本発明は、吸気流路が主流路とタンブル流路とに仕切られた内燃機関の吸気構造に関する。

　スロットル弁の下流側にタンブル制御弁（ＴＣＶ、吸気振分け弁、または吸気制御弁とも言う）が設けられ、タンブル制御弁の下流側の吸気流路が、仕切板部により、主流路と、通った吸気が燃焼室内でタンブル過流を発生するように構成されたタンブル流路とに仕切られて、タンブル制御弁により、主流路とタンブル流路を流れる吸気の割合を変更させる内燃機関の吸気構造が、例えば、下記特許文献１に示されている。
　しかし、下記特許文献１に示されるものは、スロットル弁の下流に個別にタンブル制御弁を設ける構造であるため、スロットル弁の動きに対応してタンブル制御弁を作動させる連動機構、あるいは、タンブル制御弁を単独で作動させるアクチュエータが必要であり、部品点数が増加し、コストが上昇する。

特許文献1 : ＷＯ２０１３／１４６７０３Ａ１号公報（図２、図６～図８）

　本発明は、上記従来技術に鑑みなされたものであり、タンブル制御弁（ＴＣＶ）を設けることなくタンブル流路に吸気を導くことができて、燃焼室内のタンブル渦流を強化することができ、装置構成を簡素化できる内燃機関の吸気構造を提供する。

　上記の課題を解決するために、本発明は、
内燃機関の燃焼室に連なる吸気流路の一部を構成する吸気路を有するスロットルボディと、同スロットルボディ内に設けられ前記吸気路の流路面積を可変制御するスロットル弁とを備え、前記吸気流路は、前記スロットル弁より下流側で、仕切部により、通った吸気が前記燃焼室内でタンブル過流を発生するように構成されたタンブル流路と同タンブル流路を除く主流路とに仕切られ、燃料噴射弁によって燃料が噴射供給される内燃機関の吸気構造において、
前記スロットル弁は、前記吸気路の中心軸線に対し垂直に交差して配向されたスロットル弁軸により前記スロットルボディ内に回転自在に軸支されたバタフライ式の弁であり、同スロットル弁の弁体は、前記スロットル弁軸を挟んで二等分されて一端側半体と他端側半体とを有し、
　前記主流路の断面面積が、前記タンブル流路の断面面積より大きく形成されたことを特徴とする内燃機関の吸気構造である。

　上記構成によれば、主流路がタンブル流路よりも大きく設定されたことで、スロットル弁徐開時、あるいは内燃機関の低負荷時に、にスロットル弁を通過し主流路に流れる吸気の勢いが衰えやすくなり、勢いを失った主流路に流れた吸気は、スロットル弁の直下流部に発生する負圧に誘引され、上流側に逆流する。
　そして、断面面積の大きい主流路を逆流した吸気は、タンブル流路側の直下流部に発生する負圧に誘引された後、スロットル弁を通過した吸気とともにタンブル流路に流れ込み、タンブル流路を流れる吸気が増大する。
　したがって、タンブル制御弁（ＴＣＶ）を設けることなく単一のスロットル弁によって、主流路の断面面積をタンブル流路の断面面積より大きく設定することで、一旦主流路に流れた吸気をタンブル流路に導くことができ、燃焼室内のタンブル渦流を強化することができる。また、装置構成を簡素化でき、タンブル制御弁を設ける場合に比べ、部品点数が低減し、コストを削減することができる。

　また、上記の構成においてさらに、
前記スロットルボディの前記吸気路の前記スロットル弁の位置での径をスロットルボアＤ、前記仕切部の上流側端部の流路幅方向中心から前記スロットル弁軸の中心までの前記吸気流路の中心軸線方向の距離をＬとした時に、前記スロットル弁徐開時、あるいは前記内燃機関の低負荷時に、前記スロットル弁を通過し前記主流路に流れる吸気が上流側に逆流し、前記タンブル流路に吸気が流入するように仕切部奥行き位置Ｌ／Ｄが設定されてもよい。
　その構成によれば、
主流路がタンブル流路よりも大きく設定され、スロットル弁徐開時、あるいは内燃機関の低負荷時に、スロットル弁を通過し主流路に流れる吸気が上流側に逆流し、タンブル流路に吸気が流入するように仕切部奥行き位置Ｌ／Ｄが設定されたことで、スロットル弁徐開時、あるいは内燃機関の低負荷時に、にスロットル弁を通過し主流路に流れる吸気の勢いが衰えやすくなり、勢いを失った主流路に流れた吸気は、スロットル弁の直下流部に発生する負圧に誘引され、上流側に逆流する。
　そして、断面面積の大きい主流路を逆流した吸気は、タンブル流路側の直下流部に発生する負圧に誘引された後、スロットル弁を通過した吸気とともにタンブル流路に流れ込み、タンブル流路を流れる吸気が増大する。　

　前記本発明の頭書構成において、
前記スロットル弁軸に垂直で前記吸気路の中心軸線に沿った断面視で、全閉時の前記スロットル弁の前記一端側半体が下流側の前記吸気路の内面と鋭角をなして接し、同スロットル弁の前記他端側半体が下流側の同吸気路の内面と鈍角をなして接し、前記一端側半体の下流側に前記吸気流路の前記タンブル流路が位置し、前記他端側半体の下流側に前記吸気流路の前記主流路が位置するようにしてもよい。
　その構成によれば、
吸気の流れ方向において、一端側半体から仕切部までの距離が、他端側半体から仕切部までの距離より大きい場合でも、スロットル弁徐開時、あるいは内燃機関の低負荷時に、下流側が吸気路の内面と鋭角をなすスロットル弁の一端側半体の周縁では、吸気の収束する流れが生じ、下流側が吸気路の内面と鈍角をなすスロットル弁の他端側半体の周縁では、吸気の発散する流れが生じるため、発散する流れの逆流を、収束する吸気に取り込んでタンブル流路に導くことで、タンブル流路に流れる吸気を増大することができる。

　前記構成において、
　前記スロットルボディの前記吸気路の前記スロットル弁の位置での径をスロットルボアＤ（単位：ｍｍ）とし、前記仕切部に直交し前記吸気流路の中心軸線に沿った断面視で、同吸気流路の中心軸線と前記仕切部の前記タンブル流路側の面との距離を仕切り高さＨ（単位：ｍｍ）とした時に、
　Ｈ／Ｄが、
　式１：(Ｈ／Ｄ)max＝－０．００００２Ｄ ^２＋０．００２５Ｄ＋０．３１　
　式２：(Ｈ／Ｄ)min＝０．００００５Ｄ ^２－０．００６４Ｄ＋０．２６　
で算出される上限値(Ｈ／Ｄ)maxと、下限値(Ｈ／Ｄ)minとの間の範囲内であるようにするとよい。
　その構成によれば、
スロットルボアＤ(単位：ｍｍ)に対応して、「Ｈ／Ｄ：仕切部高さ位置」を、式１、式２で算出される上限値(Ｈ／Ｄ)maxと、下限値(Ｈ／Ｄ)minとの間の範囲内に設定することにより、タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）が増大し、好ましくタンブル渦流Ｔが強化される。

　前記構成において、
前記スロットルボディの前記吸気路の前記スロットル弁の位置での径をスロットルボアＤ（単位：ｍｍ）、吸気路断面面積をスロットルボア断面面積Ｓthとし、前記タンブル流路(80Ａ)の断面面積をＡとした時に、
　Ａ／Ｓth（スロットルボア断面面積に対するタンブル流路断面面積の比率（％））が、
　式３：(Ａ／Ｓth)max＝－０．００６Ｄ ^２＋０．７９Ｄ＋１９．８２　
　式４：(Ａ／Ｓth)min＝０．００２Ｄ ^２－０．３３Ｄ＋１５．５９　
で算出される上限値(Ａ／Ｓth)maxと、下限値(Ａ／Ｓth)minとの間の範囲内であるようにするとよい。
　その構成によれば、
スロットルボアＤ(単位：ｍｍ)に対応して、「Ａ／Ｓth：スロットルボア断面面積に対するタンブル流路断面面積の比率（％）」を、式３、式４で算出される上限値(Ａ／Ｓth)maxと、下限値(Ａ／Ｓth)minとの間の範囲内に設定することにより、タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）が増大し、好ましくタンブル渦流Ｔが強化される。

　前記構成において、
前記スロットルボディの前記吸気路の前記スロットル弁の位置での径をスロットルボアＤ（単位：ｍｍ）、前記タンブル流路の断面面積をＡとし、前記主流路(の断面面積をＢとした時に、
　Ａ／(Ａ＋Ｂ)（全流路断面面積に対するタンブル流路断面面積の比率（％））が、
　式５：(Ａ／(Ａ＋Ｂ))max＝－０．００５２Ｄ ^２＋０．６４０２Ｄ＋２６．３５　
　式６：(Ａ／(Ａ＋Ｂ))min＝０．００２３Ｄ ^２－０．３２８７Ｄ＋１５．１９　
で算出される上限値(Ａ／(Ａ＋Ｂ))maxと、下限値(Ａ／(Ａ＋Ｂ))minとの間の範囲内であるようにするとよい。
　その構成によれば、
スロットルボアＤ(ｍｍ)に対応して、「Ａ／（Ａ＋Ｂ）：全流路断面面積に対するタンブル流路断面面積の比率（％）」を、式５、式６で算出される上限値(Ａ／(Ａ＋Ｂ))maxと、下限値(Ａ／(Ａ＋Ｂ))minとの間の範囲内に設定することにより、タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）が増大し、好ましくタンブル渦流Ｔが強化される。

　前記スロットルボディ(７)の前記吸気路(70)の前記スロットル弁(75)の位置での径をスロットルボアＤ、前記仕切部(81)の上流側端部(81ａ)の流路幅方向中心(83)から前記スロットル弁軸(76)の中心までの前記吸気流路(80)の中心軸線(Ｘ′)方向の距離をＬ（単位：ｍｍ）とした時に、
　スロットルボアＤ(単位：ｍｍ)に対応して、仕切部奥行き位置Ｌ／Ｄが、
　式７：(Ｌ／Ｄ)max＝０．００００８Ｄ ^２－０．０１９２Ｄ＋２．５８
で算出される上限値(Ｌ／Ｄ)maxと、最小値０．０との間の範囲内であるようにするとよい。
　その構成によれば、
スロットルボアＤ(単位：ｍｍ)に対応して、「Ｌ／Ｄ：仕切部奥行き位置」を、式７で算出される上限値(Ｌ／Ｄ)maxと、最小値０．０との間の範囲内に設定することにより、タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）が増大し、好ましくタンブル渦流Ｔが強化される。

　前記構成において、
前記仕切部の上流側端部に、下流側に凹む切欠き凹部(82)が形成されてもよい。
　その構成によれば、
吸気流路に流入する吸気が仕切部に当たる面積が徐々に増大するようにして、圧力と速度の変化を緩やかにし、流量損失を少なくすることができる。

　前記構成において、
前記スロットルボディの前記吸気路の前記スロットル弁の位置での径Ｄより、同スロットルボディの下流側に接続するインレットパイプの吸気流路の径Ｄｐが大きくしてもよい。
　その構成によれば、
径Ｄと径Ｄｐの差により、吸気流路中に仕切部が加えられることによる流路断面面積の変化を抑制することができる。

　前記構成において、
前記インレットパイプの上流端から下流側に向けて、径方向外側に漸次拡径するテーパ部が形成されてもよい。
　その構成によれば、
上流端から下流側に向けて、径方向外側に漸次拡径するテーパ部により、インレットパイプ内の流路断面面積を大きくすることで、仕切部が加えられることによる流路断面面積の変化を抑制することができる。

　前記構成において、
前記タンブル流路が、湾曲した前記吸気流路(80)の湾曲内周側に設けられるとともに、前記主流路(80Ｂ)が、湾曲した前記吸気流路(80)の湾曲外周側に設けられ、前記インレットパイプにおける前記主流路の湾曲径方向の高さＨＢは、前記インレットパイプにおける前記タンブル流路の湾曲径方向の高さＨＡより大きく形成され、前記燃料噴射弁が前記主流路側に配置されてもよい。
　その構成によれば、
吸気流路のうち、主流路の湾曲径方向の高さＨＢが、タンブル流路の湾曲径方向の高さＨＡより大きいため、吸気流路の湾曲外周側に主流路を設けることにより、吸気流路の湾曲外周側をタンブル流路にする場合に比べ、燃料噴射弁と仕切部との距離を大きくとることができ、燃料噴射弁から噴射された燃料に仕切部が干渉し難くすることができる。

　また、前記の本発明の頭書構成において、
前記スロットル弁軸に垂直で前記吸気路の中心軸線に沿った断面視で、全閉時の前記スロットル弁の前記一端側半体が下流側の前記吸気路の内面と鈍角をなして接し、同スロットル弁の前記他端側半体が下流側の同吸気路の内面と鋭角をなして接し、前記一端側半体の下流側に前記吸気流路の前記タンブル流路が位置し、前記他端側半体の下流側に前記吸気流路の前記主流路が位置するようにしてもよい。
　その構成によれば、
スロットル弁軸に垂直で吸気路の中心軸線に沿った断面視で、全閉時のスロットル弁の一端側半体が下流側の吸気路の内面と鈍角をなして接するように配置されたので、スロットル弁の下流側において一端側半体が主流路からタンブル流路へ向けて傾斜しており、スロットル弁徐開時等において、主流路の逆流がタンブル流路側に導かれ易くなるとともに、仕切部を一端側半体に近接することができ、吸気流れ方向において、一端側半体から仕切部までの距離が、他端側半体から仕切部までの距離より小さい。そのため、一端側半体を通過した吸気がタンブル流路に流入し易く、タンブル流路に流入する吸気を多くすることができる。　

　前記構成において、
前記スロットルボディの前記吸気路の前記スロットル弁の位置での径をスロットルボアＤ（単位：ｍｍ）とし、前記仕切部に直交し前記吸気流路の中心軸線に沿った断面視で、同吸気流路の中心軸線と前記仕切部の前記タンブル流路側の面との距離を仕切り高さＨ（単位：ｍｍ）とした時に、
　Ｈ／Ｄが、
　式１１：(Ｈ／Ｄ)max＝－０．０００００４Ｄ ^２＋０．０００６Ｄ＋０．３４
　式１２：(Ｈ／Ｄ)min＝－０．００００００４Ｄ ^２＋０．０００６Ｄ＋０．０２
で算出される上限値(Ｈ／Ｄ)maxと、下限値(Ｈ／Ｄ)minとの間の範囲内であるようにするとよい。
　その構成によれば、
スロットルボアＤ(単位：ｍｍ)に対応して、「Ｈ／Ｄ：仕切部高さ位置」を、式１、式２で算出される上限値(Ｈ／Ｄ)maxと、下限値(Ｈ／Ｄ)minとの間の範囲内に設定することにより、タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）が増大し、好ましくタンブル渦流Ｔが強化される。

　前記構成において、
前記スロットルボディの前記吸気路の前記スロットル弁の位置での径をスロットルボアＤ（単位：ｍｍ）、吸気路断面面積をスロットルボア断面面積Ｓthとし、前記タンブル流路の断面面積をＡとした時に、
　Ａ／Ｓth（スロットルボア断面面積に対するタンブル流路断面面積の比率（％））が、
　式１３：(Ａ／Ｓth)max＝－０．００１Ｄ ^２＋０．０６Ｄ＋４５．３４
　式１４：(Ａ／Ｓth)min＝０．０００５Ｄ ^２－０．０８Ｄ＋１１．５４
で算出される上限値(Ａ／Ｓth)maxと、下限値(Ａ／Ｓth)minとの間の範囲内であるようにするとよい。
　その構成によれば、
スロットルボアＤ(単位：ｍｍ)に対応して、「Ａ／Ｓth：スロットルボア断面面積に対するタンブル流路断面面積の比率（％）」を、式３、式４で算出される上限値(Ａ／Ｓth)maxと、下限値(Ａ／Ｓth)minとの間の範囲内に設定することにより、タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）が増大し、好ましくタンブル渦流Ｔが強化される。

　前記構成において、
前記スロットルボディの前記吸気路の前記スロットル弁の位置での径をスロットルボアＤ（単位：ｍｍ）、前記タンブル流路(80Ａ)の断面面積をＡとし、前記主流路(80Ｂ)の断面面積をＢとした時に、
　Ａ／(Ａ＋Ｂ)（全流路断面面積に対するタンブル流路断面面積の比率（％））が、
　式１５：(Ａ／(Ａ＋Ｂ))max＝０．００２４Ｄ ^２－０．３２８３Ｄ＋５５．４８
　式１６：(Ａ／(Ａ＋Ｂ))min＝０．０００８Ｄ ^２－０．１１８７Ｄ＋１２．４
で算出される上限値(Ａ／(Ａ＋Ｂ))maxと、下限値(Ａ／(Ａ＋Ｂ))minとの間の範囲内であるようにするとよい。
　その構成によれば、
スロットルボアＤ(単位：ｍｍ)に対応して、「Ａ／（Ａ＋Ｂ）：全流路断面面積に対するタンブル流路断面面積の比率（％）」を、式５、式６で算出される上限値(Ａ／(Ａ＋Ｂ))maxと、下限値(Ａ／(Ａ＋Ｂ))minとの間の範囲内に設定することにより、タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）が増大し、好ましくタンブル渦流Ｔが強化される。

