JP7479903B2 - 内燃機関の燃焼を制御するための方法 - Google Patents

Description

本特許出願は、２０１９年４月１日に出願されたイタリア特許出願第１０２０１９０００００４８７９号に基づく優先権を主張するものである。このイタリア特許出願の全開示が、参照により本明細書に組み込まれる。

本発明は、内燃機関の燃焼を制御するための方法に関する。

知られているように、内燃熱機関において、燃料に加えて水もまた、シリンダ内部に画成された燃焼チャンバへ送られることが提案された。

内燃機関において、水噴射システムは、吸気ダクトを経由して機関内へと水を噴霧形態で、燃料との混合状態で、または燃焼チャンバ内に直接的に導入することにより、空気／燃料混合物を冷却し、したがってノッキング現象に対する抵抗を上昇させる点に本質がある。典型的には、給水システムは、脱塩水（スケール形成を回避するために）で充填されたタンクを備える。通常は、タンクは、車両の外部から再充填されるか、またはエアコンディショナからの凝結水の利用、排気機構からの凝結水の利用、もしくはさらには雨水搬送により再充填されることも可能である。さらに、好ましくは、タンクは、電気加熱デバイスを備え（すなわち、電流が通過するときにジュール効果により熱を発生させる抵抗を備える）、この電気加熱デバイスは、外部温度が特に過酷な場合に氷を残らず溶解するために使用される。

水は、高い蒸発潜熱を有し、換言すれば、水は、液体状態から気体状態へと変化するために高いエネルギーを必要とする。室温の水が、吸気ダクト内に噴射されると、この水は、入来する空気および金属壁部から熱を吸収して蒸発し、およびしたがって入来する注入物を冷却する。したがって、機関はより低温の空気を、換言すればより高濃度の空気を吸引し、体積効率が改善され、ノッキングの可能性が低下し、さらにより多量の燃料の噴射が可能となる。圧縮中に、微小液滴として存在する水は、蒸発し、圧縮されている空気から熱を吸収し、それにより空気を冷却し空気の圧力を低下させる。圧縮後に燃焼が発生して、さらなる利益を有する効果がもたらされる。燃焼中には、多量の熱が生成され、この熱は水により吸収されて、サイクルのピーク温度を低下させ、結果としてＮＯｘと、機関壁部により吸収されなければならない熱との形成を低減させる。また、この蒸発は、厳密には形成された蒸気によって、機関熱（他の場合であれば無駄になっていたであろう）の一部を圧力へと変換することにより、ピストンに対する推力を上昇させ、またタービンに進入し排気機構へと進むいかなるエネルギー流をも上昇させる（さらに、タービンは、追加される水による熱吸収による排気ガス温度の低下によって利益を被る）。

しかし、熱力学的効率を依然として犠牲にすることなく、車両に搭載される過度にバルク性の高い給水システムの存在を解消することの必要性が、高まりつつある。

欧州特許出願公開第３０４０５４１号明細書 欧州特許第３１２８１５９号明細書 イタリア特許出願公開第２０１６０００１１５１４６号明細書 イタリア特許出願公開第２０１６０００１１５２０５号明細書

したがって、本発明の目的は、上述の欠点を有さず、特に実装が容易かつ安価である、内燃機関の燃焼を制御するための方法を提供することである。

本発明によれば、添付の特許請求の範囲において特許請求されるような内燃機関の燃焼を制御するための方法が提供される。

次に、本発明の非限定的な実施形態を示す添付の図面を参照として、本発明を説明する。

本発明の燃焼制御方法目的を実装する電子制御ユニットを備える内燃機関の概略図である。 図１の機関制御ユニットにより実装される燃焼制御ストラテジを示すブロック図である。

図１では、数字１は、複数の（特に４つの）シリンダ２を備える路上車両すなわち自動車またはオートバイ（図示せず）のための内燃機関を全体的に示す。このシリンダ２内には、各可変体積燃焼チャンバおよび４つのインジェクタ３が画定され、これらのインジェクタは、好ましくはガソリンである燃料をシリンダ２内に直接的に噴射する。各シリンダ２は、少なくとも１つの各吸気弁（図示せず）を介して吸気マニホルド４に対して、および少なくとも１つの各排気弁（図示せず）を介して排気マニホルド５に対して連結される。

