FR 2893977 A1 20070601 FR 0654792 A 20061109 Domaine de l'invention La présente invention concerne un procédé de commande l'agent réducteur dans une installation de post-traitement des gaz d'échappement d'un moteur à combustion interne comportant une sor- tie de gaz d'échappement comportant dans le sens de passage des gaz d'échappement, un catalyseur SCR, un système de génération d'agent réducteur comprenant une unité de génération d'oxydes d'azote NOx et de CO/H2, un catalyseur d'oxydation ainsi qu'une unité combinée accumulateur d'oxydes d'azote NOx/générateur d'ammoniac dans le par-cours normal du gaz du système générateur d'agent réducteur et pour réduire les oxydes d'azote, en amont du catalyseur SCR, le système générateur d'agent réducteur fournit de l'ammoniac comme agent réducteur, l'unité générateur d'oxydes d'azote NOx et CO/H2 recevant au moins de temps en temps des matières premières pour générer 15 l'ammoniac par une alimentation en carburant et par une alimentation en air. Etat de la technique Pour réduire la teneur en oxydes d'azote des gaz d'échappement de moteurs fonctionnant avec un mélange maigre on 20 peut utiliser des catalyseurs accumulateurs d'oxydes d'azote NOx encore appelés catalyseurs accumulateurs/réducteurs d'oxydes d'azote NOx ou catalyseurs NSC. Ces catalyseurs accumulateurs d'oxydes d'azote NOx fonctionnent de manière discontinue dans un mode composé de deux phases : 25 - Dans la première phase la plus longue dite phase de fonctionnement avec un mélange pauvre (coefficient lambda > 1) on accumule les oxydes d'azote des gaz d'échappement du moteur. - Dans la sonde phase plus courte dite phase de fonctionnement avec mélange riche (lambda Dans le cadre de la réglementation future concernant les rejets d'oxydes d'azote par les véhicules automobiles, il sera nécessaire d'effectuer un traitement des gaz d'échappement (traitement aval ou post-traitement des gaz d'échappement. La réduction catalytique sélective SCR permet de réduire les rejets d'oxydes d'azote NOx des moteurs à combustion interne en particulier des moteurs diesel travaillant principalement dans le temps avec un mélange pauvre c'est-à-dire émettant des gaz d'échappement riches en oxygène. On ajoute à cet effet une quantité définie d'un agent réducteur à effet sélectif aux gaz d'échappement. Cela peut se faire par exemple sous la forme d'ammoniac ajouté directement par dosage à l'état gazeux ou encore à partir d'une matière première sous la forme d'urée ou d'une solution aqueuse d'urée (solution HWL). 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 des gaz d'échappement d'un moteur à combustion interne selon lequel on réduit les rejets d'oxydes d'azote NOx par un catalyseur SCR ; ce catalyseur réduit les oxydes d'azote contenus dans les gaz d'échappement avec comme agent réactif de l'ammoniac pour former de l'azote. L'ammoniac est fourni par un catalyseur d'hydrolyse à partir d'une solution aqueuse d'urée (solution 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 sonde étape, l'ammoniac réduit les oxydes d'azote en azote, en engendrant comme produit secondaire, de l'eau. La description précise de ce procédé a été abondamment décrite dans la littérature technique. Voir à cet effet le document WEISSWELLER in CIT (72), Pages 441 - 449, 2000. La solution HWL est fournie à partir d'un réservoir d'agent réactif. L'inconvénient de ce procédé est que pendant le fonction- nement du moteur à combustion interne, on consomme de la solution HWL. La consommation correspond à environ 4 % de la consommation en carburant. L'alimentation avec la solution aqueuse d'urée doit de ce fait être très répandue et se trouver par exemple dans les stations d'essence. Un autre inconvénient de ce procédé est qu'il faut une cer-taine plage de température de fonctionnement. La réaction d'hydrolyse de la solution aqueuse d'urée ne se produit de façon quantitative qu'à partir de certaines températures de l'ordre de 200 du catalyseur d'hydrolyse en dégageant de l'ammoniac. Ces températures des gaz d'échappement ne seront atteintes dans le cas des moteurs diesel que seulement après une certaine durée de fonctionnement. Du fait des recoupements, dans le cas de températures inférieures à 200 C on risque le bourrage de l'unité de dosage qui