　前記構成において、
前記スロットルボディの前記吸気路の前記スロットル弁の位置での径をスロットルボアＤ（単位：ｍｍ）、前記仕切部の上流側端部の流路幅方向中心から前記スロットル弁軸の中心までの前記吸気流路の中心軸線方向の距離をＬ（単位：ｍｍ）とした時に、
　スロットルボアＤ(単位：ｍｍ)に対応して、仕切部奥行き位置Ｌ／Ｄが、
　式１７：(Ｌ／Ｄ)max＝０．０００２Ｄ ^２－０．０３０８Ｄ＋２．７８
で算出される上限値(Ｌ／Ｄ)maxと、最小値０．０との間の範囲内であるようにするとよい。
　その構成によれば、
スロットルボアＤ(単位：ｍｍ)に対応して、「Ｌ／Ｄ：仕切部奥行き位置」を、式７で算出される上限値(Ｌ／Ｄ)maxと、最小値０．０との間の範囲内に設定することにより、タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）が増大し、好ましくタンブル渦流Ｔが強化される。

　本発明の内燃機関の吸気構造によれば、
主流路がタンブル流路よりも大きく設定されたことで、スロットル弁徐開時、あるいは内燃機関の低負荷時に、にスロットル弁を通過し主流路に流れる吸気の勢いが衰えやすくなり、勢いを失った主流路に流れた吸気は、スロットル弁の直下流部に発生する負圧に誘引され、上流側に逆流する。
　そして、断面面積の大きい主流路を逆流した吸気は、タンブル流路側の直下流部に発生する負圧に誘引された後、スロットル弁を通過した吸気とともにタンブル流路に流れ込み、タンブル流路を流れる吸気が増大する。
　したがって、主流路の断面面積をタンブル流路の断面面積より大きく設定することで、一旦主流路に流れた吸気をタンブル流路に導くことができ、タンブル制御弁（ＴＣＶ）を設けることなく、燃焼室内のタンブル渦流を強化することができる。また、装置構成を簡素化でき、タンブル制御弁を設ける場合に比べ、部品点数が低減し、コストを削減することができる。
　またさらに、主流路がタンブル流路よりも大きく設定され、スロットル弁徐開時、あるいは内燃機関の低負荷時に、スロットル弁を通過し主流路に流れる吸気が上流側に逆流し、タンブル流路に吸気が流入するように仕切部奥行き位置Ｌ／Ｄが設定されれば、
スロットル弁徐開時、あるいは内燃機関の低負荷時に、にスロットル弁を通過し主流路に流れる吸気の勢いが衰えやすくなり、勢いを失った主流路に流れた吸気は、スロットル弁の直下流部に発生する負圧に誘引され、上流側に逆流する。そして、断面面積の大きい主流路を逆流した吸気は、タンブル流路側の直下流部に発生する負圧に誘引された後、スロットル弁を通過した吸気とともにタンブル流路に流れ込み、タンブル流路を流れる吸気が増大する。

[図1] 本発明の実施形態１または実施形態２に係る内燃機関の吸気構造を備えたパワーユニットを搭載した自動二輪車の右側面である。
[図2] 図１の自動二輪車の車体カバーを外した後部右側面である。
[図3] 図２中のパワーユニットを取出して、図２に示すと略同じ配向により示す、実施形態１に係る内燃機関の吸気構造を備えた実施例１Ａのパワーユニットの側面断面図である。
[図4] 図３の要部拡大図である。
[図5] 図４中Ｖ－Ｖ矢視による、スロットルボディの上流側正面図である。
[図6] 図４中ＶＩ矢視による断面図であり、仕切部の上流側端部が示される。
[図7] 実施形態１のスロットルボディのスロットル弁近傍部分の、吸気路の中心軸線を含みスロットル弁軸に垂直な断面図である。
[図8] スロットル弁軸に垂直で吸気路の中心軸線に沿った断面視で、図７においてスロットル弁を徐開位置としたときの、吸気の流れを模式的に示す説明図である。
[図9] 図８中ＩＸ－ＩＸ矢視に相当する、吸気路を上方から見たときの、吸気の流れを模式的に示す説明図である。
[図10] 図８中Ｘ－Ｘ矢視に相当する、吸気路を下方から見たときの、吸気の流れを模式的に示す説明図である。
[図11] 図８と同様の断面視において、仕切部を設けた状態を模式的に示す説明図である。
[図12] 実施形態１のスロットルボディのスロットル弁前後の吸気路と、それに連続する吸気流路の形態を、仕切部に直交し吸気流路の中心軸線に沿った断面で模式的に示す説明図である。
[図13] スロットル開度１５％における、スロットルボアＤが２４φ、４８φ、８０φの場合の、実施形態１の「Ｌ／Ｄ：仕切部奥行き位置」に対する「タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）」の関係の解析結果のグラフを示す。
[図14] 図１３から導かれた、「Ｌ／Ｄ：仕切部奥行き位置」の、スロットルボアＤ(ｍｍ)に対応した、タンブル渦流強化成立範囲を示すグラフである。
[図15] スロットル開度１５％における、スロットルボアＤが２４φ、４８φ、８０φの場合の、実施形態１の「Ｈ／Ｄ：仕切部高さ位置」に対する「タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）」の関係の解析結果のグラフである。
[図16] 図１５から導かれた、「Ｈ／Ｄ：仕切部高さ位置」の、スロットルボアＤ(ｍｍ)に対応した、タンブル渦流強化成立範囲を示すグラフである。
[図17] スロットル開度１５％における、スロットルボアＤが２４φ、４８φ、８０φの場合の、実施形態１の「Ａ／Ｓth：スロットルボア断面面積に対するタンブル流路断面面積の比率（％）」に対する「タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）」の関係の解析結果のグラフである。
[図18] 図１７から導かれた、「Ａ／Ｓth：スロットルボア断面面積に対するタンブル流路断面面積の比率(％)」の、スロットルボアＤ(ｍｍ)に対応した、タンブル渦流強化成立範囲を示すグラフである。
[図19] スロットル開度１５％における、スロットルボアＤが２４φ、４８φ、８０φの場合の、実施形態１の「Ａ／（Ａ＋Ｂ）：全流路断面面積に対するタンブル流路断面面積の比率（％）」に対する「タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）」の関係の解析結果のグラフである。
[図20] 図１９から導かれた、「Ａ／(Ａ＋Ｂ)：全流路断面面積に対するタンブル流路断面面積の比率（％）」の、スロットルボアＤ(ｍｍ)に対応した、タンブル渦流強化成立範囲を示すグラフである。
[図21] 実施形態１に係る内燃機関の吸気構造を備えた実施例１Ｂのパワーユニットの一部断面とする右側面図である。
[図22] 実施形態１に係る内燃機関の吸気構造を備えた実施例１Ｃのパワーユニットの一部断面とする左側面図である。
[図23] 実施形態１に係る内燃機関の吸気構造を備えた実施例１Ｄのパワーユニットの一部断面とする左側面図である。
[図24] 図２中のパワーユニットを取出して、図２に示すと略同じ配向により示す、実施形態２に係る内燃機関の吸気構造を備えた実施例２Ａのパワーユニットの側面断面図である。
[図25] 図２４の要部拡大図である。
[図26] 実施形態２のスロットルボディのスロットル弁近傍部分の、吸気路の中心軸線を含みスロットル弁軸に垂直な断面図である。
[図27] スロットル弁軸に垂直で吸気路の中心軸線に沿った断面視で、図２６においてスロットル弁を徐開位置としたときの、仕切部を設けた状態を模式的に示す説明図である。
[図28] 実施形態２のスロットルボディのスロットル弁前後の吸気路と、それに連続する吸気流路の形態を、仕切部に直交し吸気流路の中心軸線に沿った断面で模式的に示す説明図である。
[図29] スロットル開度１５％における、スロットルボアＤが２４φ、４８φ、８０φの場合の、実施形態２の「Ｌ／Ｄ：仕切部奥行き位置」に対する「タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）」の関係の解析結果のグラフを示す。
[図30] 図２９から導かれた、「Ｌ／Ｄ：仕切部奥行き位置」の、スロットルボアＤ(ｍｍ)に対応した、タンブル渦流強化成立範囲を示すグラフである。
[図31] スロットル開度１５％における、スロットルボアＤが２４φ、４８φ、８０φの場合の、実施形態２の「Ｈ／Ｄ：仕切部高さ位置」に対する「タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）」の関係の解析結果のグラフである。
[図32] 図３１から導かれた、「Ｈ／Ｄ：仕切部高さ位置」の、スロットルボアＤ(ｍｍ)に対応した、タンブル渦流強化成立範囲を示すグラフである。
[図33] スロットル開度１５％における、スロットルボアＤが２４φ、４８φ、８０φの場合の、実施形態２の「Ａ／Ｓth：スロットルボア断面面積に対するタンブル流路断面面積の比率（％）」に対する「タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）」の関係の解析結果のグラフである。
[図34] 図３３から導かれた、「Ａ／Ｓth：スロットルボア断面面積に対するタンブル流路断面面積の比率(％)」の、スロットルボアＤ(ｍｍ)に対応した、タンブル渦流強化成立範囲を示すグラフである。
[図35] スロットル開度１５％における、スロットルボアＤが２４φ、４８φ、８０φの場合の、実施形態２の「Ａ／（Ａ＋Ｂ）：全流路断面面積に対するタンブル流路断面面積の比率（％）」に対する「タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）」の関係の解析結果のグラフである。
[図36] 図３５から導かれた、「Ａ／(Ａ＋Ｂ)：全流路断面面積に対するタンブル流路断面面積の比率（％）」の、スロットルボアＤ(ｍｍ)に対応した、タンブル渦流強化成立範囲を示すグラフである。
[図37] 実施形態２に係る内燃機関の吸気構造を備えた実施例２Ｂのパワーユニットの一部断面とする右側面図である。
[図38] 実施形態２に係る内燃機関の吸気構造を備えた実施例２Ｃのパワーユニットの一部断面とする左側面図である。
[図39] 実施形態２に係る内燃機関の吸気構造を備えた実施例２Ｄのパワーユニットの一部断面とする左側面図である。

　図１から図２３に基づき、本発明の実施形態１に係る内燃機関の吸気構造につき説明する。
　なお、本明細書の説明および特許請求の範囲における前後左右上下等の向きは、本実施形態に係る内燃機関の吸気構造を備えたパワーユニットを、車両に搭載した状態での車両の向きに従うものとする。本実施形態において車両は小型車両であり、具体的には自動二輪車である。
　ただし、スロットルボディ７の吸気路70、および吸気流路80に関しては、それらを吸気流れ方向に沿って分割する仕切部81の上方を「上」側、下方を「下」側として記載する。
（図３、図４参照）。
　また、図中矢印ＦＲは車両前方を、ＬＨは車両左方を、ＲＨは車両右方を、ＵＰは車両上方を、それぞれ示す。
　以上のことは、図２４から図３９に示す実施形態２において同様である

　図１に、本発明の実施形態１の内燃機関の吸気構造を備えた実施例１Ａのパワーユニット３を搭載した自動二輪車１の右側面を示す。
　また、図２に、図１の自動二輪車１の車体カバー10を外した後部右側面を示す。
　なお、図１と図２は、後述の実施形態２においても同様に参照される。

　本実施形態１に係る自動二輪車１は、いわゆるスクータ型自動二輪車であり、車体前部１Ａと車体後部１Ｂとが、低いフロア部１Ｃを介して連結されており、車体の骨格をなす車体フレーム２は、概ねダウンチューブ21とメインパイプ22（図２参照）とからなる。
　すなわち車体前部１Ａのヘッドパイプ20からダウンチューブ21が下方へ延出し、ダウンチューブ21は下端で水平に屈曲してフロア部１Ｃの下方を後方へ延び、図２に示されるようにその後端において車幅方向に配設された連結フレーム23を介して、左右一対のメインパイプ22が連結され、メインパイプ22は連結フレーム23から傾斜部22ａをなして斜め後方に立ち上がって、途中、傾斜をゆるめるように屈曲して後方に延びている。

　メインパイプ22の傾斜部22ａの上方には収納ボックス11と燃料タンク12が支持されるとともに、収納ボックス11と燃料タンク12はその上方に取付けられた乗員シート13で塞がれ、収納ボックス11、燃料タンク12を含め、乗員シート13の下方は、車体カバー10で覆われている。
　一方、車体前部１Ａにおいては、ヘッドパイプ20に軸支されて上方にハンドル14が設けられ、下方にフロントフォーク15が延びてその下端に前輪16が軸支されている。

　図２に、車体カバー10を外した自動二輪車１の後部右側面を示すように、メインパイプ22の傾斜部22ａの下端付近にブラケット24が突設され、ブラケット24にリンク部材25を介して実施例１Ａのパワーユニット３が揺動可能に連結支持されている。
　実施例１Ａのパワーユニット３は、その前部が単気筒４ストロークサイクルの空冷式内燃機関（以下、単に「内燃機関」という。）30であり、クランクケース部50ａを構成するパワーユニットケース50の前部に、クランク軸51を車幅方向に配して回転自在に軸支し、シリンダ軸Ｃを略水平に近い状態にまで大きく前傾した姿勢にあって、パワーユニットケース50の下端から前方に突出したハンガアーム52の端部が、メインパイプ22のブラケット24に取付けられたリンク部材25を介して上下揺動自在に連結される。

　パワーユニット３には、クランクケース部50ａを構成するパワーユニットケース50の前部に略水平に大きく前傾して内燃機関30を構成するシリンダブロック31、シリンダヘッド32、シリンダヘッドカバー33が順次積み上げられるように締結されるほか、クランクケース部50ａから左側後方にかけてベルト式無段変速機等を備えた動力伝動ケース部55が一体に延在し、その後部にパワーユニット３の出力軸である後車軸56が設けられ、後輪17が取り付けられている。
　すなわち、パワーユニット３はいわゆるスイングユニットであり、パワーユニット３の後部の動力伝動ケース部55と、メインパイプ22の後部との間には図示しないリヤクッションが介装されている。

　図２に示されるように、パワーユニット３の上部では、内燃機関30の大きく前傾したシリンダヘッド32の上部からインレットパイプ６が延出して後方に湾曲し、インレットパイプ６に接続されたスロットルボディ７がシリンダブロック31の上方に位置し、スロットルボディ７にコネクティングチューブ85を介して接続するエアクリーナ装置86が動力伝動ケース部55の上方に配設されている。
　一方、シリンダヘッド32の下部から下方に延出した排気管38は、後方へ屈曲し右側に偏って後方に延びて後輪17の右側のマフラ39に接続される。

　図３は、図２のパワーユニット３を取出して、図２に示すと略同じ配向により示す、パワーユニット３の側面断面図である。
　パワーユニット３における内燃機関30は、シリンダブロック31、シリンダヘッド32、シリンダヘッドカバー33の左半面の断面が示され、パワーユニットケース50は、左ケース半体50Ｌが、図示しない右ケース半体との合わせ面50ｂを図示手前に向けて示される。

　パワーユニットケース50は、左右割りの左ケース半体50Ｌと図示されない右ケース半体とを合体して構成されるもので、右ケース半体は、クランクケース部50ａの右半体をなし、左ケース半体50Ｌは、前部がクランクケース部50ａの左半体をなすとともに、後方に延設されて、クランク軸51と後輪17の後車軸56との間の前後に図示しない長尺のベルト式無段変速機と減速ギヤ機構57等を含む伝動装置を収容する動力伝達ケース部55を形成する。
　減速ギヤ機構57は、動力伝達ケース部55の後部の右側開放面55Ｒの内部に収納され、図示しない減速機ケースにより覆われる。減速ギヤ機構57の出力軸は、後輪17の後車軸56である。
　而して、内燃機関30のクランクケース部50ａのクランク軸51の回転動力は、動力伝達ケース部55内のベルト式無段変速機と減速ギヤ機構57を介して、後輪17に伝達される。

　シリンダブロック31のシリンダボア31ａ内を往復動するピストン34は、クランクケース部50ａのクランク軸51のクランクピン51ａと、コネクティングロッド35により連結されている。
　シリンダブロック31のシリンダボア31ａ内に摺動自在に嵌合されるピストン34の頂面34ａと、頂面34ａが対向するシリンダヘッド32の燃焼室天井面32ａとの間には燃焼室36が構成される。