吸気マニホルド４は、排気ガス（以下においてさらによく説明されるような）と、フレッシュエアすなわち外部環境から吸気ダクト６を通り入来する空気との両方を含むガス混合物を受ける。吸気ダクト６は、フレッシュエア流用の空気フィルタ７を備え、スロットル弁８により制御される。質量流量センサ７＊（エアフローメータとしてさらによく知られる）が、空気フィルタ７の下流において吸気ダクト６に沿ってさらに配置される。

吸入空気を冷却する機能を有するインタークーラ９が、吸気ダクト６に沿って配置される（好ましくは吸気マニホルド４に組み込まれる）。インタークーラ９は、インタークーラ９と並列であるダクトに沿って配置された熱交換器、送給ポンプ、および調整弁を備える、インタークーラ９内で使用されるクーラント調整回路に対して連結される。排気マニホルド５は、燃焼により生成される排気ガスを排気システムへと送給する排気ダクト１０に対して連結され、排気システムは、燃焼により生成されるガスを雰囲気内へと放出し、通常は少なくとも１つの触媒１１と触媒１１の下流に配置された少なくとも１つのサイレンサ（図示せず）とを備える。

内燃機関１の過給システムは、シリンダ２から排出される排気ガスの作用下において高速で回転するように排気ダクト１０に沿って配置されたタービン１３を備えるターボチャージャ１２と、過給機１４とを備え、過給機１４は、吸気ダクト６に沿って配置され、タービン１３に対して機械的に連結され、タービン１３自体により回転状態になされ、送給ダクト６内の空気の圧力を上昇させる。

内燃機関１は、ＥＣＵ電子制御ユニットにより制御され、このＥＣＵ電子制御ユニットは、内燃機関１の全ての構成要素の動作を管理する。

好ましい一変形例によれば、最後に内燃機関１は、低圧ＥＧＲ_ＬＰ回路を備える。この低圧ＥＧＲ_ＬＰ回路は、好ましくは触媒１１の下流に位置する排気ダクト１０から起始し、エアフローメータ７の下流に位置する吸気ダクト６内へと続くバイパスダクト１５を備え、バイパスダクト１５は、ターボチャージャ１２に対して並列に連結される。ＥＧＲ弁１６が、バイパスダクト１５に沿って配置され、バイパスダクト１５を通り流れる排気ガスの流量を調節するのに適したものである。排気マニホルド５から退出し過給機１４に進入するガスを冷却する機能を有する熱交換器１７が、弁１６の上流においてバイパスダクト１５に沿ってさらに配置される。

次に、内燃機関１内部における燃焼を最適化するためにＥＣＵ電子制御ユニットにより実装されるストラテジを説明する。

特に、関連数量を以下のように定義する。
η_ＡＳＰ 吸気効率（および機関負荷、または代替的には指示される平均圧力、もしくは指示される駆動トルク、もしくは駆動制動トルクを表す）。各燃焼サイクルｍ_ＡＩＲ毎にシリンダ２内に捕獲される空気質量と基準条件ｍ_{ＡＩＲ＿ＲＥＦ}下における（すなわち２９８°Ｋの温度およびある雰囲気の圧力における）各燃焼サイクル毎にシリンダ２内に捕獲される空気質量との間に比率によって定義される。
ｎ 内燃機関１の速度。
Ｅ_ｄｅｔ ノッキングエネルギー（好ましくは、上死ＴＤＣ点付近の角度検出窓内のマイクロフォン信号または加速度計信号の適切な処理により決定される燃焼ノイズと、非ノッキング燃焼サイクルの９８百分位数に対応し、機関位置およびシリンダ２に応じてＥＣＵ電子制御ユニット内部に格納されたマップにより提供される限界燃焼ノイズとの間の差異により定義される）。
Ｅ_{ｄｅｔ－ｏｂｊ} 機関位置に従って決定されるノッキングエネルギーの限界値。
ＭＡＰＯ シリンダ２内における燃焼により発生する圧力波の強度の最大振幅（最大振幅圧力振動）。
ＭＡＰＯ_ｏｂｊ 機関位置に従って決定されるシリンダ２内における燃焼により発生する圧力波の強度の最大振幅の限界値。
ＭＦＢ５０ シリンダ２内部において燃料質量の５０％が燃焼された場合における、機関角度（すなわちクランク角度）を表す燃焼指数（５０％質量分率燃焼）。
ＳＡ 点火進角。
ＳＡ_ｏｂｊ 操作されることとなる点火進角の目標値。

