JP2017194004A - ディーゼルエンジンの燃焼室構造 - Google Patents

Abstract

【課題】シリンダーに吸入された空気の利用率を向上させることにより、より一層の黒煙排出量の低減と燃費の改善を図るディーゼルエンジンの燃焼室構造を提供する。【解決手段】ピストン１７は、頂面２９に開口する第１キャビティ３１と第１キャビティ３１の第１底面３３に開口して第１キャビティ３１の開口径Ｄ１よりも小さい開口径Ｄ２を有する第２キャビティ３２とによって形成される入口リップ部３５を有し、第１キャビティ３１は、第１底面３３と、ピストン１７の半径方向外側の部位ほどピストン１７の頂面２９に近づく第１側面３４とを有し、ディーゼルエンジンは、燃料噴射の少なくとも初期において入口リップ部３５に向けて燃料を噴射するように構成されており、シリンダーのボア径Ｄｂに対する第２キャビティ３２の開口径Ｄ２の比が０．６６２±０．０３２である。【選択図】図２

Description

本発明は、直噴式のディーゼルエンジンの燃焼室構造に関する。

ディーゼルエンジンの排気ガスに含まれるＮＯｘを低減する手法として、排気ガスの一部を吸気通路に還流する排気再循環（ＥＧＲ：Ｅｘｈａｕｓｔ Ｇａｓ Ｒｅｃｉｒｃｕｌａｔｉｏｎ）が知られている。ＥＧＲは、シリンダーに空気と排気ガスとの混合気体を作動ガスとして供給し、混合気の燃焼温度を低下させることでＮＯｘを低減している。しかしながら、燃焼温度の低下は、黒煙の酸化反応が抑制されることによる黒煙排出量の増大を招く。そのため、特許文献１には、燃料の濃い領域が局所的に形成されることを回避することにより、排気ガスの還流量が増えた場合であっても黒煙排出量の低減や燃費の改善が図られる燃焼室構造が開示されている。特許文献１の燃焼室構造は、頂面に凹設された第１キャビティと、第１キャビティの底面に開口して第１キャビティよりも小さい開口径を有する第２キャビティとによって形成される段差である入口リップ部を有するピストンによって構成されている。

特許第４９０６０５５号公報

しかしながら、特許文献１に記載の燃焼室構造について本発明者が解析した結果、黒煙排出量の低減と燃費の改善を図るうえで改善の余地が残されていた。
本発明は、シリンダーに吸入された空気の利用率を向上させることにより、より一層の黒煙排出量の低減と燃費の改善を図るディーゼルエンジンの燃焼室構造を提供することを目的とする。

上記課題を解決するディーゼルエンジンの燃焼室構造は、ピストンの頂面に凹設されたキャビティに向けて燃料が放射状に噴射されるディーゼルエンジンの燃焼室構造であって、前記ピストンは、前記頂面に開口する第１キャビティと前記第１キャビティの底面に開口して前記第１キャビティの開口径よりも小さい開口径を有する第２キャビティとによって形成される段差である入口リップ部を有し、前記第１キャビティは、前記底面と、前記ピストンの半径方向外側の部位ほど前記ピストンの頂面に近づく側面とを有し、前記ディーゼルエンジンは、燃料噴射の少なくとも初期において前記入口リップ部に向けて燃料を噴射するように構成されており、前記ピストンを収容するシリンダーのボア径に対する前記第２キャビティの開口径の比が０．６６２±０．０３２である。

上記ディーゼルエンジンの燃焼室構造およびピストンによれば、入口リップ部に向けて噴射された燃料噴霧は、入口リップ部によって第１キャビティに流入する流れと第２キャビティに流入する流れとに分配される。そして、第１キャビティに流入した燃料噴霧は、第１キャビティの側面によって案内されてピストンの頂面とシリンダーの上壁面との間の空間であるスキッシュエリアに向かう上向きの流れを形成する。そして、ピストンの下動動作にともない、ピストンの半径方向内側と外側に向かう燃料噴霧の流れが形成される。一方、第２キャビティに流入した燃料噴霧は、第２キャビティの側面に沿って第２キャビティの底面に向かって流れたのち、第２キャビティの底面に沿ってピストンの半径方向内側に向かって流れる。そして、ピストンの下動動作にともない、第２キャビティの側面の近傍に縦向きの旋回の渦を形成する。こうした流れにより燃料噴霧が拡散し易くなり、低速運転時と高速運転時の両方で燃料の濃い領域が局所的に形成されることを回避し、顕著な黒煙排出量の低減と燃費の改善とを図ることが可能である。