　実施例１Ａにおいて内燃機関30は、ＳＯＨＣ型式の２バルブシステムを採用しており、シリンダヘッド32に動弁機構９が設けられている。動弁機構９を覆うように、シリンダヘッド32にはシリンダヘッドカバー33が重ねられて被せられる。
　シリンダヘッドカバー33内の動弁機構９に動力伝達を行うため、図示しない無端状のカムチェーンが、クランクケース部50ａ、シリンダブロック31、シリンダヘッド32のクランク軸51方向の一方側に設けられた図示しないカムチェーン室を通って、カム軸91とクランク軸51との間に架設され、カム軸91はクランク軸51に同期して１／２の回転速度で回転する。
　なお、シリンダヘッド32において前記カムチェーン室と反対側（クランク軸51方向の他方側）から燃焼室36内に向かって図示しない点火プラグが嵌挿されている。

　図３、および図３の要部拡大図である図４に示されるように、シリンダ軸線Ｃを略水平に近く大きく前傾したシリンダヘッド32において、燃焼室天井面32ａに開口した吸気弁口40と排気弁口41からは、各々吸気ポート42と排気ポート43が互いに上下に離れる方向に湾曲しながら延出して形成される。
　吸気ポート42の上流端は、シリンダヘッド32の上方に向けて開口し、インレットパイプ６と接続して、連続した吸気流路80が構成され、インレットパイプ６の上流側に、スロットルボディ７が接続される。
　排気ポート43の下流端は、シリンダヘッド32の下方に向けて開口し、排気管38（図２参照）に連結される。

　シリンダヘッド32における吸気ポート42の湾曲外壁部42ａに一体に円筒状の吸気弁ガイド44が嵌着され、吸気弁ガイド44に摺動可能に支持された吸気弁46が、吸気ポート42の燃焼室36に臨む吸気弁口40を開閉する。
　また、シリンダヘッド32における排気ポート43の湾曲外壁部43ａに一体に嵌着された排気弁ガイド45に摺動可能に支持された排気弁47が、排気ポート43の燃焼室36に臨む排気弁口41を開閉する。

　吸気弁46および排気弁47はその傘部46ａ、47ａが、いずれも燃焼室36に臨む吸気弁口40、排気弁口41を閉じるように、弁ばね48により上方に付勢されているが、図３に示すように、カム軸91の吸気カム92、排気カム93に当接揺動する吸気ロッカアーム94、排気ロッカアーム95によって、吸気弁46、排気弁47のステムエンド46ｂ、47ｂが押し下げられて、所定のタイミングで吸気弁46、排気弁47が開弁し、吸気ポート42と燃焼室36、また、排気ポート43と燃焼室36が連通し、所定のタイミングの吸気、排気がなされる。

　以上のような実施例１Ａの内燃機関30において、燃焼室36でのより好ましい燃焼を得るために燃焼室36において燃料・空気混合気のタンブル渦流Ｔ、すなわち縦回転を与えるための吸気構造が構成されている。
　すなわち、内燃機関30の吸気ポート42の上流端には、インシュレ－タ61を介してインレットパイプ６が接続して、連続した断面略円形の吸気流路80が構成され、インレットパイプ６の上流側に、スロットルボディ７が接続される。
　スロットルボディ７は、内燃機関30の燃焼室36に連なる吸気流路80の一部を構成する断面略円形の吸気路70を有し、その上流側は、コネクティングチューブ85を介して、エアクリーナ装置86（図２参照）に接続している。

　スロットルボディ７は、吸気路70の吸気流れ方向Ｆと垂直、すなわち吸気路70の中心軸線Ｘと垂直に交差して略水平に配向するスロットル弁軸76によってスロットルボディ７内に回転自在に軸支されて、吸気路70の流路面積を可変制御し、吸気路70を開閉し得るスロットル弁75を備えている。
　図４中Ｖ－Ｖ矢視による、スロットルボディ７の上流側正面図である図５に示されるように、スロットル弁75はバタフライ式のもので、スロットル弁軸76と、スロットル弁軸76に固定され共に一体的に回転する円盤状の弁体77とを有し、弁体77は、スロットル弁軸76を挟んで二等分されて、一方側の半円盤状の一端側半体77Ａと、他方側の半円盤状の他端側半体77Ｂとからなる。

　スロットル弁75は運転者の操作等により、図３、図４図示において時計回りに開弁方向に回動可能となっているとともに、図示しない復帰ばねにより、弁体77は回動する一端側半体77Ａが吸気路70の内面70ａに当接するとともに、回動する他端側半体77Ｂが吸気路70の内面70ａに当接する全閉位置に位置するように、閉弁方向に反時計回りに付勢されている。
　実施例１Ａでは、スロットルボディ７の吸気路70は略水平に配向しており、下端側弁体が一端側半体77Ａであり、上端側弁体が他端側半体77Ｂである。

　実施例１Ａにおいて、吸気流路80は、インレットパイプ６から吸気ポート42へと続けて仕切部81によって、吸気流れ方向に沿って分割され、通った吸気が燃焼室36内でタンブル過流Ｔを発生するように構成されたタンブル流路80Ａと、タンブル流路80Ａを除く主流路80Ｂとに仕切られている。
　本発明において「タンブル流路」とは、スロットル弁75低開度時、つまり、内燃機関30低負荷時に燃焼室36にタンブル過流Ｔを発生させるための吸気の流路である。

　実施例１Ａにおいて、吸気流路80の仕切部81によって仕切られた下側部分がタンブル流路80Ａ、上側部分が主流路80Ｂとなるが、本発明においてはその上下配置に限定されない。
　また、本明細書において、吸気流路80や吸気路70、スロットル弁75についての「上、下」とは、シリンダ軸線Ｃ方向においてシリンダヘッド32ないしシリンダヘッドカバー33方向を「上」、クランク軸51方向を「下」といい、空間上の絶対的な「上、下」の意味ではない。

　仕切部81は、インレットパイプ側仕切部81Ａと、インシュレータ側仕切部81Ｂと、吸気ポート側仕切部81Ｃが、吸気流の上流側から下流側へと連続して位置して構成される。
　図５に示されるように、図示上側の主流路80Ｂと図示下側のタンブル流路80Ａとは、インレットパイプ６から吸気ポート42へ縦通し仕切部81により、スロットル弁75の下流側の吸気流路80を図示上下に区画することで、各々断面略半円状に画成される。
　なお、仕切部81の吸気流路80幅方向の面とスロットル弁軸76とは平行である。

　したがって、スロットルボディ７の吸気路70の下流側に接続するインレットパイプ６の吸気流路80のタンブル流路80Ａの入口開口80Ａａは、スロットル弁75の一端側半体77Ａの下流側に位置して開口し、主流路80Ｂの入口開口80Ｂａは、スロットル弁75の他端部71Ｂの下流側に位置して開口する。
　なお、インレットパイプ６には、主流路80Ｂに上方外部から貫通して、吸気弁口40に向けて燃料を噴射供給するように配置された燃料噴射弁87が取り付けられる。
　本実施形態では、インレットパイプ６に燃料噴射弁87を配置しているが、シリンダヘッド32、あるいは、シリンダブロック31に燃料噴射弁87を配置し、燃焼室36に燃料を噴射する直噴構造でもよい。

　また、図４に示されるように、仕切部81の下流側端部81ｂ、すなわちシリンダヘッド32の吸気ポート42内に位置する下流側端部81ｂは、シリンダヘッド32においてシリンダブロック31側に向けて屈曲して一体に形成され、且つタンブル流路80Ａの終端80Ａｂは、シリンダヘッド32の燃焼室天井面32ａを指向するように形成されている。
　そのため、タンブル流路80Ａを流れる吸気を、図４中小矢印が示すように、吸気弁46の傘部46ａの上方を通過させたうえで、シリンダボア31ａ内に流入させことができるため、燃焼室36内においてタンブル渦流Ｔが発生しやすくすることができる。そのように、タンブル流路80Ａは、通過した吸気がタンブル渦流Ｔを発生させるように構成されている。

　図６は、図４中ＶＩ矢視による断面図であり、仕切部81の上流側端部81ａが示される。
　上流側端部81ａは、図６に実線で示されるように、吸気の流れ方向Ｆに垂直に直線状に形成されてもよいが、２点鎖線で示されるように、流路幅方向中心83に向けて下流側に凹む切欠き凹部82を有するように形成されてもよい。その場合は、吸気流路80に流入する吸気が仕切部81に当たる面積が徐々に増大するので、吸気の圧力と速度の変化が緩やかになり、流量損失を少なくすることができる。
　切欠き凹部82は、実施例１Ａのように仕切部81の上流側端部81ａがインレットパイプ６内に位置するものに限らず、他の実施例で示されるように吸気ポート42内に位置するものにおいても採用でき同様の効果が得られる。
　いずれの場合も、後述の「仕切部奥行き位置Ｌ／Ｄ」の「Ｌ」は、仕切部81の上流側端部81ａの流路幅方向中心83からスロットル弁軸76の中心までの吸気流路80の中心軸線Ｘ′方向の距離としている。

　従来装置においては一般に、吸気流量を制御するスロットル弁の下流側に、スロットル弁が徐開位置にあるときの吸気をタンブル流路に導くためのＴＣＶ（Ｔａｎｂｌｅ　Ｃｏｎｔｒｏｌ　Ｖａｌｖｅ：タンブル制御弁）を設けるが、本発明においては、ＴＣＶを設けることなく、また、吸気流路80や吸気路70に特に障壁やガイドを設けることなく、内燃機関30の低負荷時のスロットル弁75の徐開時に吸気を多くタンブル流路80Ａに導き、内燃機関30の高負荷時にはスロットル弁75の開度（スロットル開度）に応じて吸気を支障なくタンブル流路80Ａと主流路80Ｂとに導くことを可能としている
　なお、特許請求の範囲で記載した本発明において、また実施形態で、記載する「徐開」とは、スロットル弁全閉時から内燃機関低負荷時における所定開度までのことであり、低負荷における内燃機関の特性により任意に設定することができる。本実施形態では、スロットル弁全閉時からスロットル開度３０％までの領域を想定しているが、その開度に限定されることはない。例えば、運転手の運転特性や道路状況に合わせて、使用頻度の高いスロットル開度に適宜設定してもよい。

　本発明の特徴は、本発明者らの鋭意研究から見出されたものであって、従来装置を従来同様に用いる観点からは知得されるものではなく、本実施形態に示されるようにスロットル弁75と仕切部81とが特定の設定で構成されたことで、スロットル弁75の全閉から徐開の領域で、スロットル弁75によって主流路80Ｂへの吸気の流入を抑制することができるとともに、吸気の流れを偏らせてタンブル流路80Ａに導き、燃焼室36内のタンブル渦流Ｔを強化することができる。

　本実施形態のスロットルボディ７のスロットル弁75近傍部分の、吸気路70の中心軸線Ｘを含みスロットル弁軸76に垂直な断面を示す図７に示されるように、本実施形態において、スロットル弁75は、図示において時計回りＲに開弁方向に回動可能となっているとともに、反時計回りＲ′に付勢された全閉位置では、スロットル弁75の弁体77は、回動する一端側半体77Ａが吸気路70の図示下側の内面70ａに接し、回動する他端側半体77Ｂが吸気路70の図示上側の内面70ａに接して位置する。
　全閉位置のスロットル弁75の一端側半体77Ａは、吸気流れ方向Ｆの下流側における吸気路70の内面70ａとの当接角αが鋭角であり、スロットル弁75の他端側半体77Ｂは、吸気流れ方向Ｆの下流側における吸気路70の内面70ａとの当接角βが鈍角である。

　そのような状態の全閉位置から、スロットル弁75が徐開位置になると、吸気は、吸気路70の上流側から、一端側半体77Ａと吸気路70の内面70ａとの間に形成される間隙（以下、「鋭角側間隙」という）71Ａ、および他端側半体77Ｂと吸気路70の内面70ａとの間に形成される間隙（以下、「鈍角側間隙」という）71Ｂを通り、吸気路70の下流側から吸気流路80へと流れる。
　鋭角側間隙71Ａと鈍角側間隙71Ｂの直下流部72（図示、黒色部）には強い負圧が生じるとともに、スロットル弁軸76を含むスロットル弁75の下流側範囲に広い負圧域73（図示、点ハッチング部）が発生する。

　ここで、後述の図１１に示すと同様に、スロットル弁75の下流側の吸気流路80を、吸気流れ方向Ｆに沿ってスロットル弁軸76と平行な面を有する仕切部81により、断面面積が大、小となる二つの流路80Ｂ、80Ａに仕切り、断面面積が大きい側の流路Ｂを他端側半体77Ｂの下流側に、断面面積の小さい側の流路Ａを一端側半体77Ａの下流側に配置すると、
スロットル弁75徐開時、あるいは内燃機関30の低負荷時に、スロットル弁75を通過し断面面積の大きい流路80Ｂに流れる吸気の勢いが衰えやすくなり、勢いを失った断面面積の大きい流路80Ｂに流れた吸気は、スロットル弁75の一端側半体77Ａと他端側半体77Ｂの各端部の直下流部72（図示、黒色部）に発生する負圧に誘引され、上流側に逆流する。
　そして、逆流した吸気は、断面面積の小さい流路80Ａ側の一端側半体77Ａの直下流部72に発生する負圧に誘引された後、スロットル弁75を通過した吸気とともに断面面積の小さい流路80Ａに流れ込み、流路80Ａを流れる吸気が増大する。

　したがって、断面面積の大きい流路80Ｂを主流路とし、断面面積の小さい流路80Ａをタンブル流路とする、すなわち、主流路80Ｂの断面面積をタンブル流路80Ａの断面面積より大きく設定することで、一旦主流路80Ｂに流れた吸気をタンブル流路80Ａに導くことができることを、本発明者らは見出した。
　すなわち、主流路80Ｂの断面面積をタンブル流路80Ａの断面面積より大きく設定すれば、一旦主流路80Ｂに流れた吸気をタンブル流路80Ａに導くことができ、タンブル制御弁（ＴＣＶ）を設けることなく、燃焼室36内のタンブル渦流Ｔを強化することができるものとなる。また、内燃機関30の吸気構造の装置構成を簡素化でき、タンブル制御弁（ＴＣＶ）を設ける場合に比べ、部品点数が低減し、コストを削減できるものとなる。

　図８は、スロットル弁軸76に垂直で吸気路70の中心軸線Ｘに沿った断面視で、図７においてスロットル弁75を徐開位置としたときの、吸気の流れを模式的に示すものである。
　図９は、図８中ＩＸ－ＩＸ矢視に相当する、吸気路70を上方から見たときの、吸気の流れを模式的に示すものである。
　図１０は、図８中Ｘ－Ｘ矢視に相当する、吸気路70を下方から見たときの、吸気の流れを模式的に示すものである。
　図中、実線の矢印は、スロットル弁75の上流側において吸気路70の中心軸線Ｘより図８図示下方、すなわち一端側半体77Ａ側を流れて来た吸気の流れを示し、破線の矢印は、スロットル弁75の上流側において吸気路70の中心軸線Ｘより図８図示上方、すなわち他端側半体77Ｂ側を流れて来た吸気の流れを示す。

　本発明者らの鋭意研究からさらに見出された知見によれば、図１０に示される通り、スロットル弁75の一端側半体77Ａの鋭角側間隙71Ａを通過する吸気は、収束する流れｆａを生じることが分かった。
　また、図９に示される通り、スロットル弁75の他端側半体77Ｂの鈍角側間隙71Ｂを通過する吸気は、発散する流れｆｂを生じることが分かった。

　鋭角側間隙71Ａを通過した吸気は、強い収束する流れｆａとして下流に向かう一方、鈍角側間隙71Ｂを通過した吸気は、スロットル弁軸76の下流側を含む広い負圧域73に発散する流れｆｂとして広がり、その一部は図中ｆｃのように逆流して、鋭角側間隙71Ａを通過した収束する流れｆａに合流する。
　その傾向は、スロットル弁75の下流側に仕切部81を挿入しても変わらないことが分かった。

　本実施形態はさらに、以上の知見から、スロットル弁75の下流側に接続する吸気流路80に仕切部81を設置して、吸気流路80を吸気流れ方向Ｆに沿って仕切り、鋭角側間隙71Ａ側、すなわちスロットル弁75の一端側半体77Ａの下流側にタンブル流路80Ａを配置し、鈍角側間隙71Ｂ側、すなわちスロットル弁75の他端側半体77Ｂの下流側に主流路80Ｂを配置し、スロットル弁75の徐開時に、主流路80Ｂの逆流ｆｃを合流させて取り込むことで、タンブル流路80Ａに吸気を偏流させている。