また、吸気ダクト６内を流れるガス混合物に関する低圧ＥＧＲ回路ＥＧＲ_ＬＰの入射を示す（表す）Ｒ_ＥＧＲ量（または比率）は、以下のように定義される。
Ｒ_ＥＧＲ＝Ｍ_{ＥＧＲ＿ＬＰ}／Ｍ_ＴＯＴ
Ｍ_ＴＯＴ 外部環境から入来し吸気ダクト６内に流れるフレッシュエアＭ_ＡＩＲの質量と低圧回路ＥＧＲ_ＬＰを通り再循環し吸気ダクト６内を流れる排気ガスＭ_{ＥＧＲ＿ＬＰ}の質量との和として算出される、吸気ダクト６内を流れるガス混合物の質量。
Ｍ_{ＥＧＲ＿ＬＰ} 低圧回路ＥＧＲ_ＬＰを通り再循環し吸気ダクト６内を流れる排気ガス質量。

以下の説明において、Ｒ_ＥＧＲ量（例えば以下の説明においてより良く説明されるように燃焼モデルにおいて使用される）は、代替的には、特許文献１、特許文献２、特許文献３、特許文献４の文献に記載される方法の任意の１つにより、またはＥＧＲ弁１６の流出モデルにより決定され得る。

さらに詳細には、図２に示すように、Ｒ_ＥＧＲ量は、吸気ダクト６内を流れる（合計）ガス混合物に対する低圧回路ＥＧＲ_ＬＰからのガス流の入射の直接測定値または推定値を表し、低圧回路ＥＧＲ_ＬＰからのガス流は、ＥＧＲ弁１６の位置および内燃機関１の条件（特に圧力、温度）により定義され、ＥＧＲ弁１６の位置は、以下に示すように算出されるＲ_{ＥＧＲ＿ＯＢＪ}量（または比率）の目標値に従って機関制御ユニットにより決定される。代替形態では、Ｒ_ＥＧＲ量は、Ｒ_{ＥＧＲ＿ＯＢＪ}量の目標値の関数として決定（推定）される（例えば一次フィルタによりＲ_{ＥＧＲ＿ＯＢＪ}量の目標値をフィルタリングすることなどにより）。

図２に示すように、利用される燃焼モデルは、（既知の）吸気効率η_ＡＳＰ、内燃機関１の（既知の）速度ｎ、燃焼指数ＭＦＢ５０、およびＲ_ＥＧＲ量の関数として点火進角ＳＡ_{ｍｏｄｅｌ}を算出する。換言すれば、点火進角ＳＡ_{ｍｏｄｅｌ}を算出する燃焼モデルは、以下のように表すことが可能である。
ＳＡ_{ｍｏｄｅｌ}＝ｆ（ＭＦＢ５０、η_ＡＳＰ、ｎ、Ｒ_ＥＧＲ）

第１の実施形態によれば、この燃焼モデルは、以下のように公式化された放物線により表され得る。
ＳＡ_{ｍｏｄｅｌ}＝ａ２＊ＭＦＢ５０^２＋ａ_１＊ＭＦＢ５０＋ａ_０
ここで、ＳＡ_{ｍｏｄｅｌ}およびＭＦＢ５０は、既に紹介した意味を有し、一方でａ_ｉ係数は、以下の通りに表すことができる。
ａ_ｉ＝ｆ_ｉ（η_ＡＳＰ、ｎ）＊ｋ_ｉ（Ｒ_ＥＧＲ、η_ＡＳＰ）［ｉ＝０、１、２］
ここで、Ｒ_ＥＧＲ、ｎ、およびη_ＡＳＰは、既に紹介した意味を有する。ｎおよびη_ＡＳＰの値は、電子制御ユニットにとって既知である。

ｆ_ｉおよびｋ_ｉは、準備段階において経験的に設定されるマップを表すが、これらはη_ＡＳＰ、ｎ、Ｒ_ＥＧＲに対応して変化し得る。

第２の実施形態では、燃焼モデルは以下のように公式化された放物線により表され得る。
ＳＡ_{ｍｏｄｅｌ}＝ａ_５＊ＭＦＢ５０^２＋ａ_４＊ＭＦＢ５０＋ａ_３＋ｆ_ＥＧＲ（Ｒ_ＥＧＲ、η_ＡＳＰ）
ここで、ＳＡ_{ｍｏｄｅｌ}およびＭＦＢ５０は、既に紹介した意味を有し、一方でａ_ｉ係数は、以下の通りに表すことができる。
ａ_ｉ＝ｆ_ｉ（η_ＡＳＰ、ｎ）［ｉ＝３、４、５］
ここで、Ｒ_ＥＧＲ、ｎ、およびη_ＡＳＰは、既に紹介した意味を有する。ｎおよびη_ＡＳＰの値は、電子制御ユニットにとって既知であり、ｆ_ｉは、準備段階において経験的に設定されるマップを表し、ａ_ｉ係数に対応して変化し得る。