そして、こうした燃料噴霧の空気導入について鋭意研究した結果、本発明者は、シリンダーのボア径に対する第２キャビティの開口径の比を０．６６２±０．０３２に設定することで燃料噴霧の空気導入がより促進されることを見出した。すなわち、上記構成によれば、シリンダー内に吸入された空気のうちで燃料噴霧内に取り込まれた空気の割合を示す空気利用率を向上させることができる。その結果、黒煙排出量の低減と正味燃料消費率の低減とを図ることができる。

上記構成のディーゼルエンジンの燃焼室構造は、前記燃料を噴射するインジェクターにおけるノズルコーン角が１４０°以上１６０°以下の範囲に設定され、前記ピストンの半径方向における前記第１キャビティの開口縁と前記第２キャビティの開口縁との距離である幅が前記第２キャビティの開口径に対して９％以上１９％以下の範囲に設定されていることが好ましい。

上記構成によれば、低速運転時と高速運転時の両方で燃料噴霧が拡散し易くなり、燃料の濃い領域が局所的に形成されることを回避でき、顕著な黒煙低減効果が得られる。
上記構成のディーゼルエンジンの燃焼室構造は、前記ピストンの頂面から前記第１キャビティの底面までの深さが前記第２キャビティの開口径に対して４．５％以上９．５％以下の範囲に設定されていることが好ましい。

上記構成によれば、低速運転時と高速運転時の両方で燃料噴霧が拡散し易くなり、燃料の濃い領域が局所的に形成されることを回避でき、顕著な黒煙低減効果が得られる。

ディーゼルエンジンの燃焼室構造の一実施形態が適用されたディーゼルエンジンの概略構成を模式的に示す図。 ピストンの頂部付近における断面形状の一例を示す部分断面図。 （ａ）燃料噴霧が入口リップ部に衝突した直後における燃料噴霧の流れの一例を模式的に示す図、（ｂ）ピストン下動時における燃料噴霧の流れの一例を模式的に示す図。 （ａ）多孔式のインジェクターのノズルコーン角を模式的に示す図、（ｂ）シミュレーションを行った各パターンのキャビティの形状を模式的に示す図。 クランク角５０°ＡＴＤＣにおいて当量比が０．５以上の領域と当量比０．５ごとの等値線とを示す図であって、（ａ）パターン１の場合を示す図、（ｂ）パターン５の場合を示す図、（ｃ）パターン３の場合を示す図。 クランク角と筒内空間の空気利用率との関係の一例を示すグラフ。 各クランク角における径比と空気利用率との関係の一例を示すグラフ。 （ａ）クランク角とスキッシュエリアの空気利用率との関係の一例を示すグラフ、（ｂ）クランク角と内部エリアの空気利用率との関係の一例を示すグラフ。 正味平均有効圧力と正味燃料消費率との関係の一例を示すグラフ。 正味平均有効圧力と黒煙排出濃度との関係の一例を示すグラフ。 クランク角と熱発生率との関係の一例を示すグラフ。

図１〜図１１を参照して、ディーゼルエンジンの燃焼室構造の一実施形態について説明する。まず、図１を参照して、ディーゼルエンジンの燃焼室構造が適用されたディーゼルエンジンの概略構成について説明する。

図１に示すように、エンジン１０は、複数のシリンダー１１を有する直噴式のディーゼルエンジンである。エンジン１０は、吸入空気が流れる吸気通路１２と排気ガスが流れる排気通路１３とを備えている。エンジン１０は、排気通路１３と吸気通路１２とを接続するＥＧＲ通路１５と、ＥＧＲ通路１５の流路断面積を変更可能なＥＧＲ弁１６とを備えている。ＥＧＲ弁１６が開状態にあるとき、エンジン１０には、吸入空気と排気ガスとの混合気体が作動ガスとして供給される。

シリンダー１１には、ピストン１７が上下動可能に収容されており、このピストン１７、シリンダー１１の側壁面１８、および、シリンダー１１の上壁面１９に囲まれる空間である筒内空間２０が形成されている。筒内空間２０には、ピストン１７の中心軸Ａ上に位置するインジェクター２１から燃料が噴射される。インジェクター２１は、ピストン１７の半径方向外側に向かって放射状に燃料を噴射する。エンジン１０では、作動ガスと筒内空間２０に噴射された燃料噴霧との混合気が自己着火により順次燃焼することでピストン１７を上下動させてクランクシャフト２３を回転させる。