　この場合、吸気の流れ方向Ｆにおいて、一端側半体77Ａから仕切部81までの距離が、他端側半体77Ｂから仕切部81までの距離より大きい場合でも、スロットル弁75徐開時、あるいは内燃機関30の低負荷時に、下流側が吸気路70の内面70ａと鋭角αをなすスロットル弁75の一端側半体77Ａの周縁77Ａaでは、吸気の収束する流れｆａが生じ、下流側が吸気路70の内面70ａと鈍角βをなすスロットル弁75の他端側半体77Ｂの周縁77Ｂaでは、吸気の発散する流れｆｂが生じるため、発散する流れｆｂの逆流ｆｃを、収束する吸気ｆａに取り込んでタンブル流路80Ａに導くことで、タンブル流路80Ａに流れる吸気を増大することができる。

　図１１は、図８と同様の断面視において、仕切部81を設けた状態を模式的に示すものである。
　図１１に示されるように、吸気路70と吸気流路80とは、その中心軸線Ｘと中心軸線Ｘ′とを一致させて連続しており、本実施形態では吸気路70の中心軸線Ｘより図示下側の鋭角側間隙71Ａ側、すなわちスロットル弁75の一端側半体77Ａ側に位置させた仕切部81によって、吸気流路80を図示下側のタンブル流路80Ａと図示上側の主流路80Ｂとに仕切り、スロットル弁75徐開時の吸気流の分布を確認した。

　その結果、タンブル流路80Ａの断面面積Ａと主流路80Ｂの断面面積Ｂとの比Ａ：Ｂが2：８の時、スロットル弁75の上流側では吸気路70の中心軸線Ｘより図示上半を流れる吸気ｆＵの全吸気ｆＴに対する割合が５２％、中心軸線Ｘより図示下半を流れる吸気ｆＬの全吸気ｆＴに対する割合が４８％であったとき、開度１５％の徐開状態のスロットル弁75通過後は、鋭角側間隙71Ａの下流側のタンブル流路80Ａを流れる吸気ｆＡの全吸気ｆＴに対する割合、タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）が約８１％であることが確認され、タンブル流路80Ａに吸気を十分偏流させられることが判明した。
　なお、仕切部81をあまり上方に配置して上記比Ａ：Ｂを大きくし過ぎるか、あまり下方に配置して上記比Ａ：Ｂを小さくし過ぎると、タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）が低下することも判明した。

　すなわち、前述の従来のＴＣＶ（タンブル制御弁）を設けることなく、内燃機関30の低負荷時のスロットル弁75の徐開時に吸気を多くタンブル流路80Ａに導き、低負荷時の燃焼室36でのタンブル渦流Ｔを強化できることが分かった。
　また、スロットル弁75の前後の吸気流路80や吸気路70に特に障壁やガイドを設ける必要がないため、内燃機関30の高負荷時にはスロットル弁75の開度に応じて吸気を支障なく主流路80Ｂとタンブル流路80Ａとに導くことが可能である。

　そのように本実施形態１に示される本発明の内燃機関の吸気構造によれば、スロットル弁75の徐開時、あるいは内燃機関30の低負荷時に、下流側が吸気路70の内面70ａと鋭角αをなすスロットル弁75の一端側半体77Ａの周縁77Ａaでは負圧が発生するとともに吸気の収束する流れｆａが生じ、下流側が吸気路70の内面70ａと鈍角βをなすスロットル弁75の他端側半体77Ｂの周縁77Ｂaでは負圧が発生するとともに吸気の発散する流れｆｂが生じるため、他端側半体77Ｂの下流に位置する主流路80Ｂ側に吸気の逆流ｆｃが発生し、逆流吸気ｆｃが一端側半体77Ａの下流のタンブル流路80Ａに導かれるので、タンブル制御弁（ＴＣＶ）を設けることなくタンブル流路80Ａに吸気を導くことができ、燃焼室36内のタンブル渦流Ｔを強化することができる。　

　なお、図４に示されるように、本実施形態では、タンブル流路80Ａが、湾曲した吸気流路80の湾曲内周側に設けられるとともに、主流路80Ｂが、湾曲した吸気流路80の湾曲外周側に設けられ、インレットパイプ６における主流路80Ｂの湾曲径方向の高さＨＢは、インレットパイプ６におけるタンブル流路80Ａの湾曲径方向の高さＨＡより大きく形成され、燃料噴射弁87が主流路80Ｂ側に配置されている。
　そのように、吸気流路80の湾曲外周側に主流路80Ｂを設けることにより、吸気流路80の湾曲外周側をタンブル流路80Ａにする場合に比べ、燃料噴射弁87と仕切部81との距離を大きくとることができ、燃料噴射弁87からの燃料に仕切部81が干渉し難くなっている。

　ここで、図１２に、本実施形態のスロットルボディ７のスロットル弁75前後の吸気路70と、それに連続する吸気流路80の形態を模式的に、仕切部81に直交し吸気流路80の中心軸線Ｘ′に沿った断面で示す。なお、吸気路70と吸気流路80は中心軸線Ｘ，Ｘ′を一致させて連続しており、仕切部81の吸気流路80幅方向の面とスロットル弁軸76とは平行であるので、図１２は、スロットル弁軸76に垂直で吸気路70の中心軸線Ｘに沿った断面を示すものでもある。図中、右に隣接して吸気流路80の断面を示し、左に隣接してスロットル弁75の位置での吸気路70の断面を示す。

　図１２に示されるように、スロットルボディ７の吸気路70のスロットル弁75の位置での径、すなわちスロットルボアＤより、スロットルボディ７の下流側に接続するインレットパイプ６の吸気流路80の径Ｄｐは大きく形成されている、
　また、インレットパイプ６の上流端６ａから下流側に向けて、径方向外側に漸次拡径するテーパ部６ｂが形成されている。
　径Ｄと径Ｄｐの差により、吸気流路80中に仕切部が加えられることによる流路断面面積の変化を抑制することができる。
　また、上流端から下流側に向けて、径方向外側に漸次拡径するテーパ部６ｂにより、インレットパイプ６内の流路断面面積を大きくすることで、仕切部81が加えられることによる流路断面面積の変化を抑制することができる。
　本実施形態では、テーパ角度θｔは、３．５度が良好で、５度以下としているが、仕切部81の構造に合わせて適宜変更可能である。

　図１２中、Ａは、仕切部81の上流側端部81ａ近傍におけるタンブル流路80Ａの断面面積、Ｂは、仕切部81の上流側端部81ａ近傍における主流路80Ｂの断面面積、Ｓthは、スロットル弁75の位置の吸気路70におけるスロットルボア断面面積である。
　Ｈは、「仕切り高さ」であり、仕切部81の上流側端部81ａ近傍における吸気流路80の中心軸線Ｘ′から仕切部81のタンブル流路80Ａ側の面までの距離である。
　Ｌは、「仕切部奥行き」であり、スロットル弁軸76中心から仕切部81の上流側端部81ａの流路幅方向中心83（図６参照）までの、吸気流路80の中心軸線Ｘ′方向の距離である。なお、当該部の中心軸線Ｘ′が湾曲している場合は、湾曲に沿った距離を採る。
　Ｖは、スロットル弁75の開度（スロットル開度）を示し、全閉状態（０％）から全開状態（100％）までの、開いた割合（％）を示す。

　本発明者らはさらに、上述のようなスロットル弁75と仕切部81による、タンブル流路80Ａへの吸気の偏流が、どのような条件で好ましく達成できるかを解析した。
　すなわち、自動二輪車１の市街地走行の燃費測定モードでは、通常、内燃機関の低負荷時、スロットル弁の徐開時に相当するスロットル開度０～約３０％が用いられることから、その中間領域のスロットル開度１５％を代表開度として、スロットル開度１５％時の燃焼室36内のタンブル渦流Ｔが強化される条件を求めた。

　スロットル弁75を通過する吸気の全吸気をｆＴとし、タンブル流路80Ａを流れる吸気をｆＡとしたとき、一般に、全吸気ｆＴに対するタンブル流路80Ａを流れる吸気ｆＡの割合、タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）が上昇するに従い、燃焼室のタンブル渦流Ｔのタンブル比ＴＲ（タンブル渦流の回転速度の、クランク軸の回転速度に対する比）が向上するが、タンブル比ＴＲが１．２以上で、急速燃焼が得られ、燃費効果が現れる。
　本発明者らは、タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）が６３％以上で、タンブル比ＴＲが１．２以上となり、急速燃焼し、燃費効果を図ることができることを踏まえ、タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）＝６３％以上を目標値として、スロットルボアＤが２４φ（直径２４ｍｍ）、４８φ（直径４８ｍｍ）、８０φ（直径８０ｍｍ）についてＣＦＤ（computational fluid dynamics: 数値流体力学）解析を行い、以下に述べるように、好ましいＬ／Ｄ、Ｈ／Ｄ、Ａ／Ｓth、Ａ／（Ａ＋Ｂ）の範囲を見出した。

　図１３は、タンブル流路80Ａの断面面積Ａと主流路80Ｂの断面面積Ｂとの比Ａ：Ｂが２：８で、スロットル開度１５％における、スロットルボアＤが２４φ、４８φ、８０φの場合の、「Ｌ／Ｄ：仕切部奥行き位置」に対する「タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）」の関係の解析結果のグラフを示す。
　「Ｌ」、「Ｄ」、「ｆＡ」、「ｆＴ」は、図１２に示し、上述したものである。
　図示されるように、スロットルボアＤ８０φの線が、「Ｌ／Ｄ：仕切部奥行き位置」の１．５７を上限値として、最小値０．０との間の範囲全域において、「タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）」が目標値６３％を超えることを示しており、その範囲において好ましくタンブル渦流Ｔが強化される。
　スロットルボアＤ４８φの線は、最小値０．０～「Ｌ／Ｄ」の上限値１．８５の範囲において、
　スロットルボアＤ２４φの線は、最小値０．０～「Ｌ／Ｄ」の上限値２．１７の範囲において、全域で「タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）」が目標値６３％を超え、その範囲において、タンブル渦流Ｔがより好ましく強化される。

　図１４は、図１３から導かれた、「Ｌ／Ｄ：仕切部奥行き位置」の、スロットルボアＤ(ｍｍ)に対応した、タンブル渦流強化成立範囲を示すグラフである。
　図１４に示すように、横軸にスロットルボアＤ（単位：ｍｍ）を取り、縦軸に「Ｌ／Ｄ：仕切部奥行き位置」を取って、上記のスロットルボアＤ２４φ、４８φ、８０φ毎の、（Ｌ／Ｄ）の上限値(Ｌ／Ｄ)maxをプロットした。
　その上で、上限値(Ｌ／Ｄ)maxの３点から、スロットルボアＤ(単位：ｍｍ)に対応して、（Ｌ／Ｄ）の上限値(Ｌ／Ｄ)maxを算出する「式７」を、下記のように割り出した。
　(Ｌ／Ｄ)max＝０．００００８Ｄ ^２－０．０１９２Ｄ＋２．５８　………（式７）

　したがって、一般的に、スロットルボアＤ(単位：ｍｍ)に対応して、「タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）」が目標値６３％を超え、タンブル渦流Ｔがより好ましく強化されるために採るべき「Ｌ／Ｄ：仕切部奥行き位置」の範囲を「タンブル渦流強化成立範囲」とすると、
タンブル渦流強化成立範囲を示す上限値(Ｌ／Ｄ)maxが、式７から得られる。
　(Ｌ／Ｄ)の下限値は、流体力学的には最小値０．０となる。
　すなわち、スロットルボアＤ(単位：ｍｍ)に対応して、「Ｌ／Ｄ：仕切部奥行き位置」を、式７で算出される上限値(Ｈ／Ｄ)maxと、最小値０．０との間の範囲内に設定することにより、タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）が増大し、好ましくタンブル渦流Ｔが強化される。
　また、スロットルボアＤ(ｍｍ)は、製造上の下限値Ｄminがあり、その場合、上記タンブル渦流強化成立範囲は、Ｄmin以上において求められる。

　なお、「仕切部奥行きＬ」はスロットル弁軸76等の構造的制約で、０．０とは成り得ず、構造的制約による下限値Ｌminを採る場合がある。この場合、（Ｌ／Ｄ）も最小値０．０を取ることができない。
　仮に、スロットルボアＤに関わらず、Ｌmin＝６ｍｍとした場合、構造的制約による「Ｌ／Ｄ」の下限値(Ｌ／Ｄ)minは、（Ｌmin／Ｄ）＝６／Ｄとなり、スロットルボアＤ８０φで０．０８、スロットルボアＤ４８φで０．１３、スロットルボアＤ２４φで０．２５、となる。
　しかし、構造的制約による「Ｌ／Ｄ」の下限値は、流体力学的な下限値ではなく、構造上の条件によって変化する設計上の値である。つまり、「Ｌ／Ｄ」の下限値は、スロットルボディ７の弁体77が回動する際に、弁体77が仕切部81に干渉しない範囲の内「Ｌ／Ｄ」が最小となる値のことである。　

　以上のように、スロットルボディ７の吸気路70のスロットル弁75の位置での径をスロットルボアＤ、仕切部81の上流側端部81ａの流路幅方向中心83からスロットル弁軸76の中心までの吸気流路80の中心軸線Ｘ′方向の距離をＬとした時に、主流路80Ｂの断面面積Ｂが、タンブル流路80Ａの断面面積Ａより大きく形成されて、スロットル弁75徐開時、あるいは内燃機関30の低負荷時に、スロットル弁75を通過し主流路80Ｂに流れる吸気が上流側に逆流し、タンブル流路80Ａに吸気が流入するように仕切部奥行き位置Ｌ／Ｄが設定されている。

　そのため、スロットル弁75徐開時、あるいは内燃機関30の低負荷時に、スロットル弁75を通過し主流路80Ｂに流れる吸気の勢いが衰えやすくなり、勢いを失った主流路80Ｂに流れた吸気は、スロットル弁75の直下流部72に発生する負圧に誘引され、上流側に逆流する。
　そして、断面面積の大きい主流路80Ｂを逆流した吸気は、タンブル流路80Ａ側の直下流部72に発生する負圧に誘引された後、スロットル弁75を通過した吸気とともにタンブル流路80Ａに流れ込み、タンブル流路80Ａを流れる吸気が増大する。　

　図１５は、上記のように、スロットル弁75徐開時、あるいは内燃機関30の低負荷時に、スロットル弁75を通過し主流路80Ｂに流れる吸気が上流側に逆流し、タンブル流路80Ａに吸気が流入するように仕切部奥行き位置Ｌ／Ｄが設定されて、スロットル開度１５％における、スロットルボアＤが２４φ、４８φ、８０φの場合の、「Ｈ／Ｄ：仕切部高さ位置」に対する「タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）」の関係の解析結果のグラフを示す。
　「Ｈ」、「Ｄ」、「ｆＡ」、「ｆＴ」は、図１２に示し、上述したものである。
　図示されるように、スロットルボアＤ８０φの線が、（Ｈ／Ｄ）の０．０４７を下限値とし、０．４０５を上限値として、その間の範囲全域において、「タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）」が目標値６３％を超えることを示しており、その範囲において好ましくタンブル渦流Ｔが強化される。
　スロットルボアＤ４８φの線は、（Ｈ／Ｄ）の下限値０．０６０～上限値０．３９５の範囲において、
　スロットルボアＤ２４φの線は、（Ｈ／Ｄ）の下限値０．１３３～上限値０．３６５の範囲において、全域で「タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）」が目標値６３％を超え、その範囲において、タンブル渦流Ｔがより好ましく強化される。　

　図１６は、図１５から導かれた、「Ｈ／Ｄ：仕切部高さ位置」の、スロットルボアＤ(ｍｍ)に対応した、タンブル渦流強化成立範囲を示すグラフである。
　図１６に示すように、横軸にスロットルボアＤ（単位：ｍｍ）を取り、縦軸に「Ｈ／Ｄ：仕切部高さ位置」を取って、上記のスロットルボアＤ２４φ、４８φ、８０φ毎の、（Ｈ／Ｄ）の上限値(Ｈ／Ｄ)maxと下限値(Ｈ／Ｄ)minをプロットした。
　その上で、上限値(Ｈ／Ｄ)maxの３点から、スロットルボアＤ(単位：ｍｍ)に対応して、仕切部高さ位置：Ｈ／Ｄの上限値(Ｈ／Ｄ)maxを算出する「式１」を、下記のように割り出した。
　(Ｈ／Ｄ)max＝－０．００００２Ｄ ^２＋０．００２５Ｄ＋０．３１　………（式１）

　同様にして、下限値(Ｈ／Ｄ)minの３点から、スロットルボアＤ(単位：ｍｍ)に対応して、仕切部高さ位置：Ｈ／Ｄの下限値(Ｈ／Ｄ)minを算出する「式２」を、下記のように割り出した。
　(Ｈ／Ｄ)min＝０．００００５Ｄ ^２－０．００６４Ｄ＋０．２６　………（式２）

