Eficiencia termofotovoltaica del 40% - Aditivo de carbono Co., Ltd de Hubei

Nature volumen 604, páginas 287–291 (2022)Cite este artículo

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Thermophotovoltaics (TPVs) convert predominantly infrared wavelength light to electricity via the photovoltaic effect, and can enable approaches to energy storage1,2 and conversion3,4,5,6,7,8,9 that use higher temperature heat sources than the turbines that are ubiquitous in electricity production today. Since the first demonstration of 29% efficient TPVs (Fig. 1a) using an integrated back surface reflector and a tungsten emitter at 2,000 °C (ref. 10), TPV fabrication and performance have improved11,12. However, despite predictions that TPV efficiencies can exceed 50% (refs. 11,13,30% thermophotovoltaic conversion efficiency. In 2020 47th IEEE Photovoltaic Specialists Conference (PVSC) 1792–1795 (IEEE, 2020)." href="/articles/s41586-022-04473-y#ref-CR14" id="ref-link-section-d31682220e541">14), the demonstrated efficiencies are still only as high as 32%, albeit at much lower temperatures below 1,300 °C (refs. 13,30% thermophotovoltaic conversion efficiency. In 2020 47th IEEE Photovoltaic Specialists Conference (PVSC) 1792–1795 (IEEE, 2020)." href="#ref-CR14" id="ref-link-section-d31682220e545_1"> 14,15). Aquí informamos la fabricación y medición de células TPV con eficiencias de más del 40% y demostramos experimentalmente la eficiencia de células TPV en tándem de banda prohibida alta. Las celdas TPV son dispositivos de dos uniones que comprenden materiales III-V con bandas prohibidas entre 1,0 y 1,4 eV que están optimizados para temperaturas de emisor de 1900 a 2400 °C. Las celdas explotan el concepto de filtrado espectral de borde de banda para obtener una alta eficiencia, utilizando reflectores de superficie posterior altamente reflectantes para rechazar la radiación sub-banda prohibida inutilizable de regreso al emisor. Un dispositivo de 1,4/1,2 eV alcanzó una eficiencia máxima de (41,1 ± 1)% funcionando a una densidad de potencia de 2,39 W cm–2 y una temperatura del emisor de 2400 °C. Un dispositivo de 1,2/1,0 eV alcanzó una eficiencia máxima de (39,3 ± 1)% operando a una densidad de potencia de 1,8 W cm–2 y una temperatura del emisor de 2127 °C. Estas células se pueden integrar en un sistema TPV para el almacenamiento de energía térmica en la red para permitir energía renovable gestionable. Esto crea un camino para que el almacenamiento de energía térmica en la red alcance una eficiencia suficientemente alta y un costo suficientemente bajo para permitir la descarbonización de la red eléctrica.

Aquí informamos mediciones de eficiencia de TPV de más del 40%, determinadas mediante la medición simultánea de la producción de energía eléctrica y la disipación de calor del dispositivo mediante calorimetría. Esta demostración experimental récord de la eficiencia de TPV fue posible gracias a (1) el uso de materiales de banda prohibida más alta en combinación con temperaturas de emisor entre 1900 y 2400 °C, (2) arquitecturas multiunión de alto rendimiento con sintonizabilidad de banda prohibida habilitada por metamórficos de alta calidad. epitaxia16 y (3) la integración de un reflector de superficie posterior (BSR) altamente reflectante para el filtrado de borde de banda11,13.