génère l'alimentation de la conduite de gaz d'échappement avec la solution aqueuse d'urée. En outre, l'addition par dosage de la solution aqueuse d'urée à des températures inférieures à 200 C peut aboutir à une polymérisation bloquant les caractéristiques catalytiques nécessaires du catalyseur d'hydrolyse ou du catalyseur SCR. Le document DE-199 22 961-C2 décrit une installation de nettoyage des gaz d'échappement d'une source de combustion no- tamment d'un moteur à combustion interne de véhicule automobile pour en éliminer au moins les oxydes d'azote à l'aide d'un catalyseur générateur d'ammoniac qui génère de l'ammoniac en utilisant comme composant au moins une partie des gaz d'échappement émis par la source de combustion pendant les phases de fonctionnement générant de l'ammoniac et un catalyseur de réducteur d'oxydes d'azote en aval du catalyseur générateur d'ammoniac pour réduire les oxydes d'azote contenus dans les gaz d'échappement émis par la source de combustion en utilisant comme agent réducteur, l'ammoniac ainsi généré. Il est pré-vu à cet effet une unité générant des oxydes d'azote, externes à la source de combustion pour enrichir les gaz d'échappement alimentant le catalyseur générant l'ammoniac avec des oxydes d'azote qu'il aura formé pendant les phases de fonctionnement développant de l'ammoniac. Comme unité générant des oxydes d'azote, on a par exemple un générateur à plasma pour l'oxydation par un procédé au plasma de l'azote contenu dans la veine gazeuse qu'il reçoit et développer des oxydes d'azote. L'hydrogène nécessaire à la formation de l'ammoniac est généré pendant les phases de fonctionnement développant de l'ammoniac par le fonctionnement de la source de combustion avec un rapport d'air riche, c'est-à-dire riche en carburant. L'inconvénient de ce procédé réside dans la consommation en carburant relativement élevée pendant les phases de fonctionnement riches, qui sont nécessaires. En outre, il y a une demande d'énergie élevée pour fournir les oxydes d'azote de manière externe au moteur en particulier car les oxydes d'azote doivent être fabriqués pendant les phases de fonctionnement aussi courtes que possible développant de l'ammoniac, pour disposer de ces oxydes d'azote en forte concentration. De plus, l'oxygène résiduel doit être éliminé d'une manière qui consomme beaucoup d'énergie, avant de former l'ammoniac. Si l'hydrogène est généré par un catalyseur POx, par un refor- 15 mage/oxydation partielle POx, un autre inconvénient est la faible dy- namique de la formation de l'hydrogène. Un procédé de chimie au plasma pour générer un mélange gazeux riche en hydrogène est décrit dans le document WO 01/14702-Al. Selon ce document, on traite avec un arc électrique, 20 un mélange air/carburant, riche, de préférence dans les conditions POx. Pour éviter d'avoir à transporter d'autres agents de fonctionnement, un document non publié antérieurement de la demanderesse décrit un procédé au plasma pour générer de façon embarquée les 25 agents réducteurs. L'ammoniac nécessaire à la réduction des oxydes d'azote est fabriqué à cet effet à partir de substances non polluantes, à la demande, dans le véhicule, pour alimenter ensuite le procédé SCR. Une solution acceptable du point de vue de la consommation de carburant permet un fonctionnement discontinu de génération d'ammoniac 30 comme cela a déjà été également proposé dans ce document. Ce procédé sera appelé ci-après procédé RGS (système générateur de réducteur ou système générant un agent réducteur). Un composant important d'une unité RGS est le catalyseur qui fonctionne certes selon le principe de base discontinu d'un 35 catalyseur accumulateur d'oxydes d'azote NOx (catalyseur NSC), mais qui fonctionne de façon que les oxydes d'azote stockés pendant la phase maigre soient convertis dans la phase réductrice riche de manière intentionnelle en ammoniac et non pas en azote. Les oxydes d'azote sont fabriqués dans une unité de génération d'oxydes d'azote dans des con- ditions de mélange maigre par exemple à partir de l'air ; cette unité est combinée à une unité de génération d'hydrogène/monoxyde de carbone pour former une unité de génération NOx et CO/H2. Cette unité CO/H2 est également appelée unité de génération d'agent réducteur. Le mélange gazeux sortant