　したがって、一般的に、スロットルボアＤ(単位：ｍｍ)に対応して、「タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）」が目標値６３％を超え、タンブル渦流Ｔがより好ましく強化されるために採るべき「Ｈ／Ｄ：仕切部高さ位置」の範囲を「タンブル渦流強化成立範囲」とすると、タンブル渦流強化成立範囲を示す上限値(Ｈ／Ｄ)maxと下限値(Ｈ／Ｄ)minが、式１、式２から得られる。
　すなわち、スロットルボアＤ(単位：ｍｍ)に対応して、「Ｈ／Ｄ：仕切部高さ位置」を、式１、式２で算出される上限値(Ｈ／Ｄ)maxと、下限値(Ｈ／Ｄ)minとの間の範囲内に設定することにより、タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）が増大し、好ましくタンブル渦流Ｔが強化される。
　なお、スロットルボアＤ(ｍｍ)は、製造上の下限値Ｄminがあり、その場合、上記タンブル渦流強化成立範囲は、Ｄmin以上において求められる。
　また、スロットルボアが楕円形状あるいは長円形状の場合は、スロットル弁軸76の中心を通り、スロットル弁軸76に垂直で吸気路70の上下の内面70ａに直交する、上下の内面70ａ間の距離をスロットルボアＤ(単位：ｍｍ)とする。

　図１７は、上記のように、スロットル弁75徐開時、あるいは内燃機関30の低負荷時に、スロットル弁75を通過し主流路80Ｂに流れる吸気が上流側に逆流し、タンブル流路80Ａに吸気が流入するように仕切部奥行き位置Ｌ／Ｄが設定されて、スロットル開度１５％における、スロットルボアＤが２４φ、４８φ、８０φの場合の、「Ａ／Ｓth：スロットルボア断面面積に対するタンブル流路断面面積の比率（％）」に対する「タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）」の関係の解析結果のグラフを示す。
　「Ａ」、「Ｓth」、「ｆＡ」、「ｆＴ」は、図１２に示し、上述したものである。
　図示されるように、スロットルボアＤ８０φの線が、「Ａ／Ｓth」の３．７％を下限値として、４６．５％を上限値として、その間の範囲全域において、「タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）」が目標値６３％を超えることを示しており、その範囲において好ましくタンブル渦流Ｔが強化される。
　スロットルボアＤ４８φの線は、（Ａ／Ｓth）の下限値５．０％～上限値４４．６％の範囲において、
　スロットルボアＤ２４φの線は、（Ａ／Ｓth）の下限値９．０％～上限値３５．５％の範囲において、全域で「タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）」が目標値６３％を超え、その範囲におい、タンブル渦流Ｔがより好ましく強化される。

　図１８は、図１７から導かれた、「Ａ／Ｓth：スロットルボア断面面積に対するタンブル流路断面面積の比率(％)」の、スロットルボアＤ(ｍｍ)に対応した、タンブル渦流強化成立範囲を示すグラフである。
　図１８に示すように、横軸にスロットルボアＤ（単位：ｍｍ）を取り、縦軸に「Ａ／Ｓth：スロットルボア断面面積に対するタンブル流路断面面積の比率(％)」を取って、上記のスロットルボアＤ２４φ、４８φ、８０φ毎の、（Ａ／Ｓth）の上限値(Ａ／Ｓth)maxと下限値(Ａ／Ｓth)minをプロットした。
　その上で、上限値(Ａ／Ｓth)maxの３点から、スロットルボアＤ(単位：ｍｍ)に対応して、（Ａ／Ｓth）の上限値(Ａ／Ｓth)maxを算出する「式３」を、下記のように割り出した。
　(Ａ／Ｓth)max＝－０．００６Ｄ ^２＋０．７９Ｄ＋１９．８２　………（式３）

　同様にして、下限値(Ａ／Ｓth)minの３点から、スロットルボアＤ(単位：ｍｍ)に対応して、（Ａ／Ｓth）の下限値(Ａ／Ｓth)minを算出する「式４」を、下記のように割り出した。
　(Ａ／Ｓth)min＝０．００２Ｄ ^２－０．３３Ｄ＋１５．５９　………（式４）

　したがって、一般的に、スロットルボアＤ(単位：ｍｍ)に対応して、「タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）」が目標値６３％を超え、タンブル渦流Ｔがより好ましく強化されるために採るべき「Ａ／Ｓth：スロットルボア断面面積に対するタンブル流路断面面積の比率(％)」の範囲を「タンブル渦流強化成立範囲」とすると、タンブル渦流強化成立範囲を示す上限値(Ａ／Ｓth)maxと下限値(Ａ／Ｓth)minが、式３、式４から得られる。
　すなわち、スロットルボアＤ(単位：ｍｍ)に対応して、「Ａ／Ｓth：スロットルボア断面面積に対するタンブル流路断面面積の比率(％)」を、式３、式４で算出される上限値(Ａ／Ｓth)maxと、下限値(Ａ／Ｓth)minとの間の範囲内に設定することにより、タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）が増大し、好ましくタンブル渦流Ｔが強化される。
　なお、スロットルボアＤ(ｍｍ)は、製造上の下限値Ｄminがあり、その場合、上記タンブル渦流強化成立範囲は、Ｄmin以上において求められる。

　図１９は、上記のように、スロットル弁75徐開時、あるいは内燃機関30の低負荷時に、スロットル弁75を通過し主流路80Ｂに流れる吸気が上流側に逆流し、タンブル流路80Ａに吸気が流入するように仕切部奥行き位置Ｌ／Ｄが設定されて、スロットル開度１５％における、スロットルボアＤが２４φ、４８φ、８０φの場合の、「Ａ／(Ａ＋Ｂ)：全流路断面面積に対するタンブル流路断面面積の比率（％）」に対する「タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）」の関係の解析結果のグラフを示す。
　「Ａ」、「Ｂ」、「ｆＡ」、「ｆＴ」は、図１２に示し、上述したものである。
　図示されるように、スロットルボアＤ８０φの線が、「Ａ／(Ａ＋Ｂ)」の３．３％を下限値として、４４．０％を上限値として、その間の範囲全域において、「タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）」が目標値６３％を超えることを示しており、その範囲において好ましくタンブル渦流Ｔが強化される。
　スロットルボアＤ４８φの線は、「Ａ／(Ａ＋Ｂ)」の下限値４．６％～上限値４５．０％の範囲において、
　スロットルボアＤ２４φの線は、「Ａ／(Ａ＋Ｂ)」の下限値８．６％～上限値３８．７％の範囲において、全域で「タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）」が目標値６３％を超え、その範囲において、タンブル渦流Ｔがより好ましく強化される。

　図２０は、図１９から導かれた、「Ａ／(Ａ＋Ｂ)：全流路断面面積に対するタンブル流路断面面積の比率（％）」の、スロットルボアＤ(ｍｍ)に対応した、タンブル渦流強化成立範囲を示すグラフである。
　図２０に示すように、横軸にスロットルボアＤ（単位：ｍｍ）を取り、縦軸に「Ａ／(Ａ＋Ｂ)：全流路断面面積に対するタンブル流路断面面積の比率（％）」を取って、上記のスロットルボアＤ２４φ、４８φ、８０φ毎の、（Ａ／(Ａ＋Ｂ)）の上限値(Ａ／(Ａ＋Ｂ))maxと下限値(Ａ／(Ａ＋Ｂ))minをプロットした。
　その上で、上限値(Ａ／(Ａ＋Ｂ))maxの３点から、スロットルボアＤ(単位：ｍｍ)に対応して、（Ａ／(Ａ＋Ｂ)）の上限値(Ａ／(Ａ＋Ｂ))maxを算出する「式５」を、下記のように割り出した。
　(Ａ／(Ａ＋Ｂ))max＝－０．００５２Ｄ ^２＋０．６４０２Ｄ＋２６．３５　…（式５）

　同様にして、下限値(Ａ／(Ａ＋Ｂ))minの３点から、スロットルボアＤ(単位：ｍｍ)に対応して、（Ａ／(Ａ＋Ｂ)）の下限値(Ａ／(Ａ＋Ｂ))minを算出する「式６」を、下記のように割り出した。
　(Ａ／(Ａ＋Ｂ))min＝０．００２３Ｄ ^２－０．３２８７Ｄ＋１５．１９　……（式６）

　したがって、一般的に、スロットルボアＤ(単位：ｍｍ)に対応して、「タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）」が目標値６３％を超え、タンブル渦流Ｔがより好ましく強化されるために採るべき「Ａ／(Ａ＋Ｂ)：全流路断面面積に対するタンブル流路断面面積の比率（％）」の範囲を「タンブル渦流強化成立範囲」とすると、タンブル渦流強化成立範囲を示す上限値(Ａ／(Ａ＋Ｂ))maxと下限値(Ａ／(Ａ＋Ｂ))minが、式５、式６から得られる。
　すなわち、スロットルボアＤ(単位：ｍｍ)に対応して、「Ａ／(Ａ＋Ｂ)：全流路断面面積に対するタンブル流路断面面積の比率（％）」を、式５、式６で算出される上限値(Ａ／(Ａ＋Ｂ))maxと、下限値(Ａ／(Ａ＋Ｂ))minとの間の範囲内に設定することにより、タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）が増大し、好ましくタンブル渦流Ｔが強化される。
　なお、スロットルボアＤ(ｍｍ)は、製造上の下限値Ｄminがあり、その場合、上記タンブル渦流強化成立範囲は、Ｄmin以上において求められる。　

　以上、本発明の実施形態１に係る内燃機関の吸気構造が、スイングユニットをなすパワーユニット３に適用された場合を、実施例１Ａとして説明したが、本発明の実施形態１に係る内燃機関の吸気構造は、そのようなシリンダ軸線Ｃが略水平に近く前傾したパワーユニット３のみに適用を限定されるものではなく、他の様式のパワーユニットにも適用されるものである。
　例えば、図２１に示されるようなシリンダ軸線Ｃの立ち上がった内燃機関、所謂縦型の内燃機関130を備えた車載用のパワーユニット103においても本発明に係る内燃機関の吸気構造は同様な効果を奏して適用される。
　それを、実施例１Ｂとして以下説明する。

　図２１に一部断面とする右側面が示される実施例１Ｂのパワーユニット103は、図２１に図示される姿勢で自動二輪車の車体フレームに固定搭載されるが、パワーユニットケース150前部に、シリンダブロック31、シリンダヘッド32、シリンダヘッドカバー33が、順次積み重ねるように上方に向けてやや前傾して締結され、車幅方向にクランク軸51を配向した内燃機関130が構成されている。
　本実施例１Ｂにおいては、内燃機関130はＳＯＨＣ型式の２バルブシステムを採用している。
　パワーユニットケース150の後部には、クランク軸51と平行なメイン軸158ａ、カウンタ軸158ｂを有するギヤ変速装置158が備えられ、カウンタ軸158ｂが出力軸となっている。

　シリンダヘッド32の前方に排気ポート43が開口して図示しない排気管に接続し、後方には吸気ポート42が開口し、後方に向けて、すなわち吸気の流れの上流側に向けてインレットパイプ６、スロットルボディ７、コネクティングチューブ85が順次接続し、さらに図示しないエアクリーナ装置に接続している。

　スロットルボディ７には実施例１Ａと同様のスロットル弁75が設けられる。燃料噴射弁87は実施例１Ａと同様に、インレットパイプ６の主流路80Ａ側に設けられている。
　インレットパイプ６、吸気ポート42内の吸気流路80には、実施例１Ａと同様に仕切部81が設けられ、スロットル弁75の下端側弁体が、一端側半体77Ａであり、一端側半体77Ａの下流側にタンブル流路80Ａが位置している。すなわちタンブル流路80Ａは、吸気流路80の下側に配置されている。
　したがって、本実施例１Ｂにおいても図２１に図示のように、実施例１Ａと同様の本発明の内燃機関の吸気構造が備えられ、同様の作用効果を奏することができる。

　図２２に示されるものも、シリンダ軸線Ｃの立ち上がった内燃機関、所謂縦型の内燃機関230を備えた車載用のパワーユニット203であり、本発明の実施形態１に係る内燃機関の吸気構造は同様な効果を奏して適用される。
　それを、実施例１Ｃとして以下説明する。

　図２２に一部断面とする左側面が示される実施例１Ｃのパワーユニット203は、図２２に図示される姿勢で自動二輪車の車体フレームに固定搭載されるが、パワーユニットケース250前部にシリンダブロック31が設けられ、それにシリンダヘッド32、シリンダヘッドカバー33が、順次積み重ねるように上方に向けてやや前傾して締結され、車幅方向にクランク軸51を配向した内燃機関230が構成されている。
　本実施例１Ｃにおいて内燃機関230は、ＷＯＨＣ型式である。
　パワーユニットケース250の後部には、クランク軸51と平行なメイン軸258ａ、カウンタ軸258ｂを有するギヤ変速装置258が備えられ、カウンタ軸258ｂが出力軸となっている。

　シリンダヘッド32の前方に排気ポート43が開口して図示しない排気管に接続し、後方上方に向けて突出した吸気ポート42が開口し、吸気の流れの上流側に向けスロットルボディ７、図示しないエアクリーナ装置が接続している。
　突出した吸気ポート42内の吸気流路80は吸気流れ方向Ｆに沿って仕切部81で仕切られ、主流路80Ｂは下側に、タンブル流路80Ａは上側に配置されている。

　スロットルボディ７には実施例１Ａと同様のスロットル弁75が設けられる。燃料噴射弁87はスロットルボディ７に設けられるが、実施例１Ａと同様に、主流路80Ｂ側に設けられている。
　本実施例１Ｃでは、スロットル弁75の上端側弁体が一端側半体77Ａであり、一端側半体77Ａの下流側にタンブル流路80Ａが位置している。
　したがって、実施例１Ｃにおいても図２２に図示のように、実施例１Ａと同様の本発明の実施形態１の内燃機関の吸気構造が備えられ、同様の作用効果を奏することができる。

　図２３に示されるものも、シリンダ軸線Ｃの立ち上がった内燃機関、所謂縦型の内燃機関330を備えた車載用のパワーユニット303であり、本発明の実施形態１に係る内燃機関の吸気構造は同様な効果を奏して適用される。
　それを、実施例１Ｄとして以下説明する。

　図２３に一部断面とする左側面が示される実施例１Ｄのパワーユニット303は、図２３に図示される姿勢で自動二輪車の車体フレームに固定搭載されるが、パワーユニットケース350前部に、シリンダブロック31、シリンダヘッド32、シリンダヘッドカバー33が、順次積み重ねるように上方に向けてやや前傾して締結され、車幅方向にクランク軸51を配向した内燃機関330が構成されている。
　本実施例１Ｄにおいて内燃機関330は、ＷＯＨＣ型式である。
　パワーユニットケース350の後部には、クランク軸51と平行なメイン軸358ａ、カウンタ軸358ｂを有するギヤ変速装置358が備えられ、カウンタ軸358ｂが出力軸となっている。

　シリンダヘッド32の前方に排気ポート43が開口して図示しない排気管に接続し、後方に向けて突出した吸気ポート42が開口し、吸気の流れの上流側に向けスロットルボディ７、図示しないエアクリーナ装置に接続している。
　突出した吸気ポート42内の吸気流路80は吸気流れ方向Ｆに沿って仕切部81で仕切られ、タンブル流路80Ａが下側に、主流路80Ｂが上側に配置されている。

　スロットルボディ７には実施例１Ａと同様のスロットル弁75が設けられる。燃料噴射弁87はスロットルボディ７に設けられるが、実施例１Ａと同様に、主流路80Ｂ側に設けられている。
　本実施例１Ｄでは、スロットル弁75の下端側弁体が一端側半体77Ａであり、一端側半体77Ａの下流側にタンブル流路80Ａが位置している。
　したがって、実施例１Ｄにおいても図２３に図示のように、実施例１Ａと同様の本発明の実施形態１の内燃機関の吸気構造が備えられ、同様の作用効果を奏することができる。

　以上の実施形態１の多様な実施例に見られるように、タンブル流路80Ａは吸気流路80において上下いずれの側に設置されても本発明は構成され得る。それに合わせてスロットル弁75の開弁回動方向、閉弁回動方向が設定される。
　また、インレットパイプ６を設けることなく吸気ポート42内にのみ仕切部81が設けられるものにも本発明は構成され得、燃料噴射弁87はそれによって適宜位置に設けられる。

　図１、図２、および図２４から図３９に基づき、本発明の実施形態２に係る内燃機関の吸気構造につき説明する。
　図１は、本発明の実施形態２の内燃機関の吸気構造を備えた実施例２Ａのパワーユニット３を搭載した自動二輪車１の右側面も、実施形態１と同様に示すものである。
　また、図２は、図１の自動二輪車１の車体カバー10を外した後部右側面を示すものであり、本実施形態２に於いても参照される。