Las celdas son dispositivos en tándem de 1,4/1,2 eV y 1,2/1,0 eV optimizados para el rango de temperatura del emisor de 1900 a 2400 °C (Fig. 1) para la aplicación de almacenamiento de energía térmica en la red (TEGS)1,17. TEGS es una tecnología de almacenamiento de energía de bajo costo a escala de red que utiliza TPV para convertir el calor en electricidad por encima de 2000 °C, un régimen inaccesible para las turbinas. Es una batería que toma electricidad, la convierte en calor a alta temperatura, almacena el calor y luego lo vuelve a convertir en electricidad mediante TPV según demanda. Aunque TEGS se concibió inicialmente con un medio de almacenamiento de silicio fundido18, un medio de almacenamiento de grafito tiene un costo aún menor (0,5 dólares estadounidenses por kg), y el costo de capital proyectado por unidad de energía (CPE) es inferior a 10 dólares estadounidenses por kWh (ref. 19). . Este costo es tan bajo que permitiría a TEGS cumplir con los objetivos de costos propuestos (

a, History of some TPV efficiencies12 with different cell materials: Ge39,40 (dark grey), Si10 (yellow), GaSb3 (light grey), InGaAs13,15,41,42,43 (dark blue), InGaAsSb44 (light blue) and GaAs30% thermophotovoltaic conversion efficiency. In 2020 47th IEEE Photovoltaic Specialists Conference (PVSC) 1792–1795 (IEEE, 2020)." href="/articles/s41586-022-04473-y#ref-CR14" id="ref-link-section-d31682220e687"> 14 (naranja). La línea negra muestra la eficiencia térmica promedio de la generación de energía en los Estados Unidos utilizando una turbina de vapor (carbón y nuclear)36,37. Antes del año 2000, las eficiencias de las turbinas mostradas también incluyen el gas natural. b, La energía que incide sobre los TPV (${P}_{{\rm{inc}}}$) se puede convertir en electricidad (${P}_{{\rm{out}}}\ )), reflejado de regreso al emisor (\({P}_{{\rm{ref}}}$) o termalizado debido a ineficiencias en la celda y el reflector posterior (${Q}_{{\rm{ C}}}$). c, d, Los tándems de 1,2/1,0 eV (c) y 1,4/1,2 eV (d) que se fabricaron y caracterizaron en este trabajo, y una forma del espectro representativa a la temperatura promedio del emisor (cuerpo negro de 2150 °C) que indica las bandas espectrales. que se puede convertir en electricidad mediante la unión superior e inferior de una celda TPV. Un espejo dorado en la parte posterior de la celda refleja aproximadamente el 93% de los fotones de banda prohibida que se encuentran debajo, lo que permite reciclar esta energía. TJ representa el cruce del túnel.

La eficiencia de una celda TPV se define de manera diferente a la de una celda solar porque, a diferencia de una celda solar, un sistema TPV puede preservar y luego convertir la energía en fotones de subbanda prohibida. Esto se debe a que, en los contextos en los que se prevé el uso de TPV, la celda de TPV tiene un alto factor de visión del emisor. Esto significa que los fotones de subbanda prohibida pueden reflejarse de regreso al emisor mediante la celda TPV (Fig. 1b), que es diferente de una celda solar y del sol. Al reflejar fotones no convertidos, la energía de la luz de subbanda prohibida se conserva mediante la reabsorción por parte del emisor. La luz reflejada y posteriormente reabsorbida ayuda a mantener caliente el emisor, minimizando así el aporte de energía necesario para calentarlo. Como resultado, la eficiencia de una celda TPV está dada por