de cette unité pendant les phases de mélange riche se compose principalement de H2, CO et N2 ; ce mélange gazeux est appelé gaz de reformage. L'ammoniac ainsi généré de façon périodique (cyclique) sur le catalyseur NSC est ajouté de manière dosée à la con-duite de gaz d'échappement du moteur pour être converti dans le catalyseur SCR en aval avec les oxydes d'azote NOx du moteur et donner de 15 l'azote N2. Un tel catalyseur accumulateur d'oxydes d'azote NOx fonctionnant au maximum avec de l'azote NH3 est appelé ci-après unité AGC (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 des 20 gaz d'échappement sont très différentes de celles d'un catalyseur NSC habituel installé dans le flux total des gaz d'échappement. Les principales différences sont les suivantes : - une concentration de 10 à 20 fois plus élevée en oxydes d'azote NOx (jusqu'à 1 %) et en H2/CO (au total jusqu'à 40 %) ; 25 - une densité de charge globale d'oxydes d'azote NOx significativement plus élevée de façon normale pour le catalyseur accumulateur d'oxydes d'azote NOx (jusqu'à 2 g NO2 par litre de volume AGC) et par conséquent ; - des implications fortement exothermiques sur la longueurs du cata- 30 lyseur de l'unité AGC avec des gradients de température positive AT supérieure à 100 C. Le rendement en ammoniac de l'unité AGC dépend de la conduite de la température de l'unité AGC ou du profil de température suivant la longueur de l'unité AGC, de la durée de la phase riche, de la 35 concentration en agent réducteur ainsi que de la formulation du cataly- 5 seur. Selon une équation de réaction donnée à titre d'exemple, la formation de l'ammoniac dans une phase réductrice riche à partir des oxydes d'azote NOx accumulés et en utilisant une matière d'accumulation contenant du baryum se fait selon l'équation suivante : 2 . Ba (NO3)2 + 8 . CO + 8 . H2 -* 2 . BaCO3 + 6 . CO2 + 2 H2O + 4 . NH3 Ainsi et selon la durée de la phase riche et la concentration en agent réducteur, il apparaît que la quantité d'agent réducteur 10 H2/CO utilisée détermine directement le rendement en ammoniac NH3. Selon l'état de développement actuel il faut un surdosage (important) de l'agent réducteur H2/CO pour obtenir un rendement élevé en ammoniac. Comme l'unité génératrice d'agent réducteur fabrique le 15 mélange H2/CO par exemple à partir du gazole (représenté par H2C) par oxydation catalytique partielle sur un catalyseur dit catalyseur cPOx avec l'oxygène (oxygène de l'air) selon la formule suivante : H2C+ 1/2.02-*CO+H2 20 On minimise le surdosage de l'agent réducteur pour limiter la consommation supplémentaire de carburant. En outre le sur-dosage en agent réducteur se traduit par une augmentation des rejets secondaires en particulier de CO et des hydrocarbures sortant de l'unité 25 de génération H2/CO et qui ne sont pas transformés dans l'unité AGC. A titre d'exemple, on pourra avoir des rejets de méthane de niveau excessif. Un autre effet négatif possible sur le rendement de formation d'ammoniac peut être l'apport de soufre dans l'unité AGC pro-30 venant notamment de la combustion partielle du gazole. But de l'invention La présente invention a pour but de développer un pro-cédé permettant de diminuer les rejets secondaires de l'unité RGS, de limiter le surdosage en H2/CO et finalement la consommation excessive de carburant tout en assurant un rendement élevé en ammoniac dans l'unité AGC. L'invention a également pour but de développer un pro-cédé permettant en principe une désulfatisation de l'unité AGC. Exposé et avantages de l'invention A cet effet l'invention concerne un procédé du type défini ci-dessus caractérisé en ce qu'on module dans le temps le flux d'agent réducteur CO/H2 pendant une phase riche avec 30 /o). Grâce à ce mode de fonctionnement de l'unité accumulateur d'oxyde NOx/générateur d'ammoniac en amont du catalyseur d'oxydation cPOx, de l'alimentation en air et de l'alimentation en carbu- rant, on peut réduire les rejets secondaires de l'unité RGS en particulier les rejets de CO et d'hydrocarbures HC. En outre, pour un fort rende-ment en ammoniac dans l'unité AGC on évite le surdosage en H2/CO et finalement la surconsommation de carburant. Ce résultat s'obtient notamment aussi pendant la modulation de puissance dans le catalyseur d'oxydation cPOx, on