　実施形態２に於いては、内燃機関の吸気構造中のスロットル弁575に関する構造配置が、実施形態１に於けるものと異なるだけで、他の部分の構造配置は実施形態１に於けるものと同様である。
　したがって、実施形態１に於けるものと同様な部分には、実施形態１と同じ符号を付し、説明を省略し、あるいは簡略とし、異なる部分には、対応する実施形態１における部分と符号の下二桁を同じくする５００番台の符号を付して説明する。

　したがって、図１、図２を参照して上記説明した事項は、本実施形態２の内燃機関の吸気構造を備えた自動二輪車１、パワーユニット３に於いて同様であるので、説明を省略する。
　図２４は、図２のパワーユニット３を取出して、図２に示すと略同じ配向により示す、パワーユニット３の側面断面図である。
　図２４においては、図示されるように、スロットル弁575、スロットル弁軸576、弁体577が、図３に示される実施形態１におけるスロットル弁75、スロットル弁軸76、弁体77と異なるだけで、他の部分の構造配置は同様である。
　したがって、実施形態１と異なるスロットル弁575、スロットル弁軸576、弁体577に関しては後述し、図２４を参照した上記の他の部分の説明は省略する。

　実施形態２の実施例２Ａは、図２４の要部拡大図である図２５に示されるように、シリンダ軸線Ｃを略水平に近く大きく前傾したシリンダヘッド32において、燃焼室天井面32ａに開口した吸気弁口40と排気弁口41からは、各々吸気ポート42と排気ポート43が互いに上下に離れる方向に湾曲しながら延出して形成される。
　吸気ポート42の上流端は、シリンダヘッド32の上方に向けて開口し、インレットパイプ６と接続して、連続した吸気流路80が構成され、インレットパイプ６の上流側に、スロットルボディ７が接続される。
　排気ポート43の下流端は、シリンダヘッド32の下方に向けて開口し、排気管38（図２参照）に連結される。

　シリンダヘッド32における吸気ポート42の湾曲外壁部42ａに一体に円筒状の吸気弁ガイド44が嵌着され、吸気弁ガイド44に摺動可能に支持された吸気弁46が、吸気ポート42の燃焼室36に臨む吸気弁口40を開閉する。
　また、シリンダヘッド32における排気ポート43の湾曲外壁部43ａに一体に嵌着された排気弁ガイド45に摺動可能に支持された排気弁47が、排気ポート43の燃焼室36に臨む排気弁口41を開閉する。

　吸気弁46および排気弁47はその傘部46ａ、47ａが、いずれも燃焼室36に臨む吸気弁口40、排気弁口41を閉じるように、弁ばね48により上方に付勢されているが、図２５に示すように、カム軸91の吸気カム92、排気カム93に当接揺動する吸気ロッカアーム94、排気ロッカアーム95によって、吸気弁46、排気弁47のステムエンド46ｂ、47ｂが押し下げられて、所定のタイミングで吸気弁46、排気弁47が開弁し、吸気ポート42と燃焼室36、また、排気ポート43と燃焼室36が連通し、所定のタイミングの吸気、排気がなされる。

　以上のような本実施例２Ａの内燃機関30において、燃焼室36でのより好ましい燃焼を得るために燃焼室36において燃料・空気混合気のタンブル渦流Ｔ、すなわち縦回転を与えるための吸気構造が構成されている。
　すなわち、内燃機関30の吸気ポート42の上流端には、インシュレ－タ61を介してインレットパイプ６が接続して、連続した断面略円形の吸気流路80が構成され、インレットパイプ６の上流側に、スロットルボディ７が接続される。
　スロットルボディ７は、内燃機関30の燃焼室36に連なる吸気流路80の一部を構成する断面略円形の吸気路70を有し、その上流側は、コネクティングチューブ85を介して、エアクリーナ装置86（図２参照）に接続している。

　スロットルボディ７は、吸気路70の吸気流れ方向Ｆと垂直、すなわち吸気路70の中心軸線Ｘと垂直に交差し略水平に配向するスロットル弁軸576によってスロットルボディ７内に回転自在に軸支されて、吸気路70の流路面積を可変制御し、吸気路70を開閉し得る単一のスロットル弁575を備えている。
　実施形態２のスロットルボディ７の上流側正面は、後述のように弁体577の回転方向が異なること以外、実施形態１の図５に示されると同様であり、スロットル弁575はバタフライ式のもので、スロットル弁軸576と、スロットル弁軸576に固定され共に一体的に回転する円盤状の弁体577とを有し、弁体577は、スロットル弁軸576を挟んで二等分されて、一方側の半円盤状の一端側半体577Ａと、他方側の半円盤状の他端側半体577Ｂとからなる（図５中において、カギカッコ内に符号を示す）。

　スロットル弁575は運転者の操作等により、図２４、図２５図示において反時計回りに開弁方向に回動可能となっているとともに、図示しない復帰ばねにより、弁体577は回動する一端側半体577Ａが吸気路70の内面70ａに当接するとともに、回動する他端側半体577Ｂが吸気路70の内面70ａに当接する全閉位置に位置するように、閉弁方向に時計回りに付勢されている。
　本実施例２Ａでは、スロットルボディ７の吸気路70は略水平に配向しており、下端側弁体が一端側半体577Ａであり、上端側弁体が他端側半体577Ｂである

　本実施例２Ａにおいて、吸気流路80は、インレットパイプ６から吸気ポート42へと続けて仕切部81によって、吸気流れ方向に沿って分割され、通った吸気が燃焼室36内でタンブル過流Ｔを発生するように構成されたタンブル流路80Ａと、タンブル流路80Ａを除く主流路80Ｂとに仕切られている。
　本発明において「タンブル流路」とは、スロットル弁575低開度時、つまり、内燃機関30低負荷時に燃焼室36にタンブル過流Ｔを発生させるための吸気の流路である。

　本実施例２Ａにおいて、吸気流路80の仕切部81によって仕切られた下側部分がタンブル流路80Ａ、上側部分が主流路80Ｂとなるが、本発明においてはその上下配置に限定されない。
　また、本明細書において、吸気流路80や吸気路70、スロットル弁575についての「上、下」とは、シリンダ軸線Ｃ方向においてシリンダヘッド32ないしシリンダヘッドカバー33方向を「上」、クランク軸51方向を「下」といい、空間上の絶対的な「上、下」の意味ではない。

　仕切部81は、インレットパイプ側仕切部81Ａと、インシュレータ側仕切部81Ｂと、吸気ポート側仕切部81Ｃが、吸気流の上流側から下流側へと連続して位置して構成される。
　図示上側の主流路80Ｂと図示下側のタンブル流路80Ａとは、インレットパイプ６から吸気ポート42へ縦通し仕切部81により、図５に示されると同様に、スロットル弁575の下流側の吸気流路80を図示上下に区画することで、各々断面略半円状に画成される。
　なお、仕切部81の吸気流路80幅方向の面とスロットル弁軸576とは平行である。

　したがって、スロットルボディ７の吸気路70の下流側に接続するインレットパイプ６の吸気流路80のタンブル流路80Ａの入口開口80Ａａは、スロットル弁575の一端側半体577Ａの下流側に位置して開口し、主流路80Ｂの入口開口80Ｂａは、スロットル弁575の他端側半体577Ｂの下流側に位置して開口する。
　なお、インレットパイプ６には、主流路80Ｂに上方外部から貫通して、吸気弁口40に向けて燃料を噴射供給するように配置された燃料噴射弁87が取り付けられる。
　本実施例２Ａでは、インレットパイプ６に燃料噴射弁87を配置しているが、シリンダヘッド32、あるいは、シリンダブロック31に燃料噴射弁87を配置し、燃焼室36に燃料を噴射する直噴構造でもよい。

　また、図２５に示されるように、仕切部81の下流側端部81ｂ、すなわちシリンダヘッド32の吸気ポート42内に位置する下流側端部81ｂは、シリンダヘッド32においてシリンダブロック31側に向けて屈曲して一体に形成され、且つタンブル流路80Ａの終端80Ａｂは、シリンダヘッド32の燃焼室天井面32ａを指向するように形成されている。
　そのため、タンブル流路80Ａを流れる吸気を、図２５中小矢印が示すように、吸気弁46の傘部46ａの上方を通過させたうえで、シリンダボア31ａ内に流入させことができるため、燃焼室36内においてタンブル渦流Ｔが発生しやすくすることができる。そのように、タンブル流路80Ａは、通過した吸気がタンブル渦流Ｔを発生させるように構成されている。

　従来装置においては一般に、吸気流量を制御するスロットル弁の下流側に、スロットル弁が徐開位置にあるときの吸気をタンブル流路に導くためのＴＣＶ（Ｔａｎｂｌｅ　Ｃｏｎｔｒｏｌ　Ｖａｌｖｅ：タンブル制御弁）を設けるが、本発明においては、ＴＣＶを設けることなく、また、吸気流路80や吸気路70に特に障壁やガイドを設けることなく、内燃機関30の低負荷時のスロットル弁575の徐開時に吸気を多くタンブル流路80Ａに導き、内燃機関30の高負荷時にはスロットル弁575の開度（スロットル開度）に応じて吸気を支障なくタンブル流路80Ａと主流路80Ｂとに導くことを可能としている
　なお、特許請求の範囲で記載した本発明において、また実施形態で、記載する「徐開」とは、スロットル弁全閉時から内燃機関低負荷時における所定開度までのことであり、低負荷における内燃機関の特性により任意に設定することができる。本実施形態２では、スロットル弁全閉時からスロットル開度３０％までの領域を想定しているが、その開度に限定されることはない。例えば、運転手の運転特性や道路状況に合わせて、使用頻度の高いスロットル開度に適宜設定してもよい。

　本発明の特徴は、本発明者らの鋭意研究から見出されたものであって、従来装置を従来同様に用いる観点からは知得されるものではなく、本実施形態２に示されるようにスロットル弁575と仕切部81とが特定の設定で構成されたことで、スロットル弁575の全閉から徐開の領域で、スロットル弁575によって主流路80Ｂへの吸気の流入を抑制することができるとともに、吸気の流れを偏らせてタンブル流路80Ａに導き、燃焼室36内のタンブル渦流Ｔを強化することができる。

　本実施形態２のスロットルボディ７のスロットル弁575近傍部分の、吸気路70の中心軸線Ｘを含みスロットル弁軸576に垂直な断面を示す図２６に示されるように、本実施形態において、スロットル弁575は、図示において反時計回りＲに開弁方向に回動可能となっているとともに、時計回りＲ′に付勢された全閉位置では、スロットル弁575の弁体577は、回動する一端側半体577Ａが吸気路70の図示下側の内面70ａに接し、回動する他端側半体577Ｂが吸気路70の図示上側の内面70ａに接して位置する。
　全閉位置のスロットル弁575の一端側半体577Ａは、吸気流れ方向Ｆの下流側における吸気路70の内面70ａとの当接角α′が鈍角であり、スロットル弁575の他端側半体577Ｂは、吸気流れ方向Ｆの下流側における吸気路70の内面70ａとの当接角β′が鋭角である。言い換えれば、スロットル弁575は傾斜しており、スロットル弁575の一端側半体577Ａは、吸気路70の下流側に位置し、スロットル弁575の他端側半体577Ｂは、吸気路70の上流側に位置する。

　そのような状態の全閉位置から、スロットル弁575が徐開位置になると、吸気は、吸気路70の上流側から、一端側半体577Ａと吸気路70の内面70ａとの間に形成される間隙（以下、「鈍角側間隙」という）571Ａ、および他端側半体577Ｂと吸気路70の内面70ａとの間に形成される間隙（以下、「鋭角側間隙」という）571Ｂを通り、吸気路70の下流側から吸気流路80へと流れる。
　鈍角側間隙571Ａと鋭角側間隙571Ｂの直下流部72（図示、黒色部）には強い負圧が生じるとともに、スロットル弁軸576を含むスロットル弁575の下流側範囲に広い負圧域73（図示、点ハッチング部）が発生する。

　図２７は、スロットル弁軸576に垂直で吸気路70の中心軸線Ｘに沿った断面視であり、図２６において、吸気流路80に仕切部81を設け、スロットル弁575を徐開位置としたときの吸気の流れを模式的に示すものである。
　すなわち、図２７に示されるように、スロットル弁575の下流側の吸気流路80を、吸気流れ方向Ｆに沿ってスロットル弁軸576と平行な面を有する仕切部81により、断面面積が大、小となる二つの流路80Ｂ、80Ａに仕切り、断面面積が大きい側の流路80Ｂを他端側半体577Ｂの下流側に、断面面積の小さい側の流路80Ａを一端側半体577Ａの下流側に配置すると、
スロットル弁575徐開時、あるいは内燃機関30の低負荷時に、スロットル弁575を通過し断面面積の大きい流路80Ｂに流れる吸気の勢いが衰えやすくなり、勢いを失った断面面積の大きい流路80Ｂに流れた吸気は、スロットル弁575の一端側半体577Ａと他端側半体577Ｂの各端部の直下流部72（図示、黒色部）に発生する負圧に誘引され、上流側に逆流する。
　そして、逆流した吸気は、断面面積の小さい流路80Ａ側の一端側半体577Ａの直下流部72に発生する負圧に誘引された後、スロットル弁575を通過した吸気とともに断面面積の小さい流路80Ａに流れ込み、流路80Ａを流れる吸気が増大する。

　したがって、断面面積の大きい流路80Ｂを主流路とし、断面面積の小さい流路80Ａをタンブル流路とする、すなわち、主流路80Ｂの断面面積をタンブル流路80Ａの断面面積より大きく設定することで、一旦主流路80Ｂに流れた吸気をタンブル流路80Ａに導くことができることを、本発明者らは見出した。
　したがって、主流路80Ｂの断面面積をタンブル流路80Ａの断面面積より大きく設定すれば、一旦主流路80Ｂに流れた吸気をタンブル流路80Ａに導くことができ、タンブル制御弁（ＴＣＶ）を設けることなく、燃焼室36内のタンブル渦流Ｔを強化することができるものとなる。また、内燃機関30の吸気構造の装置構成を簡素化でき、タンブル制御弁（ＴＣＶ）を設ける場合に比べ、部品点数が低減し、コストを削減できるものとなる。

　さらに本実施形態では、スロットル弁軸576に垂直で吸気路70の中心軸線Ｘに沿った断面視で、全閉時のスロットル弁575の一端側半体577Ａが下流側の吸気路70の内面70ａと鈍角α′をなして接し、スロットル弁575の他端側半体577Ｂが下流側の吸気路70の内面70ａと鋭角β′をなして接し、一端側半体577Ａの下流側に吸気流路80のタンブル流路80Ａが位置し、他端側半体577Ｂの下流側に吸気流路80の主流路80Ｂが位置している。
　そのように、全閉時のスロットル弁575の一端側半体577Ａが下流側の吸気路70の内面70ａと鈍角α′をなして接するように配置されたので、スロットル弁575の下流側において一端側半体577Ａが、主流路80Ｂからタンブル流路80Ａへ向けて傾斜しており、スロットル弁575徐開時等において、主流路80Ｂの逆流がタンブル流路80Ａ側に導かれ易くなるとともに、仕切部81を一端側半体577Ａに近接することができ、吸気流れ方向Ｆにおいて、一端側半体577Ａから仕切部81までの距離が、他端側半体577Ｂから仕切部81までの距離より小さい。そのため、一端側半体577Ａを通過した吸気がタンブル流路80Ａに流入し易く、タンブル流路80Ａに流入する吸気を多くすることができる。　

　図２７に示されるように、吸気路70と吸気流路80とは、スロットルボディ７の吸気路70の中心軸線Ｘと、スロットルボディ７の吸気路70より下流側の吸気流路80の中心軸線Ｘ′とを一致させて連続しており、本実施形態では吸気路70の中心軸線Ｘより図示下側の鈍角側間隙571Ａ側、すなわちスロットル弁75の一端側半体577Ａ側に位置させた仕切部81によって、吸気流路80を図示下側のタンブル流路80Ａと図示上側の主流路80Ｂとに仕切り、スロットル弁575徐開時の吸気流の分布を確認した。
　本実施形態では、吸気流路80は、スロットルボディ７の吸気路70と、スロットルボディ７の吸気路70より下流側の吸気流路80を備え、スロットルボディ７の吸気路70より下流側の吸気流路80は、インレットパイプ６とシリンダヘッド32の吸気ポート42が相当する。

　その結果、タンブル流路80Ａの断面面積Ａと主流路80Ｂの断面面積Ｂとの比Ａ：Ｂが２：８の時、スロットル弁575の上流側では吸気路70の中心軸線Ｘより図示上半を流れる吸気ｆＵの全吸気ｆＴに対する割合が５２％、中心軸線Ｘより図示下半を流れる吸気ｆＬの全吸気ｆＴに対する割合が４８％であったとき、開度１５％の徐開状態のスロットル弁575通過後は、鋭角側間隙571Ｂの下流側のタンブル流路80Ａを流れる吸気ｆＡの全吸気ｆＴに対する割合、タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）が、後述の６３％より十分大であることが確認され、タンブル流路80Ａに吸気を十分偏流させられることが判明した。
　なお、仕切部81をあまり上方に配置して上記比Ａ：Ｂを大きくし過ぎるか、あまり下方に配置して上記比Ａ：Ｂを小さくし過ぎると、タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）が低下することも判明した。