En la ecuación (1),$\,{P}_{{\rm{out}}}\,$es la energía eléctrica generada por la celda TPV (es decir, ${P}_{{\rm {out}}}={V}_{{\rm{oc}}}{I}_{{\rm{sc}}}{\rm{FF}}$), donde ${V}_ {{\rm{oc}}}$ es el voltaje del circuito abierto, ${I}_{{\rm{sc}}}$ es la corriente de cortocircuito y ${\rm{FF}} $ es el factor de relleno de la curva corriente-voltaje (IV). El calor total absorbido y generado en la celda se denota por ${Q}_{{\rm{c}}}$, que se compone del calor generado por la absorción parásita en el semiconductor o reflector metálico, las pérdidas por termalización debido al exceso de energía de los fotones incidentes, pérdidas de calentamiento Joule debido al flujo de corriente y pérdidas por recombinación no radiativa. La energía neta recibida por la celda es equivalente a ${P}_{{\rm{out}}}+{Q}_{{\rm{c}}}$ y también se puede expresar como ${ P}_{{\rm{inc}}}-{P}_{{\rm{ref}}}$, donde ${P}_{{\rm{inc}}}$ es el incidente energía y ${P}_{{\rm{ref}}}$ es la energía reflejada. Según la ecuación (1), para aumentar la eficiencia del TPV, se debe aumentar la potencia de salida ${P}_{{\rm{out}}}$ y/o reducir la cantidad de calor absorbido y generado en la celda ( ${Q}_{{\rm{c}}}$). La eficiencia, ${\eta }_{{\rm{TPV}}}$, es la métrica que utilizamos aquí porque es la métrica convencional y generalizable utilizada para describir el rendimiento de un par célula-emisor independiente de otros. características a nivel de sistema12. La eficiencia de un sistema completo que involucra TPV puede ser menor que ${\eta }_{{\rm{TPV}}}$ debido a pérdidas específicas del sistema. Sin embargo, estas pérdidas a nivel del sistema pueden llegar a ser insignificantes en el caso de TEGS o de un sistema de generación de electricidad basado en combustión a gran escala1,24 (Métodos y datos ampliados, figura 1).

Las altas temperaturas del emisor objetivo aquí para TEGS y otras aplicaciones permiten que se utilicen celdas de banda prohibida más alta de al menos 1,0 eV en lugar de las celdas de banda prohibida baja basadas en InGaAs o GaSb que se usan tradicionalmente para TPV. Esto es clave, porque el espectro de la luz se desplaza al rojo hacia longitudes de onda más largas a medida que disminuye la temperatura del radiador, razón por la cual las celdas TPV tradicionales que se combinan con emisores de menos de 1300 °C generalmente se basan en InGaAs de 0,74 eV o GaSb de 0,73 eV. Se ha realizado un trabajo considerable sobre semiconductores de banda prohibida baja con la aplicación prevista de conversión de calor procedente de la combustión de gas natural3,4,5,6,7,8,9, energía solar concentrada24, aplicaciones de energía espacial25,26 y, más recientemente, almacenamiento de energía1 ,2,27. Este trabajo pionero ha llevado a la identificación de tres características clave que ahora permiten que los TPV se conviertan en una opción competitiva para convertir calor en electricidad comercialmente: materiales de alta banda prohibida combinados con altas temperaturas del emisor, arquitecturas de múltiples uniones de alto rendimiento con sintonizabilidad de banda prohibida habilitado por epitaxia metamórfica de alta calidad16 y la integración de un BSR de alta reflectividad para el filtrado de borde de banda11,13.

Con respecto a las bandas prohibidas más altas, aumentan la eficiencia porque hay una penalización casi constante en el voltaje de alrededor de 0,3 a 0,4 V, debido a los requisitos termodinámicos sobre la tasa de recombinación radiativa28. Como resultado, esta pérdida inevitable penaliza más a las células con banda prohibida más baja que a las células con banda prohibida más alta, porque esta pérdida constituye una fracción más pequeña del voltaje para los materiales con banda prohibida más alta. El uso de materiales de banda prohibida más alta también debe ir acompañado de un funcionamiento a temperaturas más altas para mantener una densidad de potencia suficientemente alta, que aumenta con la temperatura del emisor a la cuarta potencia. La operación a alta densidad de potencia es crítica para la economía de TPV porque los costos de las celdas aumentan con su área, y si la generación de energía por unidad de área aumenta, el costo correspondiente por unidad de energía (CPP) disminuye29.