maintient un coefficient lambda pratiquement constant ; dans les stratégies de fonctionnement actuelles des unités RGS, cette solution était inconnue, notamment du point de vue de la modulation ou de la variation rapide du débit massique d'air et de la puissance fournie par le carburant injecté. Selon une variante préférentielle du procédé on lance la phase riche par injection de carburant par l'alimentation en carburant dans l'unité de génération d'oxydes d'azote NOx et de CO/H2 pour un débit d'air constant. Cela permet de fournir une quantité suffisante d'agent réducteur en phase de réduction. De manière particulièrement préférentielle, l'injection de carburant se fait pour un coefficient lambda relativement riche de l'ordre de 0,33 à 0,45. Une variante avantageuse prévoit qu'après le début de l'injection de carburant, on maintient constant dans le temps le débit volumique d'air et le débit massique de carburant. Si le débit massique d'air et le débit massique de carburant sont maintenus constants pour au moins 1 s et au maximum pendant 4 s, dans ces conditions, par expérience la plus grande partie de l'ammoniac sera déjà formée. Cela est le cas de manière caractéristique déjà pour une durée de 3 s. Si ensuite on réduit en continu après la face constante le débit volumique d'air et le débit massique de carburant en maintenant le coefficient lambda, on atteindra un épuisement de toute la masse de gaz de reformage pour une composition constante du gaz de reformage. On garantit ainsi que l'unité accumulatrice d'oxydes d'azote NOx/génératrice d'ammoniac recevra également dans cette phase tardive de l'impulsion de mélange riche, une très forte concentration de H2/CO (de l'ordre de 40 %). Cela complète la formation de l'ammoniac ou rincera l'ammoniac adsorbé dans les conditions de fonc- tionnement avec mélange riche de l'unité AGC. En variante du procédé décrit ci-dessus, on peut égale-ment prévoir de réduire en continu (extinction) après la phase cons-tante, le débit volumique d'air et le débit massique de carburant et en augmentant ainsi en même temps le coefficient lambda. Habituellement on augmente le coefficient lambda d'un niveau de l'ordre de 0,33 à 0,45 jusqu'à un niveau de l'ordre de 0,7 à 0,9 et de façon caractéristique à environ 0,8. Dans ce cas, contrairement à la variante décrite ci-dessus, on réduit la quantité de carburant injectée d'une manière plus que proportionnelle par rapport à la quantité d'air ; cela est avantageux no-tamment du point de vue des contraintes thermiques exercée sur le catalyseur d'oxydation (cPOx) car cela permet de réduire ces contraintes. Si en revanche on augmente le coefficient lambda d'un niveau de l'ordre de 0,33 - 0,45 à un niveau de l'ordre de X >_ 1, on rince l'unité AGC avec des produits de combustion inertes tels que CO2 et H2O. Selon une autre variante du procédé de l'invention, la phase riche est précédée pendant une durée maximale de 1 s d'une phase avec un coefficient lambda plus faible ou plus élevé que celui uti- lisé dans la phase riche. Pendant cette phase préalable de balayage lambda , on peut également maintenir constant le débit volumique d'air. Cela permet d'influencer le flux de gaz de reformage en particulier au début de l'impulsion riche. A la différence de la variante décrite ci-dessus on peut ré- gler au début de la phase riche pour un coefficient lambda constant, tout d'abord un débit volumique d'air et un débit massique de carburant plus élevé que le débit volumique d'air et le débit massique de carburant réglés pour la durée restante de la phase avec mélange riche. Cela permet d'influencer en plus la modulation dans le temps du rendement H2/CO pour atteindre dans des conditions optimales brèves un dégagement d'ammoniac d'efficacité optimale dans l'unité AGC. Pour désulfater l'unité AGC, il est intéressant dans l'application du procédé décrit ci-dessus, de générer un profil de coefficient lambda variable dans le catalyseur d'oxydation et/ ou une alter- 15 nance périodique entre une composition de gaz riche et une composition de gaz maigre pour réaliser ainsi une stratégie de désulfatisation de l'unité AGC avec de faibles rejets secondaires (par exemple H2S). Du point de vue d'une précision élevée et d'une adaptation souple à différents