　すなわち、前述の従来のＴＣＶ（タンブル制御弁）を設けることなく、内燃機関30の低負荷時のスロットル弁575の徐開時に吸気を多くタンブル流路80Ａに導き、低負荷時の燃焼室36でのタンブル渦流Ｔを強化できることが分かった。
　また、スロットル弁575の前後の吸気流路80や吸気路70に特に障壁やガイドを設ける必要がないため、内燃機関30の高負荷時にはスロットル弁575の開度に応じて吸気を支障なく主流路80Ａとタンブル流路80Ｂとに導くことが可能である。　

　なお、図２５に示されるように、本実施形態では、タンブル流路80Ａが、湾曲した吸気流路80の湾曲内周側に設けられるとともに、主流路80Ｂが、湾曲した吸気流路80の湾曲外周側に設けられ、インレットパイプ６における主流路80Ｂの湾曲径方向の高さＨＢは、インレットパイプ６におけるタンブル流路80Ａの湾曲径方向の高さＨＡより大きく形成され、燃料噴射弁87が主流路80Ｂ側に配置されている。
　そのように、吸気流路80の湾曲外周側に主流路80Ｂを設けることにより、吸気流路80の湾曲外周側をタンブル流路80Ａにする場合に比べ、燃料噴射弁87と仕切部81との距離を大きくとることができ、燃料噴射弁87からの燃料に仕切部81が干渉し難くなっている。

　ここで、図２８に、本実施形態のスロットルボディ７のスロットル弁575前後の吸気路70と、それに連続する吸気流路80の形態を模式的に、仕切部81に直交し吸気流路80の中心軸線Ｘ′に沿った断面で示す。なお、吸気路70と吸気流路80は中心軸線Ｘ，Ｘ′を一致させて連続しており、仕切部81の吸気流路80幅方向の面とスロットル弁軸76とは平行であるので、図２８は、スロットル弁軸576に垂直で吸気路70の中心軸線Ｘに沿った断面を示すものでもある。図中、右に隣接して吸気流路80の断面を示し、左に隣接してスロットル弁575の位置での吸気路70の断面を示す。

　図２８に示されるように、スロットルボディ７の吸気路70のスロットル弁575の位置での径、すなわちスロットルボアＤより、スロットルボディ７の下流側に接続するインレットパイプ６の吸気流路80の径Ｄｐは大きく形成されている、
　また、インレットパイプ６の上流端６ａから下流側に向けて、径方向外側に漸次拡径するテーパ部６ｂが形成されている。
　径Ｄと径Ｄｐの差により、吸気流路中に仕切部が加えられることによる流路断面面積の変化を抑制することができる。
　また、上流端から下流側に向けて、径方向外側に漸次拡径するテーパ部６ｂにより、インレットパイプ６内の流路断面面積を大きくすることで、仕切部81が加えられることによる流路断面面積の変化を抑制することができる。
　本実施形態では、テーパ角度θｔは、３．５度が良好で、５度以下としているが、仕切部81の構造に合わせて適宜変更可能である。

　図２８中、Ａは、仕切部81の上流側端部81ａ近傍におけるタンブル流路80Ａの断面面積、Ｂは、仕切部81の上流側端部81ａ近傍における主流路80Ｂの断面面積、Ｓthは、スロットル弁75の位置の吸気路70におけるスロットルボア断面面積である。
　Ｈは、「仕切り高さ」であり、仕切部81の上流側端部81ａ近傍における吸気流路80の中心軸線Ｘ′から仕切部81のタンブル流路80Ａ側の面までの距離である。
　Ｌは、「仕切部奥行き」であり、スロットル弁軸576中心から仕切部81の上流側端部81ａの流路幅方向中心83（図６参照）までの、吸気流路80の中心軸線Ｘ′方向の距離である。なお、当該部の中心軸線Ｘ′が湾曲している場合は、湾曲に沿った距離を採る。
　Ｖは、スロットル弁75の開度（スロットル開度）を示し、全閉状態（０％）から全開状態（100％）までの、開いた割合（％）を示す。

　本発明者らはさらに、上述のようなスロットル弁575と仕切部81による、タンブル流路80Ａへの吸気の偏流が、どのような条件で好ましく達成できるかを解析した。
　すなわち、自動二輪車１の市街地走行の燃費測定モードでは、通常、内燃機関の低負荷時、スロットル弁の徐開時に相当するスロットル開度０～約３０％が用いられることから、その中間領域のスロットル開度１５％を代表開度として、スロットル開度１５％時の燃焼室36内のタンブル渦流Ｔが強化される条件を求めた。

　スロットル弁575を通過する吸気の全吸気をｆＴとし、タンブル流路80Ａを流れる吸気をｆＡとしたとき、一般に、全吸気ｆＴに対するタンブル流路80Ａを流れる吸気ｆＡの割合、タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）が上昇するに従い、燃焼室のタンブル渦流Ｔのタンブル比ＴＲ（タンブル渦流の回転速度の、クランク軸の回転速度に対する比）が向上するが、タンブル比ＴＲが１．２以上で、急速燃焼が得られ、燃費効果が現れる。
　本発明者らは、タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）が６３％以上で、タンブル比ＴＲが１．２以上となり、急速燃焼し、燃費効果を図ることができることを踏まえ、タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）＝６３％以上を目標値として、多用されるスロットルボアＤが２４φ（直径２４ｍｍ）、４８φ（直径４８ｍｍ）、８０φ（直径８０ｍｍ）についてＣＦＤ（computational fluid dynamics: 数値流体力学）解析を行い、以下に述べるように、好ましいＬ／Ｄ、Ｈ／Ｄ、Ａ／Ｓth、Ａ／（Ａ＋Ｂ）の範囲を見出した。

　図２９は、タンブル流路80Ａの断面面積Ａと主流路80Ｂの断面面積Ｂとの比Ａ：Ｂが２：８で、スロットル開度１５％における、スロットルボアＤが２４φ、４８φ、８０φの場合の、「Ｌ／Ｄ：仕切部奥行き位置」に対する「タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）」の関係の解析結果のグラフを示す。
　「Ｌ」、「Ｄ」、「ｆＡ」、「ｆＴ」は、図２８に示し、上述したものである。
　図示されるように、スロットルボアＤ８０φの線が、「Ｌ／Ｄ：仕切部奥行き位置」の１．６９を上限値として、最小値０．０との間の範囲全域において、「タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）」が目標値６３％を超えることを示しており、その範囲において好ましくタンブル渦流Ｔが強化される。
　スロットルボアＤ４８φの線は、最小値０．０～「Ｌ／Ｄ」の上限値１．８０の範囲において、
　スロットルボアＤ２４φの線は、最小値０．０～「Ｌ／Ｄ」の上限値２．１７の範囲において、全域で「タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）」が目標値６３％を超え、その範囲において、タンブル渦流Ｔがより好ましく強化される。

　図３０は、図２９から導かれた、「Ｌ／Ｄ：仕切部奥行き位置」の、スロットルボアＤ(ｍｍ)に対応した、タンブル渦流強化成立範囲を示すグラフである。
　図３０に示すように、横軸にスロットルボアＤ（単位：ｍｍ）を取り、縦軸に「Ｌ／Ｄ：仕切部奥行き位置」を取って、上記のスロットルボアＤ２４φ、４８φ、８０φ毎の、（Ｌ／Ｄ）の上限値(Ｌ／Ｄ)maxをプロットした。
　その上で、上限値(Ｌ／Ｄ)maxの３点から、スロットルボアＤ(単位：ｍｍ)に対応して、（Ｌ／Ｄ）の上限値(Ｌ／Ｄ)maxを算出する「式１７」を、下記のように割り出した。
　(Ｌ／Ｄ)max＝０．０００２Ｄ ^２－０．０３０８Ｄ＋２．７８　…………（式１７）

　したがって、一般的に、スロットルボアＤ(単位：ｍｍ)に対応して、「タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）」が目標値６３％を超え、タンブル渦流Ｔがより好ましく強化されるために採るべき「Ｌ／Ｄ：仕切部奥行き位置」の範囲を「タンブル渦流強化成立範囲」とすると、
タンブル渦流強化成立範囲を示す上限値(Ｌ／Ｄ)maxが、式１７から得られる。
　(Ｌ／Ｄ)の下限値は、流体力学的には最小値０．０となる。
　すなわち、スロットルボアＤ(単位：ｍｍ)に対応して、「Ｌ／Ｄ：仕切部奥行き位置」を、式１７で算出される上限値(Ｈ／Ｄ)maxと、最小値０．０との間の範囲内に設定することにより、タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）が増大し、好ましくタンブル渦流Ｔが強化される。
　また、スロットルボアＤ(ｍｍ)は、製造上の下限値Ｄminがあり、その場合、上記タンブル渦流強化成立範囲は、Ｄmin以上において求められる。

　なお、「仕切部奥行きＬ」はスロットル弁575等の構造的制約で、０．０とは成り得ず、構造的制約による下限値Ｌminを採る場合がある。この場合、（Ｌ／Ｄ）も最小値０．０を取ることができない。
　仮に、スロットルボアＤに関わらず、Ｌmin＝６ｍｍとした場合、構造的制約による「Ｌ／Ｄ」の下限値(Ｌ／Ｄ)minは、（Ｌmin／Ｄ）＝６／Ｄとなり、スロットルボアＤ８０φで０．０８、スロットルボアＤ４８φで０．１３、スロットルボアＤ２４φで０．２５、となる。
　しかし、構造的制約による「Ｌ／Ｄ」の下限値は、流体力学的な下限値ではなく、構造上の条件によって変化する設計上の値である。つまり、「Ｌ／Ｄ」の下限値は、スロットル弁75の弁体77が回動する際に、弁体77が仕切部81に干渉しない範囲の内「Ｌ／Ｄ」が最小となる値のことである。

　以上のように、スロットルボディ７の吸気路70のスロットル弁575の位置での径をスロットルボアＤ、仕切部81の上流側端部81ａの流路幅方向中心83からスロットル弁軸576の中心までの吸気流路80の中心軸線Ｘ′方向の距離をＬとした時に、主流路80Ｂの断面面積Ｂが、タンブル流路80Ａの断面面積Ａより大きく形成されて、スロットル弁575徐開時、あるいは内燃機関30の低負荷時に、スロットル弁575を通過し主流路80Ｂに流れる吸気が上流側に逆流し、タンブル流路80Ａに吸気が流入するように仕切部奥行き位置Ｌ／Ｄが設定されている。

　そのため、スロットル弁575徐開時、あるいは内燃機関30の低負荷時に、スロットル弁575を通過し主流路80Ｂに流れる吸気の勢いが衰えやすくなり、勢いを失った主流路80Ｂに流れた吸気は、スロットル弁575の直下流部72に発生する負圧に誘引され、上流側に逆流する。
　そして、断面面積の大きい主流路80Ｂを逆流した吸気は、タンブル流路80Ａ側の直下流部72に発生する負圧に誘引された後、スロットル弁575を通過した吸気とともにタンブル流路80Ａに流れ込み、タンブル流路80Ａを流れる吸気が増大する。　

　図３１は、上記のように、スロットル弁575徐開時、あるいは内燃機関30の低負荷時に、スロットル弁575を通過し主流路80Ｂに流れる吸気が上流側に逆流し、タンブル流路80Ａに吸気が流入するように仕切部奥行き位置Ｌ／Ｄが設定されて、スロットル開度１５％における、スロットルボアＤが２４φ、４８φ、８０φの場合の、「Ｈ／Ｄ：仕切部高さ位置」に対する「タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）」の関係の解析結果のグラフを示す。
　「Ｈ」、「Ｄ」、「ｆＡ」、「ｆＴ」は、図２８に示し、上述したものである。
　図示されるように、スロットルボアＤ８０φの線が、（Ｈ／Ｄ）の０．０６８を下限値とし、０．３６５を上限値として、その間の範囲全域において、「タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）」が目標値６３％を超えることを示しており、その範囲において好ましくタンブル渦流Ｔが強化される。
　スロットルボアＤ４８φの線は、（Ｈ／Ｄ）の下限値０．０５０～上限値０．３６１の範囲において、
　スロットルボアＤ２４φの線は、（Ｈ／Ｄ）の下限値０．０３６～上限値０．３５３の範囲において、全域で「タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）」が目標値６３％を超え、その範囲において、タンブル渦流Ｔがより好ましく強化される。　

　図３２は、図３１から導かれた、「Ｈ／Ｄ：仕切部高さ位置」の、スロットルボアＤ(ｍｍ)に対応した、タンブル渦流強化成立範囲を示すグラフである。
　図３２に示すように、横軸にスロットルボアＤ（単位：ｍｍ）を取り、縦軸に「Ｈ／Ｄ：仕切部高さ位置」を取って、上記のスロットルボアＤ２４φ、４８φ、８０φ毎の、（Ｈ／Ｄ）の上限値(Ｈ／Ｄ)maxと下限値(Ｈ／Ｄ)minをプロットした。
　その上で、上限値(Ｈ／Ｄ)maxの３点から、スロットルボアＤ(単位：ｍｍ)に対応して、仕切部高さ位置：Ｈ／Ｄの上限値(Ｈ／Ｄ)maxを算出する「式１１」を、下記のように割り出した。
　(Ｈ／Ｄ)max＝－０．０００００４Ｄ ^２＋０．０００６Ｄ＋０．３４　……（式１１）

　同様にして、下限値(Ｈ／Ｄ)minの３点から、スロットルボアＤ(単位：ｍｍ)に対応して、仕切部高さ位置：Ｈ／Ｄの下限値(Ｈ／Ｄ)minを算出する「式１２」を、下記のように割り出した。
　(Ｈ／Ｄ)min＝－０．００００００４Ｄ ^２＋０．０００６Ｄ＋０．０２　…（式１２）

　したがって、一般的に、スロットルボアＤ(単位：ｍｍ)に対応して、「タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）」が目標値６３％を超え、タンブル渦流Ｔがより好ましく強化されるために採るべき「Ｈ／Ｄ：仕切部高さ位置」の範囲を「タンブル渦流強化成立範囲」とすると、タンブル渦流強化成立範囲を示す上限値(Ｈ／Ｄ)maxと下限値(Ｈ／Ｄ)minが、式１１、式１２から得られる。
　すなわち、スロットルボアＤ(単位：ｍｍ)に対応して、「Ｈ／Ｄ：仕切部高さ位置」を、式１１、式１２で算出される上限値(Ｈ／Ｄ)maxと、下限値(Ｈ／Ｄ)minとの間の範囲内に設定することにより、タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）が増大し、好ましくタンブル渦流Ｔが強化される。
　なお、スロットルボアＤ(ｍｍ)は、製造上の下限値Ｄminがあり、その場合、上記タンブル渦流強化成立範囲は、Ｄmin以上において求められる。
　また、スロットルボアが楕円形状あるいは長円形状の場合は、スロットル弁軸576の中心を通り、スロットル弁軸576に垂直で吸気路70の上下の内面70ａに直交する、上下の内面70ａ間の距離をスロットルボアＤ(単位：ｍｍ)とする。

　図３３は、上記のように、スロットル弁575徐開時、あるいは内燃機関30の低負荷時に、スロットル弁575を通過し主流路80Ｂに流れる吸気が上流側に逆流し、タンブル流路80Ａに吸気が流入するように仕切部奥行き位置Ｌ／Ｄが設定されて、スロットル開度１５％における、スロットルボアＤが２４φ、４８φ、８０φの場合の、「Ａ／Ｓth：スロットルボア断面面積に対するタンブル流路断面面積の比率（％）」に対する「タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）」の関係の解析結果のグラフを示す。
　「Ａ」、「Ｓth」、「ｆＡ」、「ｆＴ」は、図２８に示し、上述したものである。
　図示されるように、スロットルボアＤ８０φの線が、「Ａ／Ｓth」の８．５％を下限値として、４３．７％を上限値として、その間の範囲全域において、「タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）」が目標値６３％を超えることを示しており、その範囲において好ましくタンブル渦流Ｔが強化される。
　スロットルボアＤ４８φの線は、（Ａ／Ｓth）の下限値９．０％～上限値４５．９％の範囲において、
　スロットルボアＤ２４φの線は、（Ａ／Ｓth）の下限値１０．０％～上限値４６．２％の範囲において、全域で「タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）」が目標値６３％を超え、その範囲におい、タンブル渦流Ｔがより好ましく強化される。