Con respecto a los BSR, un BSR altamente reflectante es fundamental para minimizar ${Q}_{{\rm{c}}}$. Los BSR altamente reflectantes brindan el beneficio adicional de aumentar el voltaje de circuito abierto, porque también mejoran el reciclaje de fotones luminiscentes generados por recombinación radiativa30,31,32. Este efecto ha llevado a la integración regular de BSR con células solares fotovoltaicas, lo que proporciona un modelo para su uso en TPV. Teniendo en cuenta estas importantes lecciones de trabajos anteriores, las celdas desarrolladas aquí son diseños de dos uniones de 1,2/1,0 eV y 1,4/1,2 eV destinadas a la aplicación TEGS con temperaturas de emisor entre 1900 y 2400 °C (ref. 1). Las celdas de uniones múltiples aumentan la eficiencia con respecto a las uniones simples al reducir las pérdidas por termalización del portador caliente y reducir las pérdidas resistivas al operar a una densidad de corriente más baja. Las celdas se basaron en la arquitectura metamórfica invertida de múltiples uniones iniciada en el Laboratorio Nacional de Energía Renovable (NREL)33,34,35.

El primer diseño de celda utiliza uniones superiores e inferiores de AlGaInAs de 1,2 eV y GaInAs de 1,0 eV que no coinciden en la red, donde la discrepancia de la red es con respecto a la constante de la red cristalográfica del sustrato de GaAs en el que se cultivan. El segundo diseño utiliza una celda superior de GaAs de 1,4 eV emparejada en celosía y una celda inferior de GaInAs de 1,2 eV no emparejada en celosía, aprovechando la calidad inherentemente mayor del material de la epitaxia emparejada en celosía en la celda de GaAs (Fig. 1c, Fig. 1d y Datos ampliados Fig. 2). El tándem de 1,2/1,0 eV con banda prohibida más baja ofrece potencial para una mayor densidad de potencia que el tándem de 1,4/1,2 eV porque convierte una banda más amplia del espectro incidente y, en consecuencia, los requisitos del BSR son menos estrictos para obtener una alta eficiencia27. Una mayor densidad de potencia también puede ser una ventaja práctica de ingeniería. Por otro lado, aunque el tándem de 1,4/1,2 eV tiene una menor potencia de salida, la densidad de corriente reducida de esta combinación de banda prohibida potencialmente permite una mayor eficiencia que el tándem de 1,2/1,0 eV si las pérdidas resistivas son un problema.

Los detalles de fabricación, medición y modelado de la célula TPV se proporcionan en los Métodos. Nos referimos a los dos tándems por sus bandas prohibidas: 1,4/1,2 eV y 1,2/1,0 eV. Las mediciones de reflectancia se muestran en la Fig. 2a y la eficiencia cuántica interna se muestra en la Fig. 2b. La reflectancia espectral ponderada por subbanda prohibida para el espectro del cuerpo negro a 2150 °C es del 93,0% para el tándem de 1,4/1,2 eV y del 93,1% para el tándem de 1,2/1,0 eV. La forma del espectro del cuerpo negro de 2150 °C se muestra como referencia, porque 2150 °C es la temperatura promedio del emisor en la aplicación TEGS y en las mediciones. Consulte las figuras de datos ampliados. 4 y 5a para el espectro medido y una comparación entre la forma del espectro del cuerpo negro y el espectro bajo el cual se caracterizaron las células. Las mediciones de densidad de corriente versus voltaje se realizaron bajo un emisor de bombilla halógena de tungsteno y los resultados para un rango de temperaturas del emisor relevantes para la aplicación TEGS (aproximadamente 1900–2400 °C) se muestran en las figuras 2c, 2d. Como se esperaba, el tándem de 1,2/1,0 eV tenía un voltaje más bajo pero una densidad de corriente más alta que el tándem de 1,4/1,2 eV. El cambio no monótono en ${V}_{{\rm{oc}}}$ en las temperaturas más altas del emisor se debió al aumento de la temperatura de la celda (Datos ampliados, Fig. 6a) debido a la presencia de un sensor de flujo de calor. (HFS) utilizado para la medición de la eficiencia, que también impedía de manera indeseable el flujo de calor. La Figura 3a muestra la medición de la eficiencia en el mismo rango de temperaturas del emisor, que se logró midiendo simultáneamente ${Q}_{{\rm{c}}}$ y ${P}_{{\rm{out) }}}$.