図２に示すように、シリンダー１１は、ボア径Ｄｂを有している。ピストン１７は、その頂面２９に凹設されたキャビティ３０を有している。キャビティ３０は、ピストン１７の頂面２９に開口する第１キャビティ３１と、第１キャビティ３１の第１底面３３に開口して第１キャビティ３１の開口径Ｄ１よりも小さな開口径Ｄ２を有する第２キャビティ３２とで構成されている。ピストン１７には、第１キャビティ３１の開口径Ｄ１と第２キャビティ３２の開口径Ｄ２との径差によって形成される段差であって、ピストン１７の半径方向内側に向かって突出する入口リップ部３５が形成されている。入口リップ部３５の先端部は、緩やかな曲面状に形成されている。

第１キャビティ３１は、第１底面３３と、第１底面３３の外周縁とピストン１７の頂面２９とを繋ぐ面であってピストン１７の半径方向外側の部位ほど頂面２９に近くなる曲面である第１側面３４とを有している。第１キャビティ３１は、ピストン１７の中心軸Ａを中心とする開口径Ｄ１、ピストン１７の頂面２９から第１キャビティ３１の第１底面３３までの距離である深さＤｐ、および、ピストン１７の半径方向における第１キャビティ３１の開口縁と第２キャビティ３２の開口縁との距離である幅Ｌを有している。

第２キャビティ３２は、第１キャビティ３１の第１底面３３の内周縁に連なる第２側面３６と、第２側面３６の下端周縁からピストン１７の半径方向内側に延びる第２底面３７とを備えている。第２側面３６は、第１底面３３の内周縁からピストン１７の半径方向外側へ張り出す上部側面３６ａと、上部側面３６ａと第２底面３７とを繋ぐ面であってピストン１７の半径方向内側へ向かって緩やかに湾曲する下部側面３６ｂとで構成されている。第２底面３７は、ピストン１７の中心軸Ａに近い部位ほどピストン１７の頂面２９に近づく傾斜面である。この第２底面３７によって、ピストン１７には、中心軸Ａ上に先端部を有する偏平の円錐形状を有するセンターコーン３８が形成されている。なお、キャビティ３０は、上部側面３６ａが第２キャビティ３２の開口径Ｄ２のまま鉛直方向に延びるトロイダル型のキャビティであってもよい。

図３および図４を参照してエンジン１０の低速運転時と高速運転時における筒内空間２０での燃料噴霧の流れについて説明する。エンジン１０においては、燃料の噴射期間の初期において、インジェクター２１から入口リップ部３５に向かって燃料が噴射され、その噴射された燃料噴霧は入口リップ部３５に衝突する。

図３（ａ）に示すように、インジェクター２１から噴射された燃料噴霧は、入口リップ部３５によって第１キャビティ３１に流入する流れと第２キャビティ３２に流入する流れとに分配される。そして、第１キャビティ３１に流入した燃料噴霧は、第１側面３４によって案内されてピストン１７の頂面２９とシリンダー１１の上壁面１９との間の空間であるスキッシュエリア４０に向かう上向きの流れを形成する。一方、第２キャビティ３２に流入した燃料噴霧は、第２側面３６に沿って第２底面３７に向かって流れたのち、第２底面３７に沿ってピストン１７の半径方向内側へ向かって流れる。

そして、図３（ｂ）に示すように、ピストン１７の下動動作にともない、スキッシュエリア４０に向かう上向きの流れは、ピストン１７の下動動作と相まった旋回の渦により半径方向の内側と外側への燃料噴霧の移動が促される。また、スキッシュエリア４０に向かう上向きの流れに残存する噴射の勢いにより、半径方向外側への燃料噴霧の移動が促される。第２キャビティ３２におけるピストン１７の半径方向内側に向かう燃料噴霧の流れは、ピストン１７の下動動作と相まった縦向きの旋回の渦により燃料噴霧の拡散が促される。こうした燃料噴霧の流れが形成されることにより、低速運転時と高速運転時の両方で燃料噴霧が拡散し易くなり、燃料の濃い領域が局所的に形成されるのを回避している。