また、ｆ_ＥＧＲ関数は、準備段階において経験的に設定されるマップを表し、Ｒ_ＥＧＲおよびη_ＡＳＰの量に対応して変化し得る。

第３の実施形態では、燃焼モデルは、以下のように表すことが可能である。
ＳＡ_{ｍｏｄｅｌ}＝ＭＦＢ５０＋ｆ_６（η_ＡＳＰ、ｎ）＋ｆ_７（Ｒ_ＥＧＲ、η_ＡＳＰ）＊ｆ_８（η_ＡＳＰ、ｎ）
ここで、ＳＡ_{ｍｏｄｅｌ}、ＭＦＢ５０、Ｒ_ＥＧＲ、ｎ、およびη_ＡＳＰは、既に紹介した意味を有し、ｎおよびη_ＡＳＰは、電子制御ユニットにとって既知である。

ｆ_６係数およびｆ_８係数は、準備段階において経験的に設定されるマップを表し、ｎ ｅ η_ＡＳＰの量に対応して変化し得る。

ｆ_７係数は、準備段階において経験的に設定されるマップをやはり表し、Ｒ_ＥＧＲおよびη_ＡＳＰの量に対応して変化し得る。

次に、燃焼指数ＭＦＢ５０およびＲ_{ＥＧＲ＿ＯＢＪ}量を決定する方法を説明する。

燃焼指数ＭＦＢ５０は、開ループコントリビューションにより決定され、特にＭＦＢ５０_ＯＬマップは、ＥＣＵ電子制御ユニット内部に格納され、このマップは、内燃機関１の吸気効率η_ＡＳＰおよび速度ｎに応じて燃焼指数ＭＦＢ５０を提供する。

代わりに、量Ｒ_{ＥＧＲ＿ＯＢＪ}は、開ループコントリビューションおよび閉ループコントリビューション（すなわちフィードバック中の）の合算により決定される。

開ループコントリビューションは、量Ｒ_{ＥＧＲ＿ＯＬ}を提供し、特にＲＥＧＲ_ＯＬマップが、ＥＣＵ電子制御ユニット内部に格納され、このマップは、内燃機関１の吸気効率η_ＡＳＰおよび速度ｎに応じてＲ_{ＥＧＲ＿ＯＬ}量を提供する。

第１の変形例によれば、Ｒ_{ＥＧＲ＿ＯＢＪ}量の閉ループコントリビューションは、目下実施されている燃焼サイクルのノッキングエネルギーＥ_ｄｅｔをノッキングエネルギーの限界値Ｅ_{ｄｅｔ＿ｏｂｊ}と比較することにより取得される。

代替的には、Ｒ_{ＥＧＲ＿ＯＢＪ}量の閉ループコントリビューションは、シリンダ２内における燃焼により発生する圧力波の強度の最大振幅ＭＡＰＯを、シリンダ２内における燃焼により発生する圧力波の強度の最大振幅の限界値ＭＡＰＯ_ｏｂｊと比較することにより取得される。

実装されることとなるこのタイプの制御は、目下実施されている燃焼サイクルのノッキングエネルギーＥ_ｄｅｔとノッキングエネルギーの限界値Ｅ_{ｄｅｔ－ｏｂｊ}との間の比較（またはシリンダ２内における燃焼により発生する圧力波の強度の最大振幅ＭＡＰＯとシリンダ２内における燃焼により発生する圧力波の強度の最大振幅の限界値ＭＡＰＯ_ｏｂｊとの間の比較）の結果に応じて微分される。例えば、このタイプの制御は、ＰＩＤ（またはＰＩ）レギュレータの介入定数を微分することにより実施される。