　図３４は、図３３から導かれた、「Ａ／Ｓth：スロットルボア断面面積に対するタンブル流路断面面積の比率(％)」の、スロットルボアＤ(ｍｍ)に対応した、タンブル渦流強化成立範囲を示すグラフである。
　図３４に示すように、横軸にスロットルボアＤ（単位：ｍｍ）を取り、縦軸に「Ａ／Ｓth：スロットルボア断面面積に対するタンブル流路断面面積の比率(％)」を取って、上記のスロットルボアＤ２４φ、４８φ、８０φ毎の、（Ａ／Ｓth）の上限値(Ａ／Ｓth)maxと下限値(Ａ／Ｓth)minをプロットした。
　その上で、上限値(Ａ／Ｓth)maxの３点から、スロットルボアＤ(単位：ｍｍ)に対応して、（Ａ／Ｓth）の上限値(Ａ／Ｓth)maxを算出する「式１３」を、下記のように割り出した。
　(Ａ／Ｓth)max＝－０．００１Ｄ ^２＋０．０６Ｄ＋４５．３４　………（式１３）

　同様にして、下限値(Ａ／Ｓth)minの３点から、スロットルボアＤ(単位：ｍｍ)に対応して、（Ａ／Ｓth）の下限値(Ａ／Ｓth)minを算出する「式１４」を、下記のように割り出した。
　(Ａ／Ｓth)min＝０．０００５Ｄ ^２－０．０８Ｄ＋１１．５４　………（式１４）

　したがって、一般的に、スロットルボアＤ(単位：ｍｍ)に対応して、「タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）」が目標値６３％を超え、タンブル渦流Ｔがより好ましく強化されるために採るべき「Ａ／Ｓth：スロットルボア断面面積に対するタンブル流路断面面積の比率(％)」の範囲を「タンブル渦流強化成立範囲」とすると、タンブル渦流強化成立範囲を示す上限値(Ａ／Ｓth)maxと下限値(Ａ／Ｓth)minが、式１３、式１４から得られる。
　すなわち、スロットルボアＤ(単位：ｍｍ)に対応して、「Ａ／Ｓth：スロットルボア断面面積に対するタンブル流路断面面積の比率(％)」を、式１３、式１４で算出される上限値(Ａ／Ｓth)maxと、下限値(Ａ／Ｓth)minとの間の範囲内に設定することにより、タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）が増大し、好ましくタンブル渦流Ｔが強化される。
　なお、スロットルボアＤ(ｍｍ)は、製造上の下限値Ｄminがあり、その場合、上記タンブル渦流強化成立範囲は、Ｄmin以上において求められる。

　図３５は、上記のように、スロットル弁575徐開時、あるいは内燃機関30の低負荷時に、スロットル弁575を通過し主流路80Ｂに流れる吸気が上流側に逆流し、タンブル流路80Ａに吸気が流入するように仕切部奥行き位置Ｌ／Ｄが設定されて、スロットル開度１５％における、スロットルボアＤが２４φ、４８φ、８０φの場合の、「Ａ／(Ａ＋Ｂ)：全流路断面面積に対するタンブル流路断面面積の比率（％）」に対する「タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）」の関係の解析結果のグラフを示す。
　「Ａ」、「Ｂ」、「ｆＡ」、「ｆＴ」は、図２８に示し、上述したものである。
　図示されるように、スロットルボアＤ８０φの線が、「Ａ／(Ａ＋Ｂ)」の７．９％を下限値として、４４．７％を上限値として、その間の範囲全域において、「タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）」が目標値６３％を超えることを示しており、その範囲において好ましくタンブル渦流Ｔが強化される。
　スロットルボアＤ４８φの線は、「Ａ／(Ａ＋Ｂ)」の下限値８．５％～上限値４５．３％の範囲において、
　スロットルボアＤ２４φの線は、「Ａ／(Ａ＋Ｂ)」の下限値１０％～上限値４９％の範囲において、全域で「タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）」が目標値６３％を超え、その範囲において、タンブル渦流Ｔがより好ましく強化される。

　図３６は、図３５から導かれた、「Ａ／(Ａ＋Ｂ)：全流路断面面積に対するタンブル流路断面面積の比率（％）」の、スロットルボアＤ(ｍｍ)に対応した、タンブル渦流強化成立範囲を示すグラフである。
　図３６に示すように、横軸にスロットルボアＤ（単位：ｍｍ）を取り、縦軸に「Ａ／(Ａ＋Ｂ)：全流路断面面積に対するタンブル流路断面面積の比率（％）」を取って、上記のスロットルボアＤ２４φ、４８φ、８０φ毎の、（Ａ／(Ａ＋Ｂ)）の上限値(Ａ／(Ａ＋Ｂ))maxと下限値(Ａ／(Ａ＋Ｂ))minをプロットした。
　その上で、上限値(Ａ／(Ａ＋Ｂ))maxの３点から、スロットルボアＤ(単位：ｍｍ)に対応して、（Ａ／(Ａ＋Ｂ)）の上限値(Ａ／(Ａ＋Ｂ))maxを算出する「式１５」を、下記のように割り出した。
　(Ａ／(Ａ＋Ｂ))max＝０．００２４Ｄ ^２－０．３２８３Ｄ＋５５．４８　…（式１５）

　同様にして、下限値(Ａ／(Ａ＋Ｂ))minの３点から、スロットルボアＤ(単位：ｍｍ)に対応して、（Ａ／(Ａ＋Ｂ)）の下限値(Ａ／(Ａ＋Ｂ))minを算出する「式１６」を、下記のように割り出した。
　(Ａ／(Ａ＋Ｂ))min＝０．０００８Ｄ ^２－０．１１８７Ｄ＋１２．４　……（式１６）

　したがって、一般的に、スロットルボアＤ(単位：ｍｍ)に対応して、「タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）」が目標値６３％を超え、タンブル渦流Ｔがより好ましく強化されるために採るべき「Ａ／(Ａ＋Ｂ)：全流路断面面積に対するタンブル流路断面面積の比率（％）」の範囲を「タンブル渦流強化成立範囲」とすると、タンブル渦流強化成立範囲を示す上限値(Ａ／(Ａ＋Ｂ))maxと下限値(Ａ／(Ａ＋Ｂ))minが、式１５、式１６から得られる。
　すなわち、スロットルボアＤ(単位：ｍｍ)に対応して、「Ａ／(Ａ＋Ｂ)：全流路断面面積に対するタンブル流路断面面積の比率（％）」を、式１５、式１６で算出される上限値(Ａ／(Ａ＋Ｂ))maxと、下限値(Ａ／(Ａ＋Ｂ))minとの間の範囲内に設定することにより、タンブル流路流量比率（ｆＡ／ｆＴ）が増大し、好ましくタンブル渦流Ｔが強化される。
　なお、スロットルボアＤ(ｍｍ)は、製造上の下限値Ｄminがあり、その場合、上記タンブル渦流強化成立範囲は、Ｄmin以上において求められる。　

　以上、本発明の実施形態２に係る内燃機関の吸気構造が、スイングユニットをなすパワーユニット３に適用された場合を、実施例２Ａとして説明したが、本発明の実施形態２に係る内燃機関の吸気構造は、そのようなシリンダ軸線Ｃが略水平に近く前傾したパワーユニット３のみに適用を限定されるものではなく、他の様式のパワーユニットにも適用されるものである。
　例えば、図３７に示されるようなシリンダ軸線Ｃの立ち上がった内燃機関、所謂縦型の内燃機関630を備えた車載用のパワーユニット603においても本発明に係る内燃機関の吸気構造は同様な効果を奏して適用される。
　それを、実施例２Ｂとして以下説明する。

　図３７に一部断面とする右側面が示される実施例２Ｂのパワーユニット603は、図３７に図示される姿勢で自動二輪車の車体フレームに固定搭載されるが、パワーユニットケース650前部に、シリンダブロック31、シリンダヘッド32、シリンダヘッドカバー33が、順次積み重ねるように上方に向けてやや前傾して締結され、車幅方向にクランク軸51を配向した内燃機関630が構成されている。
　本実施形態２においては、内燃機関630はＳＯＨＣ型式の２バルブシステムを採用している。
　パワーユニットケース650の後部には、クランク軸51と平行なメイン軸658ａ、カウンタ軸658ｂを有するギヤ変速装置658が備えられ、カウンタ軸658ｂが出力軸となっている。

　シリンダヘッド32の前方に排気ポート43が開口して図示しない排気管に接続し、後方には吸気ポート42が開口し、後方に向けて、すなわち吸気の流れの上流側に向けてインレットパイプ６、スロットルボディ７、コネクティングチューブ85が順次接続し、さらに図示しないエアクリーナ装置に接続している。

　スロットルボディ７には実施例２Ａと同様のスロットル弁575が設けられる。燃料噴射弁87は実施例２Ａと同様に、インレットパイプ６の主流路80Ａ側に設けられている。
　インレットパイプ６、吸気ポート42内の吸気流路80には、実施例２Ａと同様に仕切部81が設けられ、スロットル弁575の下端側弁体が、一端側半体577Ａであり、一端側半体577Ａの下流側にタンブル流路80Ａが位置している。すなわちタンブル流路80Ａは、吸気流路80の下側に配置されている。
　したがって、実施例２Ｂにおいても図３７に図示のように、実施例２Ａと同様の本発明の内燃機関の吸気構造が備えられ、同様の作用効果を奏することができる。

　図３８に示されるものも、シリンダ軸線Ｃの立ち上がった内燃機関、所謂縦型の内燃機関730を備えた車載用のパワーユニット703であり、本発明に係る内燃機関の吸気構造は同様な効果を奏して適用される。
　それを、実施例２Ｃとして以下説明する。

　図３８に一部断面とする左側面が示される実施例２Ｃのパワーユニット703は、図３８に図示される姿勢で自動二輪車の車体フレームに固定搭載されるが、パワーユニットケース750前部にシリンダブロック31が設けられ、それにシリンダヘッド32、シリンダヘッドカバー33が、順次積み重ねるように上方に向けてやや前傾して締結され、車幅方向にクランク軸51を配向した内燃機関730が構成されている。
　実施例２Ｃにおいて内燃機関730は、ＷＯＨＣ型式である。
　パワーユニットケース750の後部には、クランク軸51と平行なメイン軸758ａ、カウンタ軸758ｂを有するギヤ変速装置758が備えられ、カウンタ軸758ｂが出力軸となっている。

　シリンダヘッド32の前方に排気ポート43が開口して図示しない排気管に接続し、後方上方に向けて突出した吸気ポート42が開口し、吸気の流れの上流側に向けスロットルボディ７、図示しないエアクリーナ装置が接続している。
　突出した吸気ポート42内の吸気流路80は吸気流れ方向Ｆに沿って仕切部81で仕切られ、主流路80Ｂは下側に、タンブル流路80Ａは上側に配置されている。

　スロットルボディ７には実施例２Ａと同様のスロットル弁575が設けられる。燃料噴射弁87はスロットルボディ７に設けられるが、実施例２Ａと同様に、主流路80Ｂ側に設けられている。
　実施例２Ｃでは、スロットル弁575の上端側弁体が一端側半体577Ａであり、一端側半体577Ａの下流側にタンブル流路80Ａが位置している。
　したがって、実施例２Ｃにおいても図３８に図示のように、実施例２Ａと同様の本発明の内燃機関の吸気構造が備えられ、同様の作用効果を奏することができる。

　図３９に示されるものも、シリンダ軸線Ｃの立ち上がった内燃機関、所謂縦型の内燃機関830を備えた車載用のパワーユニット803であり、本発明に係る内燃機関の吸気構造は同様な効果を奏して適用される。
　それを、実施例２Ｄとして以下説明する。

　図３９に一部断面とする左側面が示される実施例２Ｄのパワーユニット803は、図３９に図示される姿勢で自動二輪車の車体フレームに固定搭載されるが、パワーユニットケース850前部に、シリンダブロック31、シリンダヘッド32、シリンダヘッドカバー33が、順次積み重ねるように上方に向けてやや前傾して締結され、車幅方向にクランク軸51を配向した内燃機関830が構成されている。
　実施例２Ｄにおいて内燃機関830は、ＷＯＨＣ型式である。
　パワーユニットケース850の後部には、クランク軸51と平行なメイン軸858ａ、カウンタ軸858ｂを有するギヤ変速装置858が備えられ、カウンタ軸858ｂが出力軸となっている。

　シリンダヘッド32の前方に排気ポート43が開口して図示しない排気管に接続し、後方に向けて突出した吸気ポート42が開口し、吸気の流れの上流側に向けスロットルボディ７、図示しないエアクリーナ装置に接続している。
　突出した吸気ポート42内の吸気流路80は吸気流れ方向Ｆに沿って仕切部81で仕切られ、タンブル流路80Ａが下側に、主流路80Ｂが上側に配置されている。

　スロットルボディ７には実施例２Ａと同様のスロットル弁575が設けられる。燃料噴射弁87はスロットルボディ７に設けられるが、実施例２Ａと同様に、主流路80Ｂ側に設けられている。
　実施例２Ｄでは、スロットル弁575の下端側弁体が一端側半体577Ａであり、一端側半体577Ａの下流側にタンブル流路80Ａが位置している。
　したがって、実施例２Ｄにおいても図３９に図示のように、実施例２Ａと同様の本発明の内燃機関の吸気構造が備えられ、同様の作用効果を奏することができる。

　以上の実施形態２の多様な実施例に見られるように、タンブル流路80Ａは吸気流路80において上下いずれの側に設置されても本発明は構成され得る。それに合わせてスロットル弁575の開弁回動方向、閉弁回動方向が設定される。
　また、インレットパイプ６を設けることなく吸気ポート42内にのみ仕切部81が設けられるものにも本発明は構成され得、燃料噴射弁87はそれによって適宜位置に設けられる。

　以上、本発明の実施形態１および実施形態２の実施例につき説明したが、本発明は上述の実施形態に限定されるものではなく、その要旨を逸脱しない範囲で種々の設計変更が可能であり、本発明の要旨の範囲で、車両、内燃機関等が、多様な態様で実施されるものを含むことは勿論である。
　なお、説明の便宜上、図示の実施例の左右配置のものについて説明したが、左右配置の異なるものであっても、発明の要旨の範囲であれば本発明に含まれる。

　１…自動二輪車、３,103,203,303,603,703,803…パワーユニット、６…インレットパイプ、６ａ…上流端、６ｂ…テーパ部、７…スロットルボディ、30,130,230,330,630,730,830…内燃機関、31…シリンダブロック、31ａ…シリンダボア、32…シリンダヘッド、32ａ…燃焼室天井面、34…ピストン、34ａ…頂面、36…燃焼室、40…吸気弁口、42…吸気ポート、42ａ…湾曲外壁部、46…吸気弁、46ａ…傘部、48…弁ばね、50,150,250,350,650,750,850…パワーユニットケース、50Ｌ…左ケース半体、50ａ…クランクケース部、51…クランク軸、61…インシュレ－タ、70…吸気路、70ａ…内面、71Ａ,571Ｂ…鋭角側間隙、71Ｂ,571Ａ…鈍角側間隙、72…直下流部、73…負圧域、75,575…スロットル弁、76,576…スロットル弁軸、77,577…弁体、77Ａ,577Ａ…一端側半体、77Ａa…周縁、77Ｂ,577Ｂ…他端側半体、77Ｂa…周縁、80…吸気流路、80Ａ…タンブル流路、80Ａｂ…終端、80Ｂ…主流路、81…仕切部、81ａ…上流側端部、81ｂ…下流側端部、82…切欠き凹部、83…流路幅方向中心、87…燃料噴射弁、Ｃ…シリンダ軸線、Ｆ…吸気の流れ方向、Ｔ…タンブル渦流、Ｘ…（吸気路70の）中心軸線、Ｘ′…（吸気流路80の）中心軸線、α…当接角（鋭角）、α′…当接角（鈍角）、β…当接角（鈍角）、β′…当接角（鋭角）、θｔ…テーパ角度、Ａ…タンブル流路80Ａの断面面積、Ｂ…主流路80Ｂの断面面積、Ｓth…スロットルボア断面面積、Ｄ…スロットルボア、Ｄｐ…吸気流路80の径、Ｈ…仕切り高さ、Ｌ…仕切部奥行き、Ｈ／Ｄ…仕切部高さ位置、Ａ／Ｓth…スロットルボア断面面積に対するタンブル流路断面面積の比率（％）、Ａ／（Ａ＋Ｂ）…全流路断面面積に対するタンブル流路断面面積の比率（％）、Ｌ／Ｄ：仕切部奥行き位置、Ｖ…スロットル弁75の開度（スロットル開度）、ｆＴ…全吸気、ｆＡ…タンブル流路80Ａを流れる吸気、ＨＡ…タンブル流路80Ａの湾曲径方向の高さ、ＨＢ…主流路80Ｂの湾曲径方向の高さ