a, Reflectancia de los tándems 1,4/1,2 eV y 1,2/1,0 eV. Se muestra como referencia el espectro del cuerpo negro de 2150 °C, que es la temperatura promedio del emisor en la aplicación TEGS. b, Eficiencia cuántica interna (IQE) de los tándems 1,4/1,2 eV y 1,2/1,0 eV. El EQE se muestra en la Fig. 3 de datos ampliados. c, d, Curvas de densidad de corriente-voltaje medidas en la configuración de eficiencia a diferentes temperaturas del emisor para los tándems de 1,4/1,2 eV (c) y 1,2/1,0 eV (d).

a, eficiencia de TPV medida a diferentes temperaturas del emisor que van desde aproximadamente 1900 °C a 2400 °C. Las barras de error indican la incertidumbre de la medición de la eficiencia, que se analiza en Métodos. Las líneas discontinuas muestran las predicciones del modelo y las regiones sombreadas muestran la incertidumbre en las predicciones del modelo (ver Métodos). b, Eficiencia prevista de los tándems de 1,4/1,2 eV y 1,2/1,0 eV como la reflectancia de subbanda prohibida ponderada (${R}_{{\rm{sub}}}$) se extrapola suponiendo un emisor W con AR = 1 y VF = 1 y una temperatura de celda de 25 °C (Datos ampliados, Fig. 5). Las líneas continuas muestran la eficiencia promedio dentro del rango de temperatura de funcionamiento de TEGS de 1900 °C a 2400 °C. Las bandas sombreadas muestran las eficiencias máxima y mínima dentro del rango de temperatura. Los puntos muestran el valor actual de ${R}_{{\rm{sub}}}$ basado en la reflectancia medida en la Fig. 2a ponderada por el espectro W AR = 1, VF = 1.

Los resultados para el tándem de 1,4/1,2 eV mostraron una mayor eficiencia al aumentar la temperatura del emisor, y la eficiencia superó el 40 % a 2350 °C, lo que está dentro del rango objetivo de 1900 a 2400 °C necesario para la aplicación TEGS. A 2.400 °C, la eficiencia llegó al 41,1 ± 1%, mientras que la eficiencia media entre 1.900 y 2.400 °C fue del 36,2%. La densidad de potencia eléctrica fue de 2,39 W cm–2 a la temperatura máxima del emisor de 2400 °C. La tasa de aumento de la eficiencia con la temperatura se desaceleró a altas temperaturas del emisor debido a una reducción en FF, debido al aumento de las pérdidas de resistencia en serie y al aumento decreciente en ${J}_{{\rm{sc}}}$ debido a la celda queda limitada por la corriente de la celda inferior a aproximadamente 2250 ° C.

Los resultados para el tándem de 1,2/1,0 eV mostraron una mayor eficiencia que para el tándem de 1,4/1,2 eV a temperaturas de emisor más bajas debido a sus bandas prohibidas más bajas. La eficiencia del tándem 1,2/1,0 eV alcanzó un máximo de 39,3 ± 1% a 2.127 °C, bastante cerca de 2.150 °C, que es la temperatura a la que nuestro modelo de dispositivo predijo que esta combinación de banda prohibida sería óptima27. La eficiencia promedio entre 1.900 y 2.300 °C fue del 38,2 % y la eficiencia se mantuvo alta en un rango de temperaturas de emisor de 400 °C. Esto es particularmente digno de mención para la aplicación TEGS porque indica que se puede lograr una eficiencia alta y constante incluso cuando la temperatura del emisor varía durante el proceso de descarga del sistema TEGS. La reducción de la eficiencia más allá de esta temperatura se debió al aumento de las pérdidas de resistencia en serie y al aumento decreciente de ${J}_{{\rm{sc}}}$ debido a que la celda quedó limitada por la corriente de la celda inferior en Temperaturas superiores a 2.150 °C. La densidad de potencia eléctrica fue de 2,42 W cm–2 a la temperatura máxima del emisor medida de 2279 °C, y fue de 1,81 W cm–2 en el punto de máxima eficiencia a la temperatura del emisor de 2127 °C. Al comparar el rendimiento de las dos celdas en el rango de temperaturas del emisor, exhiben diferentes características que son ventajosas para TEGS. La eficiencia del tándem de 1,2/1,0 eV es menos sensible a los cambios en la temperatura del emisor, tiene una densidad de potencia eléctrica más alta a una temperatura de emisor determinada y tiene una eficiencia más alta promediada sobre las temperaturas del emisor. Sin embargo, el tándem de 1,4/1,2 eV puede alcanzar una mayor eficiencia a las temperaturas más altas del emisor.