特に、このストラテジは、目下実施されている燃焼サイクルのノッキングエネルギーＥ_ｄｅｔとノッキングエネルギーの限界値Ｅ_{ｄｅｔ－ｏｂｊ}との間の差異（またはシリンダ２内における燃焼により発生する圧力波の強度の最大振幅ＭＡＰＯとシリンダ２内における燃焼により発生する圧力波の強度の最大振幅の限界値ＭＡＰＯ_ｏｂｊとの間の差異）をＰＩＤレギュレータの各介入定数で乗算することにより算出されたコントリビューションを入力として受領するガバナーブロック３を備える。前記コントリビューションの数値に応じて、ガバナーブロック３は、ノッキングリスクを低下させるために介入する方法を決定する。具体的には、コントリビューションが、しきい値Ｓ３（好ましくは機関位置に応じて調節可能および変更可能である）未満である場合には、これは、ノッキング現象の発生を回避するために少ない補正が必要とされることを意味する。この場合に、ガバナーブロック３は、ノッキング現象の発生を回避するために適したΔＲ_{ＥＧＲ－ＫＮＯＣＫ}量の微分を算出する。

他方において、コントリビューションがしきい値Ｓ３を超過する場合には、これは、ノッキング現象の発生を回避するために大きな補正が必要とされることを意味する。この場合に、ガバナーブロックは、ノッキング現象の発生を回避するために適した点火進角の微分ΔＳＡ_{ＫＮＯＣＫ}を算出する。この場合に、以下の説明においてさらによく説明されるように、Ｒ_{ＥＧＲ＿ＯＢＪ}量は、限界値へと概数化される。

最後に、ノッキングイベント（ＤＥＴ）が検出される場合には、コントリビューションは、ＰＩＤレギュレータの応答を待つことなく最大値へと即座に概数化され、それによりガバナーブロック３は、ノッキング現象の発生を回避するために適した点火進角の微分ΔＳＡ_{ＫＮＯＣＫ}を算出する。

好ましい変形例は、適応量Ｒ_{ＥＧＲ－ＡＤＴ}を供給するさらなる開ループコントリビューションを備え、具体的には、マップが、ＥＣＵ電子制御ユニット内部に格納され、このマップは、内燃機関１の吸気効率η_ＡＳＰおよび速度ｎに応じて適応量Ｒ_{ＥＧＲ－ＡＤＴ}を提供する。好ましくは、前記ＲＥＧＲ_ＡＤＴマップは、静的条件におけるΔＲ_{ＥＧＲ－ＫＮＯＣＫ}量の微分を決定するために閉ループコントリビューションにおいて使用されるＰＩＤコントローラまたはＰＩコントローラの整数部に応じてアップデートされる。

したがって、Ｒ_{ＥＧＲ＿ＯＢＪ}量は、２つの開ループコントリビューションであるＲ_{ＥＧＲ－ＡＤＴ}（存在する場合）およびＲ_{ＥＧＲ－ＯＬ}と閉ループコントリビューションΔＲ_{ＥＧＲ－ＫＮＯＣＫ}とを加算することにより決定される。

また、ストラテジは、効率を最適化するための閉ループコントリビューションを備える。具体的には、前記閉ループコントリビューションは、開ループコントリビューションにより決定される燃焼指数ＭＦＢ５０と、燃焼指数推定値ＭＦＢ５０_ｅｓｔとを比較することにより達成される。

実装されることとなるタイプの制御は、燃焼指数ＭＦＢ５０と燃焼指数推定値ＭＦＢ５０_ｅｓｔとの間の比較の結果に従って微分され、例えばこのタイプの制御は、ＰＩＤ（またはＰＩ）レギュレータの介入定数を微分することにより実施される。

具体的には、ストラテジは、燃焼指数ＭＦＢ５０（またはより厳密には開ループ燃焼指数ＭＦＢ５０_ＯＬ）と燃焼指数推定値ＭＦＢ５０_ｅｓｔとの間の差異をＰＩＤレギュレータまたはＰＩレギュレータの介入定数で乗算することにより算出されたコントリビューションを入力として受領するガバナーブロック４を備える。前記コントリビューションの数値に応じて、ガバナーブロック４は、内燃機関１の効率を最適化するために介入する方法を決定する。具体的には、コントリビューションが、しきい値Ｓ４（好ましくは機関位置に応じて調節可能および変更可能である）超である場合には、これは、内燃機関１の効率を最適化するために大きな補正が必要とされることを意味する。この場合に、ガバナーブロック４は、内燃機関１の効率を最適化するために適した点火進角の微分ΔＳＡ_{ＭＦＢ５０}を算出する。