états de fonctionnement il est particulièrement avantageux que la modulation dans le temps du flux d'agent réducteur CO/H2, du débit volumique d'air et du débit massique de carburant ainsi que la prédéfinition du coefficient lambda soit commandée par une unité de commande et à l'aide de composants de circuit ou de pro- 25 gramme on prédéfinit une caractéristique correspondante de commande de soupape pour les soupapes d'injection de l'alimentation en carburant ainsi qu'une caractéristique de rendement ou de puissance correspondante pour le système d'alimentation en air. Si le procédé est appliqué à des moteurs diesel ou des 30 moteurs fonctionnant avec un mélange pauvre, équipés d'un système de génération d'agent réducteur (génération d'ammoniac embarquée) on peut ainsi réduire de manière significative la charge en oxydes d'azote notamment aux basses températures des gaz d'échappement ce qui est particulièrement significatif dans le cas du moteur diesel. Mais également dans le cas des moteurs à mélange maigre fonctionnant avec du carburant normal ou du super carburant, le procédé combiné à un système de génération d'agent réducteur offre les avantages pour minimiser les rejets 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 des gaz d'échappement d'un moteur à combustion interne équipé d'un système générateur d'agent réducteur ; - la figure 2 montre un exemple de variation de la puissance diesel ou du flux de gaz de reformage pour un coefficient lambda constant (cPOx) pendant une phase riche de la régénération AGC ; - la figure 3 montre un exemple de variation de la puissance diesel dans le cas d'une phase riche précédée d'un balayage lambda ; - la figure 4 montre un exemple de balayage lambda dans un cataly- seur cPOx en amont du catalyseur AGC ; - la figure 5 montre un autre exemple de variation de la puissance die- sel ou du flux de gaz de reformage pour un coefficient lambda cPOx constant pendant la phase riche de la régénération AGC ; - la figure 6 montre une autre courbe du coefficient lambda donné à titre d'exemple pour le catalyseur cPOx en amont du catalyseur AGC. Description de modes de réalisation de l'invention La figure 1 montre schématiquement l'environnement technique dans le cas de l'exemple du moteur diesel pour la mise en oeuvre du procédé de l'invention. La figure montre une installation de traitement des gaz d'échappement ou installation de post-traitement des gaz d'échappement 1 appliquée à un moteur à combustion interne 10 dont les gaz d'échappement passent dans une conduite de gaz d'échappement 20 ; dans la direction de passage des gaz d'échappement, on a un filtre à particules (filtre à particules diesel) 30 (DPF) suivi d'un catalyseur SCR 40. Pour réduire les oxydes d'azote, il est prévu en amont du catalyseur 40, un système de génération d'agent réducteur 50 (RGS) qui fournit de l'ammoniac comme agent réducteur. Les catalyseurs SCR 40 fonctionnent selon le principe de la réduction catalytique sélective ; selon ce principe à l'aide d'ammoniac constituant un agent réducteur on réduit en azote et en eau les oxydes d'azote con-tenus dans les gaz d'échappement par ailleurs contenant de l'oxygène. Le système de génération d'agent réducteur 50 comporte dans le sens de passage, une unité de génération d'oxydes d'azote NOx et CO/H2 51 avec un catalyseur d'oxydation 52 (cPOx) ainsi qu'une unité combinée accumulateur d'oxydes d'azote NOx/générateur d'ammoniac 53 (unité AGC). L'unité NOx et CO/H2 51 reçoit au moins en partie les matières premières pour former l'ammoniac, à savoir par l'alimentation en air 70 et par l'alimentation en carburant 60. L'ammoniac est formé à partir de l'air, des gaz d'échappement ou d'un mélange d'air et de gaz d'échappement ainsi que dans l'exemple présenté à partir du gazole. Pour cela il est prévu une unité générant de l'hydrogène et une unité générant des oxydes d'azote. Dans l'exemple présenté l'unité générant des oxydes d'azote NOx est un réacteur à plasma dans lequel l'air est transformé en oxydes d'azote NOx par un procédé analogue à une décharge lumineuse. Le réacteur à plasma de cet exemple de réalisation comporte le catalyseur d'oxydation 52 (cPOx) en aval de l'unité générant les oxydes d'azote NOx. La génération de l'ammoniac se fait dans le système