図４を参照して、筒内空間２０における空気利用率Ｕについて本発明者が行ったシミュレーションにおける各種条件について説明する。
図４（ａ）に示すように、本シミュレーションでは、ピストン１７の中心軸Ａを中心としてインジェクター２１の燃料噴射方向のなす角度であるノズルコーン角θｎを１４０°以上１６０°以下に設定した。また、ピストン１７においては、幅Ｌを第２キャビティ３２の開口径Ｄ２に対して９％以上１９％以下の範囲（＝Ｌ／Ｄ２）に設定し、第１キャビティ３１の深さＤｐを第２キャビティ３２の開口径Ｄ２に対して４．５％以上９．５％以下（＝Ｄｐ／Ｄ２）の範囲に設定した。そして、キャビティ３０の容積を一定に保持したまま、シリンダー１１のボア径Ｄｂに対する第２キャビティ３２の開口径Ｄ２の径比Ｒ（＝Ｄ２／Ｄｂ）を変化させてシミュレーションを行った。本実施形態では、図４（ｂ）に示すように、径比Ｒ＝０．５８のパターン１、径比Ｒ＝０．６３のパターン２、径比Ｒ＝０．６６１のパターン３、径比Ｒ＝０．６９４のパターン４、径比Ｒ＝０．７３のパターン５の５つのパターンに対してシミュレーションを行った。図４（ｂ）に示すように、第２キャビティ３２の大口径化にともなってキャビティ３０は浅くなる。

図５〜図１１を参照して上述したシミュレーション等の結果の一例について説明する。
図５（ａ）〜（ｃ）は、クランク角５０°ＡＴＤＣにおいて当量比が０．５以上の領域をドットで示し、当量比が０．５ごとの等値線についても示す図である。

図５（ａ）に示すように、パターン１においては、スキッシュエリア４０では広範囲にわたる燃料の拡散が認められるものの、スキッシュエリア４０よりも内側の領域であってキャビティ３０を含む内部エリア４１での燃料の拡散は部分的であることが認められた。

図５（ｂ）に示すように、パターン５においては、内部エリア４１では広範囲にわたる燃料の拡散が認められるものの、スキッシュエリア４０での燃料の拡散は部分的であることが認められた。そして、筒内空間２０全体としては、パターン１よりも広範囲にわたる燃料の拡散が認められた。

図５（ｃ）に示すように、パターン３においては、スキッシュエリア４０では広範囲にわたる燃料の拡散が認められ、内部エリア４１ではパターン５ほどではないもののパターン１よりも広範囲にわたる燃料の拡散が認められた。そして、筒内空間２０全体としては、パターン１，５の双方よりも広範囲にわたる燃料の拡散が認められた。

図６は、クランク角と筒内空間の空気利用率との関係の一例を示すグラフである。図６では、混合気の当量比０．１以上の部分を燃料噴霧の空気導入領域に設定した。燃料の９９％以上は、当量比０．１以上の領域に分布しているため、この領域における空気を燃料噴霧が導入した空気とみなして差し支えないものと考えた。そして、筒内空間２０の空気量に対する燃料噴霧の空気導入領域の空気量の割合を空気利用率Ｕに設定した。図７は、各クランク角における径比Ｒと空気利用率Ｕとの関係の一例を示すグラフである。

図６および図７に示すように、各パターン１〜５においてクランク角が進角するほど空気利用率Ｕが向上することが認められた。クランク角１５°ＡＴＤＣ以降は、パターン１の空気利用率Ｕが最も低いことが認められた。クランク角１５°ＡＴＤＣ〜クランク角４０°ＡＴＤＣの範囲においては、パターン３の空気利用率Ｕよりもパターン１，２の空気利用率Ｕが低く、かつ、パターン３の空気利用率Ｕよりもパターン４，５の空気利用率Ｕが高いことが認められた。クランク角５０°ＡＴＤＣ以降においては、パターン３の空気利用率Ｕが最も高く、パターン３の径比Ｒ＝０．６６１からの乖離が大きくなるほど空気利用率Ｕが低下する傾向があることが認められた。

上述したシミュレーションの結果を受けて、本発明者は、クランク角とスキッシュエリア４０の空気利用率との関係、および、クランク角と内部エリア４１の空気利用率との関係についての解析を行った。

図８（ａ）および図８（ｂ）に示すように、スキッシュエリア４０における空気利用率Ｕは、各クランク角において、径比Ｒが大きいほど低く、また、径比Ｒが大きいほど径比Ｒの減少に対する空気利用率Ｕの低下率が大きくなることが認められた。一方、内部エリア４１における空気利用率Ｕは、径比Ｒが大きいほど高くなるものの、クランク角が進角するほど径比Ｒの増加に対する空気利用率の増加が小さくなることが認められた。すなわち、スキッシュエリア４０における空気利用率Ｕは、径比Ｒが小さいほど高くなるとともに径比Ｒが大きいほど大きく低下し、内部エリア４１における空気利用率Ｕは、径比Ｒが大きいほど高くなることが認められた。