明白ではあるが、この場合も、ノッキングを制御しノッキング現象の発生を回避するために、点火進角の微分ΔＳＡ_{ＫＮＯＣＫ}は、燃焼モデルにより提供される点火進角ＳＡ_{ｍｏｄｅｌ}を縮小させる。対照的に、内燃機関１の効率を最適化するために、点火進角の微分ΔＳＡ_{ＭＦＢ５０}は、燃焼モデルにより提供される点火進角ＳＡ_{ｍｏｄｅｌ}を増大させる。ノッキング現象の発生を回避するための内燃機関１の保護は、内燃機関１の効率よりも優先され、したがって、内燃機関１の効率を最適化するために適した点火進角の微分ΔＳＡ_{ＭＦＢ５０}は、ノッキング現象の発生を回避するために適した点火進角の微分ΔＳＡ_{ＫＮＯＣＫ}が、燃焼モデルにより提供される点火進角ＳＡ_{ｍｏｄｅｌ}を縮小させるように介入する場合には、ゼロ化（または劇的に低減）される。換言すれば、ストラテジは、点火進角の微分ΔＳＡ_{ＫＮＯＣＫ}が、燃焼モデルにより提供される点火進角値ＳＡ_{ｍｏｄｅｌ}を縮小させ始めるとすぐに、点火進角の微分ΔＳＡ_{ＭＦＢ５０}をゼロ化（またはゼロに近い数値へ概数化）することを含む。

したがって、実装されることとなる目標進角ＳＡ_ｏｂｊは、２つの異なるコントリビューション、すなわち燃焼モデルにより提供される点火進角ＳＡ_{ｍｏｄｅｌ}と、内燃機関１の効率を最適化するために適した点火進角の微分ΔＳＡ_{ＭＦＢ５０}、または代替的にはノッキング現象の発生を回避するために適した点火進角の微分ΔＳＡ_{ＫＮＯＣＫ}との和により取得される。

前述の議論において予期されるように、吸気効率η_ＡＳＰは、指示される平均圧力、指示される駆動トルク、もしくは駆動制動トルクによって、または一般的に機関負荷を表す任意の量によって代替的に置き換えられ得る。

上述の燃焼制御方法は、高演算負荷を必要とせず、ロバスト性を有し、なによりも熱力学的効率を犠牲にすることなく水が車両に搭載されることを回避することが可能となり、また同時にノッキング現象の発生を高い信頼度で回避することが可能となることにより、容易に実装され得るため、多数の利点を有する。

１ 内燃機関
２ シリンダ
３ インジェクタ、ガバナーブロック
４ 吸気マニホルド、ガバナーブロック
５ 排気マニホルド
６ 吸気ダクト、送給ダクト
７ 空気フィルタ、エアフローメータ
７＊ 質量流量センサ
８ スロットル弁
９ インタークーラ
１０ 排気ダクト
１１ 触媒
１２ ターボチャージャ
１３ タービン
１４ 過給機
１５ バイパスダクト
１６ ＥＧＲ弁
１７ 熱交換器

Claims (13)