générant l'agent réducteur 50 dans lequel on génère les oxydes d'azote NOx en phase maigre (X > 1), dans un procédé au plasma appliqué dans le réacteur au plasma en partant de l'air. Ces oxydes d'azote traversent le catalyseur d'oxydation 52 en aval pour être ensuite fournis dans l'exemple présenté à une unité d'accumulation d'oxydes d'azote NOx/génératrice d'ammoniac 53 combinée et y être stockée. Dans une seconde phase de fonctionnement, c'est-à-dire la phase riche (0,33 n (H2/CO) ^'c (H2/CO) X Atriche X mdiesel Dans cette formule, n (H2/CO) désigne la somme des quantités de H2 et CO fournies au catalyseur accumulateur d'oxydes d'azote NOx ; c (H2/CO) représente la somme des concentrations en agent réducteur de H2 et CO ; les composantes d'hydrocarbures HC ne sont pas prises en compte ; mdiesel désigne le débit massique de gazole utilisé pour générer H2 et CO. On peut également utiliser une puissance diesel proportionnelle 100 et Atriche représente la durée de la phase riche pour Pour la régénération habituelle par exemple par un moteur des catalyseurs accumulateurs d'oxydes d'azote Nox, on peut modifier la concentration c (H2/CO) en modifiant le coefficient lambda (0,8 30 %, de façon caractéristique allant jusqu'à 40 %) et en respectant dans le catalyseur d'oxydation 52 un coefficient lambda 130 pratiquement constant ce qui correspond à une modulation de puissance pour un coefficient lambda constant dans le catalyseur d'oxydation 52 (étage cPOx). Ainsi tout d'abord dans un mode de réalisation préférentiel du système générateur d'agent réducteur 50 on charge l'unité accumulateur d'oxydes d'azote NOx/générateur d'ammoniac 53 (unité AGC) dans la durée de mélange maigre pendant environ 30 s avec par exemple des oxydes d'azote générés par un procédé au plasma jusqu'à une densité de charge en oxyde d'azote NOx de l'ordre de 2 g NO2 /litre AGC. La phase de charge en oxydes d'azote NOx se déroule à flux volumique de gaz habituellement constant et ainsi vitesse de circulation constante. La phase riche et ainsi la phase réductrice ne sera lancée que par l'injection de carburant par l'alimentation en carburant 60 dans l'unité NOx et CO/H2 51 pour un flux d'air constant ; on maintient une valeur lambda cible 130 comprise entre 0,33 et 0,45. Après le début de l'injection de carburant, on maintient le débit volumique d'air et le débit massique de carburant constants dans le temps pour une durée carac- téristique de 3 s. Après environ 3 s on réduit en continu le débit volumique d'air et le débit massique de carburant en maintenant le coefficient lambda 130 après la phase constante ; il en résulte une atténuation de l'ensemble du gaz de reformage pour une composition pratiquement constante du gaz de reformage. A la différence, selon une variante de procédé on peut réduire en continu le débit volumique d'air et le débit massique de carburant après la phase constante et augmenter en même temps le coefficient lambda 130 ; on augmente le coefficient lambda 130 d'un niveau de l'ordre de 0,33 - 0,45 à un niveau de l'ordre de 0,7 à 0,9 et de façon caractéristique égal à 0,8. La quantité de gazole est ainsi réduite de manière plus que proportionnelle par rapport à la quantité d'air, contrairement à la variante décrite précédemment. Une augmentation du coefficient lambda d'un niveau de l'ordre de 0,33 à 0,45 à un niveau de l'ordre de 1 représente une autre variante du procédé correspond ainsi à un rinçage de l'unité AGC avec des produits de combustion inertes CO2 et H2O. Selon une autre variante du procédé, la phase riche 90 est précédée pendant une courte durée (au maximum 1 s) par une phase ayant un coefficient lambda plus faible ou plus élevé que celui du coefficient lambda 130 de la phase riche ; ainsi pendant cette phase préalable, le débit volumique d'air est tenu tout d'abord pratiquement constant. Pendant cette phase appelée balayage lambda on peut également, au début de la phase riche, pour un coefficient lambda constant, régler tout d'abord un débit volumique d'air et un débit massique de carburant plus élevé que le débit volumique d'air et le débit massique de carburant réglé pour la durée restante de la phase riche. Pour une désulfatisation de l'unité AGC, il est intéressant d'appliquer le procédé décrit ci-dessus