La Figura 3a también muestra las predicciones del modelo para la eficiencia y la correspondiente incertidumbre de la predicción del modelo. La buena concordancia obtenida entre el desempeño modelado y medido respalda y valida la precisión de la medición de la eficiencia y del método basado en calorimetría utilizado para medir la eficiencia. Además, el buen acuerdo indica que el modelo se puede ampliar para extrapolar cómo cambiaría el rendimiento con mejoras adicionales o en otras condiciones operativas. La propiedad más importante de la celda TPV que podría mejorarse es su reflectancia de subbanda prohibida espectral, ${R}_{{\rm{sub}}}$. La Figura 3b muestra cómo cambiaría la eficiencia si se pudiera aumentar ${R}_{{\rm{sub}}}$. Para extrapolar los resultados a un sistema TPV real, aquí asumimos que el emisor es tungsteno (W), como lo es en el sistema TEGS, y que la relación de área entre el emisor y la celda es AR = 1, el factor de vista es \ ({\rm{VF}}=1\) y la temperatura de la celda es de 25 °C (Datos ampliados, Fig. 5). En esta predicción, para una temperatura del emisor de 2200 °C, la eficiencia del tándem de 1,4/1,2 eV supera el 50% en ${R}_{{\rm{sub}}}=97 \% $. La razón por la que vale la pena señalar esto es porque el valor actual de ${R}_{{\rm{sub}}}\,$es considerablemente menor que lo que se logró con el enfoque de puente aéreo demostrado recientemente por Fan et al. 15. Su trabajo, que demuestra una reflectividad de más del 98%, traza un camino hacia mayores mejoras de eficiencia. Si el enfoque de puente aéreo desarrollado por Fan et al. podría combinarse con los avances demostrados aquí, podría conducir a eficiencias superiores al 56 % a 2250 °C, o superiores al 51 % en promedio en el rango de temperatura de 1900 a 2400 °C.

Presentamos celdas TPV de dos uniones con eficiencias superiores al 40% utilizando un emisor con una temperatura entre 1.900 y 2.400 °C. La eficiencia del tándem de 1,4/1,2 eV alcanza el 41,1 ± 1 % a 2.400 °C, con una media del 36,2 % por encima del rango de temperatura objetivo. La eficiencia del tándem de 1,2/1,0 eV alcanza el 39,3 ± 1% y varía muy poco en un amplio rango de temperaturas con una eficiencia promedio en el rango de temperatura de 1900 a 2300 °C del 38,2%. Este alto rendimiento es posible gracias al uso de celdas multiunión con bandas prohibidas de al menos 1,0 eV, que son bandas prohibidas más altas que las utilizadas tradicionalmente en los TPV. Las bandas prohibidas más altas permiten el uso de temperaturas de emisor más altas, que corresponden al rango de temperatura de interés para la tecnología de almacenamiento de energía TEGS de bajo costo1. Este rango de temperatura también es aplicable para la combustión de gas natural o hidrógeno, y se justifica una mayor demostración de sistemas integrados.