また、本発明者は、パターン１およびパターン２のピストンを用いて行った実験の結果から、正味平均有効圧力と正味燃料消費率との関係、正味平均有効圧力と黒煙排出濃度との関係、および、クランク角と熱発生率との関係について解析した。

ここで、黒煙の発生しやすいエンジン１０の高負荷状態においては、ピストン１７が上死点付近から燃料の燃焼が開始され、クランク角２０°〜３０°ＡＴＤＣまでは燃料の主要燃焼として比較的熱発生率の高い予混合燃焼と拡散燃焼とが生じる。その後、クランク角７０°ＡＴＤＣまで比較的熱発生率の低い後燃え燃焼が生じる。そのため、クランク角２０〜３０°ＡＴＤＣ以前における空気利用率Ｕが高いほど主要燃焼における燃焼が促進され、等容度が向上することにより正味燃料消費率が低減される。また、燃焼が終了するクランク角７０°ＡＴＤＣにおける空気利用率Ｕが高いほど後燃え燃焼における黒煙の酸化が促進されて黒煙排出濃度が低減される。

図９に示すように、正味燃料消費率は、パターン１およびパターン２ともに正味平均有効圧力に対して同じ傾向のもとで推移するものの、各正味平均有効圧力においてパターン１よりもパターン２の方が小さいことが認められた。すなわち、正味平均有効圧力が同じ値であれば、正味燃料消費率は、クランク角２５°ＡＴＤＣにおける空気利用率Ｕの高いパターン２の方が小さいことが認められた。

図１０に示すように、パターン２の黒煙排出濃度は各正味平均有効圧力について０％に近い値が維持されているものの、パターン１の黒煙排出濃度は所定の正味平均有効圧力の範囲においてパターン２の黒煙排出濃度よりも大きくなることが認められた。すなわち、黒煙排出濃度は、クランク角７０°ＡＴＤＣにおける空気利用率Ｕの高いパターン２の方が低いことが認められた。なお、図１０では、今回の実験で得られた最大黒煙排出濃度に対する割合で黒煙排出濃度を示している。

図１１に示すように、クランク角に対する熱発生率は、クランク角１０°ＡＴＤＣよりも少し前まではパターン１およびパターン２において同じように推移することが認められた。そして、その後の熱発生率は、クランク角２０°ＡＴＤＣの少し前までパターン１よりもパターン２の方が大きいことが認められた。また、パターン２は、熱発生率の継続的な低下がパターン１よりも早期に生じていることから、パターン１よりも早期に主要燃焼が終了することが認められた。すなわち、パターン２は、パターン１よりも等容度が高くなることで正味燃料消費率が低くなることが認められた。なお、図１１では、今回の実験で得られた最大熱発生率［Ｊ／ｄｅｇ］に対する割合で熱発生率を示している。

そして、図７に示したように、パターン５は、クランク角２５°ＡＴＤＣにおいてパターン１よりも空気利用率Ｕが高い。そのため、パターン５における正味燃料消費率、および、熱発生率がパターン１の各値よりも優れていることは容易に推測される。また、パターン３は、クランク角２５°ＡＴＤＣにおいてパターン２よりも空気利用率Ｕが高い。そのため、パターン３における正味燃料消費率、および、熱発生率がパターン２の各値よりも優れていることは容易に推測される。

また、パターン２，４は、クランク角７０°ＡＴＤＣにおいてパターン１，５よりも空気利用率Ｕが高い。そのため、パターン２，４における黒煙排出濃度がパターン１，５よりも優れていることは容易に推測される。また、パターン３は、クランク角７０°ＡＴＤＣにおいて空気利用率Ｕが最も高いことから、黒煙排出濃度がパターン１〜５のなかで最も優れていることは容易に推測される。

以上のことから、径比Ｒは、各クランク角においてパターン１よりも空気利用率Ｕが高く、かつ、高負荷条件であってもピストン１７の下動動作にともなう筒内温度の低下で燃焼反応が凍結するクランク角７０°ＡＴＤＣにおいて空気利用率Ｕが９５％以上となる径比Ｒ＝０．６６２±０．０３２（０．６３≦Ｒ≦０．６９４）であることが好ましい。