en générant un profil lambda variable dans le catalyseur d'oxydation 52 et une alternance périodique entre la composition de gaz riche et de gaz pauvre. Selon l'invention, on commande la modulation dans le temps du flux d'agent réducteur CO/H2, du débit volumique d'air et du débit massique de carburant ainsi que la valeur prédéfinie du coefficient lambda 130 à l'aide d'une unité de commande ; par des composants de circuit de programme on prédéfinit une caractéristique de commande soupape correspondante pour les soupapes d'injection assurant l'alimentation en carburant ainsi qu'une caractéristique de puissance correspondante pour un système d'alimentation en air. Cela englobe notamment une possibilité de modulation rapide du système d'alimentation en air pour le système générateur d'agent réducteur 50. Le procédé est explicité à titre d'exemple à l'aide des chronogrammes de la puissance diesel 100, du flux de gaz de reformage 110 et du coefficient lambda 130 présentés aux figures 2 à 6. La figure 2 montre à titre d'exemple la variation de la puissance diesel 100 ou du flux de gaz de reformage 110 pour un coefficient lambda 130 constant (cPOx) pendant la phase riche 90 de la régénération AGC intégrée dans le temps entre les phases maigres 80. Après une montée brusque de la puissance diesel 100 ou du flux de gaz de reformage 110 suivie d'un niveau constant, on diminue ensuite le débit d'air en même temps que la puissance diesel 100. La figure 3 montre à titre d'exemple une variation de la puissance diesel pour la phase riche 90 précédée d'un balayage lambda (ici avec un coefficient lambda par exemple égal à 0,8) pendant la phase riche de la régénération AGC. Comme le montre déjà la figure 2, dans la partie consécutive décroissante du débit volumique d'air on diminue en même temps la puissance diesel 100. La figure 4 montre l'évolution du coefficient lambda 130 du catalyseur d'oxydation 52 (cPOx) précédant l'unité accumulateur d'oxydes d'azote NOx/générateur d'ammoniac 53 (unité AGC) en cas de variation de la puissance diesel 100 précédée d'un balayage lambda (X = 0,8) pendant la phase riche 90 de la régénération AGC correspondant à la figure 3. La figure 5 montre une autre variation donnée à titre d'exemple de la puissance diesel 100 ou du flux de gaz de reformage 110 pour un coefficient lambda 130 (cPOx) constant pendant la phase riche 90 de la régénération AGC. Dans l'exemple présenté, au début de la phase riche 90 on augmente de manière précise la puissance diesel 100 ou le flux de gaz de reformage 110 au-delà d'un niveau de concep- tion 120. La figure 6 montre une autre courbe du coefficient lambda 130 selon laquelle dans le catalyseur d'oxydation 52 (cPOx) précédant l'unité accumulateur d'oxydes d'azote NOx/ générateur d'ammoniac 53 (unité AGC) en cas de variation de la puissance diesel 100, on a un premier balayage lambda en amont (X = 0,8) pour un débit d'air constant et un second balayage lambda terminant la phase riche 90 pendant cette phase riche 90 de la régénération AGC. Lors du balayage lambda final, on modifie en même temps la quantité d'air et le coefficient lambda 130. En principe, le procédé peut s'appliquer à tous les véhicules automobiles fonctionnant avec un moteur diesel ou un moteur à régime maigre utilisant d'autres agents de fonctionnement avec un système générateur d'agent réducteur 6 comme moyen embarqué pour générer de l'ammoniac. Globalement le procédé tel que décrit, et les variantes de ce procédé permettent d'abaisser les rejets secondaires de l'unité RGS. En outre pour un rendement élevé en ammoniac dans l'unité AGC on limite le surdosage en H2/CO et ainsi finalement l'excédant de consommation de carburant. On a des avantages si l'on applique le procédé également pour désulfatiser l'unité AGC. REVENDICATIONS 1 ) Procédé de commande de l'agent réducteur dans une installation de post-traitement des gaz d'échappement (1) d'un moteur à combustion interne (10) comportant une sortie de gaz d'échappement (20) compor- tant dans le sens de passage des gaz d'échappement, un catalyseur SCR (40), un système de génération d'agent réducteur (50) (RGS) comprenant une unité de génération d'oxydes d'azote NOx et de CO/H2 (51), un catalyseur d'oxydation (52) (cPOx) ainsi qu'une unité combinée accumulateur d'oxydes d'azote NOx/générateur d'ammoniac (53) (AGC) dans le par-cours normal du gaz du système générateur d'agent réducteur (50) et pour réduire les oxydes d'azote, en amont du catalyseur SCR (40), le système générateur d'agent réducteur 50 fournit de l'ammoniac comme agent réducteur, l'unité générateur d'oxydes d'azote NOx et CO/H2 (51) recevant au moins de temps en temps des matières premières pour générer l'ammoniac par une alimentation en carburant (60) et par une alimentation en air (70), caractérisé en ce qu' on module dans le temps le flux d'agent réducteur CO/H2 pendant une phase riche (90) avec 2 30 %). 