1. 複数のシリンダ（２）および低圧ＥＧＲ回路（ＥＧＲ_ＬＰ）を備える内燃機関（１）の燃焼を制御するための方法であって、
   前記内燃機関（１）の回転速度（ｎ）および吸気効率（η_ＡＳＰ）を取得するステップと、
   制御マップにより、ならびに前記回転速度（ｎ）および前記吸気効率（η_ＡＳＰ）に応じて、吸気ダクト（６）内を流れるガス混合物に対する前記低圧ＥＧＲ回路（ＥＧＲ_ＬＰ）の流入を表す第１の開ループ量（Ｒ_{ＥＧＲ－ＯＬ}）を決定するステップと、
   ノッキングエネルギーを示す量（Ｅ_ｄｅｔ、ＭＡＰＯ）に応じて、前記吸気ダクト（６）内を流れる前記ガス混合物に対する前記低圧ＥＧＲ回路（ＥＧＲ_ＬＰ）の流入を示す第１の閉ループ量（ΔＲ_{ＥＧＲ－ＫＮＯＣＫ}）を決定するステップと、
   前記第１の開ループ量（Ｒ_{ＥＧＲ－ＯＬ}）および前記第１の閉ループ量（ΔＲ_{ＥＧＲ－ＫＮＯＣＫ}）の和により、前記吸気ダクト（６）内を流れる前記ガス混合物に対する前記低圧ＥＧＲ回路（ＥＧＲ_ＬＰ）の流入を表す量の目標値（Ｒ_{ＥＧＲ－ｏｂｊ}）を算出するステップと、
   前記量の前記目標値（Ｒ_{ＥＧＲ－ｏｂｊ}）に応じて、吸気ダクト（６）内を流れる前記ガス混合物に対する前記低圧ＥＧＲ回路（ＥＧＲ_ＬＰ）の流入を表す量（Ｒ_ＥＧＲ）を決定するステップと、
   制御マップにより、ならびに前記回転速度（ｎ）および前記吸気効率（η_ＡＳＰ）に応じて、前記シリンダ内部において燃料質量の５０％が燃焼された場合の機関角度を表す開ループ燃焼指数（ＭＦＢ５０）を決定するステップと、
   前記量（Ｒ_ＥＧＲ）、前記回転速度（ｎ）、前記吸気効率（η_ＡＳＰ）、および前記開ループ燃焼指数（ＭＦＢ５０）に応じて、点火進角値（ＳＡ_{ｍｏｄｅｌ}）を提供する燃焼モデルを設計段階において決定するステップと、
   前記開ループ燃焼指数（ＭＦＢ５０）に応じて、前記内燃機関（１）の効率を最適化するために適した第１の閉ループ点火進角（ΔＳＡ_{ＭＦＢ５０}）を算出するステップと、
   ノッキングエネルギーを示す量（Ｅ_ｄｅｔ、ＭＡＰＯ）に応じて、ノッキング現象の発生を回避するために適した第２の閉ループ点火進角（ΔＳＡ_{ＫＮＯＣＫ}）を算出するステップと、
   前記燃焼モデルにより提供される前記点火進角値（ＳＡ_{ｍｏｄｅｌ}）と、前記第１の閉ループ点火進角（ΔＳＡ_{ＭＦＢ５０}）と、前記第２の閉ループ点火進角（ΔＳＡ_{ＫＮＯＣＫ}）との和により、操作されることとなる点火進角の目標値（ＳＡ_ｏｂｊ）を算出するステップと
   を含む、方法。
2. 前記第２の閉ループ点火進角（ΔＳＡ_{ＫＮＯＣＫ}）は、前記燃焼モデルにより提供される前記点火進角値（ＳＡ_{ｍｏｄｅｌ}）を縮小し、前記第１の閉ループ点火進角（ΔＳＡ_{ＭＦＢ５０}）は、前記燃焼モデルにより提供される前記点火進角値（ＳＡ_{ｍｏｄｅｌ}）を増大または縮小し、前記方法は、前記第２の閉ループ点火進角（ΔＳＡ_{ＫＮＯＣＫ}）が前記燃焼モデルにより提供される前記点火進角値（ＳＡ_{ｍｏｄｅｌ}）の縮小を開始する場合に、前記第１の閉ループ点火進角（ΔＳＡ_{ＭＦＢ５０}）をゼロ化する、固定する、または現在値へと概数化するステップを含む、請求項１に記載の方法。
3. 静的条件にある前記第１の閉ループ量（ΔＲ_{ＥＧＲ－ＫＮＯＣＫ}）において使用されるＰＩＤ／ＰＩコントローラの整数部分の前記回転速度（ｎ）および前記吸気効率（η_ＡＳＰ）に応じた適合制御マップにより第２の開ループ量（Ｒ_{ＥＧＲ－ＡＤＴ}）を決定するステップと、
   前記第１の開ループ量（Ｒ_{ＥＧＲ－ＯＬ}）と、前記第２の開ループ量（Ｒ_{ＥＧＲ－ＡＤＴ}）と、前記第１の閉ループ量（ΔＲ_{ＥＧＲ－ＫＮＯＣＫ}）との和により前記量の目標値（Ｒ_{ＥＧＲ－ｏｂｊ}）を算出するステップと
   をさらに含む、請求項１または２に記載の方法。
