CO, 200 avec en même temps une faible concentration cible d'hydrocarbures HC, 210. Globalement, le procédé et les variantes de procédé décrites ci-dessus, permettent en mode impulsionnel d'obtenir un rende-ment élevé H2/CO pour en même temps un faible glissement HC et de compenser les passages plus importants d'hydrocarbures HC et la diminution du rendement en H2/CO liée au vieillissement naturel du catalyseur. Les influences liées à la géométrie du réacteur (par exemple les volumes de pré-mélanges) du catalyseur d'oxydation 52 (cPOx) peuvent être influencés ou compensés par le procédé du point de vue de la ca- ractéristique de démarrage. En principe, on peut varier l'évolution du coefficient lambda (modulation lambda pour limitation du mélange riche) dans la phase riche pulsée 90 ou plus généralement dans le fonctionnement du catalyseur d'oxydation 52 (cPOx), librement dans la plage telle que 0,3 1. Dans tous les cas, et en utilisant la modulation lambda selon l'invention, on peut régler les caractéristiques optimales du catalyseur en mode pulsé pour une géométrie donnée du réacteur. Dans ces conditions, la caractéristique n'est pas limitée au mode de réalisation pratique, tel que présenté.35

Claims (2)

REVENDICATIONS

1 ) Procédé de commande d'un agent réducteur dans une installation de post-traitement de gaz d'échappement (1) d'un moteur à combustion interne (10) comportant une conduite de gaz d'échappement (20) équi- pée d'un catalyseur SCR (40) dans le sens de circulation des gaz d'échappement, un système de génération d'agent réducteur (50) (RGS) comprenant une unité de génération de NOx et de CO/H2 (51), un catalyseur d'oxydation (52) (cPOx) ainsi qu'une unité combinée d'accumulation de NOx et de génération d'ammoniac (53) (AGC) dans le chemin de passage normal des gaz du système de génération d'agent réducteur (50) et pour réduire les oxydes d'azote, en amont du catalyseur SCR (40), le système de génération d'agent réducteur (50) introduit de l'ammoniac comme agent réducteur, l'unité générant NOx et CO/H2 (51) recevant par une alimentation en carburant (50) et par une alimentation en air (70), des matières premières pour générer de l'ammoniac, cette alimentation se faisant de temps en temps, caractérisé en ce qu' un flux d'agent réducteur CO/H2 est modulé dans le temps pendant une phase de mélange riche pulsée (90) avec un coefficient < 1, comme phase de réduction pour l'unité accumulant les oxydes d'azote NOx et générant l'ammoniac (53), cette phase étant modulée brièvement, et pendant la phase riche (90), on modifie la composition air/carburant en amont du catalyseur d'oxydation (52) (cPOx) sous la forme d'une modulation du coefficient lambda pour une valeur lambda (100).

2 ) Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce que l'on réalise la modulation lambda dans la phase riche (90) par une variation du débit massique de carburant pour un débit d'air constant ou par une variation du débit massique d'air pour un débit massique de carburant constant ou en combinaison des deux possibilités de varia- tion.3 ) Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce que l'on diminue la valeur du coefficient lambda (100) dans la phase de mélange riche pulsée (90) dans une plage comprise entre 0,33 et 0,45 et au début de la phase riche (90) on diminue pendant un court instant, le coefficient lambda (100) en dessous de cette plage. 4 ) Procédé selon la revendication 3, caractérisé en ce qu' on diminue le coefficient lambda (100) au début de la phase riche pour passer à X <_ 0,3. 5 ) Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce que dans la phase riche pulsée (90) on maintient le coefficient lambda (100) dans une plage de 0,33 à 0,45 et au début de la phase riche (90) on augmente pendant un court instant le coefficient lambda au dessus de cette plage. 6 ) Procédé selon la revendication 5, caractérisé en ce qu' au début de la phase riche (90) on augmente le coefficient lambda à une valeur de la plage comprise entre 0, 7 0,9. 7 ) Procédé selon la revendication 3, caractérisé en ce qu' on fait précéder la phase riche (90) au maximum pendant 1 s d'une phase ayant un coefficient lambda (100) inférieur ou supérieur au coefficient lambda (100), prédéterminé compris dans la phase riche (90). 8 ) Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce que pendant la phase riche pulsée (90), on varie le coefficient lambda (100) pour le catalyseur d'oxydation (52) (cPOx), à la demande dans une plage telle que 0,3<_~,<_ 1/9 ) Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce que dans la phase riche pulsée (90) on relève le coefficient lambda (100) pour le catalyseur d'oxydation (52) (cPOx) à la fin de la phase riche (90). 10 ) Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce qu' au début et/ ou à la fin de la phase riche pulsée (90) on effectue un rinçage du catalyseur d'oxydation (52) (cPOx) avec de l'air et/ou pendant le fonctionnement avec un brûleur distinct, avec du gaz d'échappement de bruleur ou un mélange gaz d'échappement de brûleur/ air. 11 ) Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce que l'on effectue le fonctionnement pulsé du catalyseur d'oxydation (52) (cPOx) y compris une formation préalable de mélange en fonctionne-ment avec un bruleur externe distinct avec introduction de carburant dans la zone des gaz chauds du brûleur ou en utilisant un mélange de gaz du brûleur et d'air ou en fonctionnant avec un brûleur externe avec introduction de carburant dans de l'air préchauffé autrement. 12 ) Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce qu' on réalise la modulation dans le temps du flux d'agent réducteur CO/H2, du débit massique d'air et de carburant ainsi que la prédéfinition du coefficient lambda à l'aide d'une unité de commande et de régulation, avec des composants de circuit ou de programme on prédéfinit une caractéristique correspondante de commande des soupapes d'injection/injecteur dans l'alimentation en carburant (60) ainsi qu'une caractéristique de puissance correspondante pour un système d'alimentation en air (70). 13 ) Application du procédé selon l'une des revendications 1 à 12, 35 caractérisée parson application à des moteurs diesel ou des moteurs à mélange pauvre comportant un système de génération d'agent réducteur (50).5