2 ) Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce que dans le catalyseur d'oxydation (50) on maintient pratiquement cons-tante la valeur lambda (130). 3 ) Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce qu' on lance la phase riche (90) par injection de carburant par l'alimentation en carburant (60) dans l'unité de génération d'oxydes 35 d'azote NOx et de CO/H2 (51) pour un débit d'air constant. 5 104 ) Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce qu' on injecte du carburant pour un coefficient lambda (130) d'une plage comprise entre 0,33 et 0,45. 5 ) Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce qu' après le début de l'injection de carburant, on maintient constant dans le temps le débit volumique d'air et le débit massique de carburant. 6 ) Procédé selon la revendication 5, caractérisé en ce qu' on maintient constant le débit volumique d'air et le débit massique de carburant pendant au moins 1 s et au maximum pendant 4 s. 15 7 ) Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce qu' on réduit en continu le débit volumique d'air et le débit massique de carburant en maintenant le coefficient lambda (130) après la phase 20 constante. 8 ) Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce qu' on réduit en continu le débit volumique d'air et le débit massique de 25 carburant après la phase constante et en même temps on augmente le coefficient lambda (130). 9 ) Procédé selon la revendication 8, caractérisé en ce qu' 30 on augmente le coefficient lambda (130) d'un niveau de l'ordre de 0,33 à 0,45 à un niveau de l'ordre de 0,7 à 0,9. 10 ) Procédé selon la revendication 8, caractérisé en ce qu' 25on augmente le coefficient lambda (130) d'un niveau de l'ordre de 0,33 à 0,45 à un niveau tel que 1. 11 ) Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce que la phase de mélange riche (90) est précédé au maximum pendant 1 s par une phase avec un coefficient lambda (130) plus faible ou plus élevé que le coefficient lambda (130) prédéterminé dans la phase riche (90). 12 ) Procédé selon la revendication 11, caractérisé en ce qu' on maintient le débit volumique d'air constant dans la phase préalable. 13 ) Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce qu' au début de la phase riche (90) pour un coefficient lambda (130) cons-tant, on règle tout d'abord un débit volumique d'air et un débit massique de carburant plus élevé que le débit volumique d'air et le débit massique de carburant réglé pour la durée résiduelle de la phase riche (90). 14 ) Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce qu' on génère un profil lambda variable dans le catalyseur d'oxydation (52). 15 ) Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce qu' on alterne périodiquement entre une composition de gaz maigre et une composition de gaz riche. 30 16 ) Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce que l'on commande la modulation dans le temps du flux d'agent réducteur CO/H2, du débit volumique d'air et du débit massique du carburant 35 ainsi que la consigne du coefficient lambda (130) à l'aide d'une unité decommande et avec des composants de circuit et de programme on ré-alise une caractéristique de commande de soupape correspondante pour les soupapes d'injection dans l'alimentation en carburant (60) ainsi qu'une caractéristique de puissance correspondante pour le système d'alimentation en air pour l'alimentation en air (70). 17 ) Application du procédé selon l'une des revendications 1 à 16, caractérisée en ce que le procédé est appliqué à des moteurs diesel et à des moteurs à mélange 1 o maigre comportant un système de génération d'agent réducteur (50). 15