4. 前記第２の閉ループ点火進角（ΔＳＡ_{ＫＮＯＣＫ}）を決定するために使用されるノッキングエネルギーを示す前記量（Ｅ_ｄｅｔ、ＭＡＰＯ）は、燃焼ノイズと前記燃焼ノイズの限界値との間の差異により定義されるノッキングエネルギー（Ｅ_ｄｅｔ）である、請求項１から３のいずれか一項に記載の方法。
5. 前記第２の閉ループ点火進角（ΔＳＡ_{ＫＮＯＣＫ}）を決定するために使用されるノッキングエネルギーを示す前記量（Ｅ_ｄｅｔ、ＭＡＰＯ）は、前記シリンダ（２）内における燃焼により発生する圧力波の強度の最大振幅（ＭＡＰＯ）である、請求項１から３のいずれか一項に記載の方法。
6. 目下実施されている燃焼サイクルのノッキングエネルギーを示す前記量（Ｅ_ｄｅｔ、ＭＡＰＯ）と前記ノッキングエネルギーの各限界値との間の差異を算出するステップと、
   前記差異またはコントリビューションが第１のしきい値（Ｓ３）未満である場合に、前記第１の閉ループ量（ΔＲ_{ＥＧＲ－ＫＮＯＣＫ}）を決定するステップ、または
   前記差異または前記コントリビューションが前記第１のしきい値（Ｓ３）以上である場合に、前記第２の閉ループ点火進角（ΔＳＡ_{ＫＮＯＣＫ}）を決定するステップと
   をさらに含む、請求項１から５のいずれか一項に記載の方法。
7. 前記差異は、前記差異に応じて可変的であるＰＩＤレギュレータまたはＰＩレギュレータの介入定数により乗算される、請求項６に記載の方法。
8. ノッキングイベントが検出される場合に、前記第２の閉ループ点火進角（ΔＳＡ_{ＫＮＯＣＫ}）を最小値まで概数化するステップをさらに含む、請求項６または７に記載の方法。
9. 前記燃焼モデルが、以下のように、すなわち
   ＳＡ_{ｍｏｄｅｌ}＝ａ_２＊ＭＦＢ５０^２＋ａ_１＊ＭＦＢ５０＋ａ_０
   として公式化された放物線により表され、ここで、
   ＭＦＢ５０は、燃焼指数であり、
   ＳＡ_{ｍｏｄｅｌ}は、前記燃焼モデルにより提供される点火進角値である、請求項１から８のいずれか一項に記載の方法。
10. ａ_ｉ係数が、以下のように、すなわち
    ａ_ｉ＝ｆ_ｉ（η_ＡＳＰ、ｎ）＊ｇ_ｉ（Ｒ_ＥＧＲ、η_ＡＳＰ）［ｉ＝０、１、２］
    のように表され、ここで、
    Ｒ_ＥＧＲは、前記低圧ＥＧＲ回路（ＥＧＲ_ＬＰ）の流入を表す量であり、
    ｎは、回転速度であり、
    η_ＡＳＰは、吸気効率である、請求項９に記載の方法。
11. 前記燃焼モデルは、以下のように、すなわち
    ＳＡ_{ｍｏｄｅｌ}＝ａ_５＊ＭＦＢ５０^２＋ａ_４＊ＭＦＢ５０＋ａ_３＋ｆ_ＥＧＲ（Ｒ_ＥＧＲ、η_ＡＳＰ）
    として公式化された放物線により表され、ここで、
    ＭＦＢ５０は、燃焼指数であり、
    Ｒ_ＥＧＲは、前記低圧ＥＧＲ回路（ＥＧＲ_ＬＰ）の流入を表す量であり、
    η_ＡＳＰは、吸気効率であり、
    ＳＡ_{ｍｏｄｅｌ}は、前記燃焼モデルにより提供される点火進角値である、請求項１から８のいずれか一項に記載の方法。
12. 前記ａ_ｉ係数が、以下のように、すなわち
    ａ_ｉ＝ｆ_ｉ（η_ＡＳＰ、ｎ）［ｉ＝３、４、５］
    のように表され、ここで、
    ｎは、回転速度であり、
    η_ＡＳＰは、吸気効率である、請求項１１に記載の方法。
13. 前記燃焼モデルは、以下のように、すなわち
    ＳＡ_{ｍｏｄｅｌ}＝ＭＦＢ５０＋ｆ_６（η_ＡＳＰ、ｎ）＋ｆ_７（Ｒ_ＥＧＲ、η_ＡＳＰ）＊ｆ_８（η_ＡＳＰ、ｎ）
    のように表され、ここで、
    ＭＦＢ５０は、燃焼指数であり、
    Ｒ_ＥＧＲは、前記低圧ＥＧＲ回路（ＥＧＲ_ＬＰ）の流入を表す量であり、
    η_ＡＳＰは、吸気効率であり、
    ｎは、回転速度であり、
    ＳＡ_{ｍｏｄｅｌ}は、前記燃焼モデルにより提供される点火進角値である、請求項１から８のいずれか一項に記載の方法。

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