上記実施形態のディーゼルエンジンの燃焼室構造によれば、以下に列挙する作用効果が得られる。
（１）入口リップ部３５を有するピストン１７において、径比Ｒが０．６６２±０．０３２に設定されることにより、空気利用率Ｕを向上させることができる。

（２）インジェクター２１におけるノズルコーン角θｎが１４０°以上１６０°以下の範囲に設定され、第１キャビティ３１の幅Ｌが第２キャビティ３２の開口径Ｄ２に対して９％以上１９％以下の範囲に設定されている。こうした構成によれば、低速運転時と高速運転時の両方で燃料噴霧が拡散し易くなり、燃料の濃い領域が局所的に形成されることを回避することができる。これにより、顕著な黒煙低減効果が得られる。

（３）第１キャビティ３１の深さＤｐが第２キャビティ３２の開口径Ｄ２に対して４．５％以上９．５％以下の範囲に設定されている。こうした構成によれば、低速運転時と高速運転時の両方で燃料噴霧が拡散し易くなり、燃料の濃い領域が局所的に形成されることを回避することができる。これにより、顕著な黒煙低減効果が得られる。

なお、上記実施形態は、以下のように適宜変更して実施することもできる。
・第１キャビティ３１の深さＤｐは、第２キャビティ３２の開口径Ｄ２に対して４．５％以上９．５％以下の範囲に設定されることが好ましいが、この範囲でなくとも上記（１）に記載の効果を得ることができる。

・インジェクター２１におけるノズルコーン角θｎは、１４０°以上１６０°以下の範囲に設定されることが好ましいが、この範囲でなくとも上記（１）に記載の効果を得ることができる。

・第１キャビティ３１の幅Ｌは、第２キャビティ３２の開口径Ｄ２に対して９％以上１９％以下の範囲に設定されることが好ましいが、この範囲でなくとも上記（１）に記載の効果を得ることができる。

・要は、ピストン１７が入口リップ部３５を有し、キャビティ３０が第１キャビティ３１と第２キャビティ３２とによって構成され、燃料の噴射期間の少なくとも初期において燃料が入口リップ部３５に噴射される構成において、径比Ｒ＝０．６６２±０．０３２に設定されていればよい。

１０…エンジン、１１…シリンダー、１２…吸気通路、１３…排気通路、１５…ＥＧＲ通路、１６…ＥＧＲ弁、１７…ピストン、１８…側壁面、１９…上壁面、２０…筒内空間、２１…インジェクター、２３…クランクシャフト、２９…頂面、３０…キャビティ、３１…第１キャビティ、３２…第２キャビティ、３３…第１底面、３４…第１側面、３５…入口リップ部、３６…第２側面、３６ａ…上部側面、３６ｂ…下部側面、３７…第２底面、３８…センターコーン、４０…スキッシュエリア、４１…内部エリア。

Claims (3)

1. ピストンの頂面に凹設されたキャビティに向けて燃料が放射状に噴射されるディーゼルエンジンの燃焼室構造であって、
   前記ピストンは、前記頂面に開口する第１キャビティと前記第１キャビティの底面に開口して前記第１キャビティの開口径よりも小さい開口径を有する第２キャビティとによって形成される段差である入口リップ部を有し、
   前記第１キャビティは、前記底面と、前記ピストンの半径方向外側の部位ほど前記ピストンの頂面に近づく側面とを有し、
   前記ディーゼルエンジンは、燃料噴射の少なくとも初期において前記入口リップ部に向けて燃料を噴射するように構成されており、
   前記ピストンを収容するシリンダーのボア径に対する前記第２キャビティの開口径の比が０．６６２±０．０３２である
   ディーゼルエンジンの燃焼室構造。
2. 前記燃料を噴射するインジェクターにおけるノズルコーン角が１４０°以上１６０°以下の範囲に設定され、
   前記ピストンの半径方向における前記第１キャビティの開口縁と前記第２キャビティの開口縁との距離である幅が前記第２キャビティの開口径に対して９％以上１９％以下の範囲に設定されている
   請求項１に記載のディーゼルエンジンの燃焼室構造。
3. 前記ピストンの頂面から前記第１キャビティの底面までの深さが前記第２キャビティの開口径に対して４．５％以上９．５％以下の範囲に設定されている
   請求項２に記載のディーゼルエンジンの燃焼室構造。