Alcanzar una eficiencia del 40% con los TPV es notable desde el punto de vista de que ahora convierte a los TPV en una tecnología de motor térmico que puede competir con las turbinas. Una eficiencia del 40% ya es mayor que la eficiencia promedio de un motor térmico basado en turbinas en los Estados Unidos (Fig. 1a)36,37,38, pero lo que podría hacer que los TPV sean aún más atractivos que una turbina es el potencial de menor costo ( CPP < US$0,25 por W)1,24, tiempos de respuesta más rápidos, menor mantenimiento, facilidad de integración con fuentes de calor externas y flexibilidad de combustible. Esto es digno de mención porque los costos y el rendimiento de las turbinas ya han alcanzado su plena madurez, por lo que hay perspectivas limitadas de mejora futura, ya que se encuentran al final de su curva de desarrollo. Los TPV, por otra parte, se encuentran en una etapa muy temprana de su avance por una curva de desarrollo fundamentalmente diferente. En consecuencia, los TPV tienen numerosas perspectivas de mejorar la eficiencia (por ejemplo, mejorando la reflectividad y reduciendo la resistencia en serie) y reduciendo los costos (por ejemplo, reutilizando sustratos y materias primas más baratas). Por lo tanto, la demostración de una eficiencia del 40% representa un paso importante hacia la realización del potencial que se puede lograr con mayor atención y financiación en los próximos años a medida que las aplicaciones comerciales surjan y se vuelvan rentables.

Las turbinas proliferaron debido a su alta eficiencia (25-60%) y su bajo CPP generado (0,5-1 dólar por W). Sin embargo, como las turbinas necesitan por sí mismas piezas móviles, existen requisitos correspondientes en cuanto a las propiedades mecánicas a altas temperaturas de los materiales de construcción, ya que están sujetos a cargas centrífugas. Por lo tanto, han alcanzado sus límites prácticos en términos de costo y eficiencia, salvo que se descubran materiales que les permitirían operar a temperaturas de entrada de la turbina sustancialmente más altas que los valores actuales de aproximadamente 1.500 °C para los ciclos Brayton y aproximadamente 700 °C para los ciclos Rankine. ciclos29. Los motores térmicos de estado sólido, como los TPV, que no tienen piezas móviles, tienen la ventaja de poder funcionar a temperaturas mucho más altas que las turbinas. Los TPV pueden permitir nuevos enfoques para el almacenamiento de energía1,2 y la conversión3,4,5,6,7,8,9 que utilizan fuentes de calor de mayor temperatura.

En esta sección, destacamos dos aplicaciones prometedoras para TPV en tándem de alta banda prohibida combinados con fuentes de calor de alta temperatura: (1) TEGS1 y (2) generación de electricidad impulsada por combustión. También discutimos la importancia de la eficiencia de TPV en relación con las métricas de eficiencia a nivel del sistema relevantes para estas aplicaciones.

TEGS, que se ilustra conceptualmente en la figura 1a de datos extendidos, toma electricidad, la convierte en calor mediante calentamiento en julios, almacena el calor en un banco de grandes bloques de grafito y luego lo convierte nuevamente en electricidad a través de TPV. El calor se transfiere a diferentes partes del sistema utilizando estaño metálico líquido bombeado mecánicamente45 y una infraestructura de grafito, como lo demostraron Amy et al.1,17,18. Los bloques almacenan el calor y cuando se desea electricidad, el metal líquido recupera el calor y lo entrega a un bloque de energía que contiene celdas TPV que convierten la luz emitida por la infraestructura caliente. Para un sistema de almacenamiento, la métrica de eficiencia principal es la eficiencia de ida y vuelta (RTE) descrita por la relación entre la potencia eléctrica de salida (${P}_{{\rm{out}}}$) y la potencia eléctrica de entrada. ${P}_{{\rm{en}}}$. Para TEGS, ${P}_{{\rm{in}}}$ es principalmente la electricidad suministrada a los calentadores de resistencia, pero también incluye una contribución de los requisitos de potencia de bombeo para el fluido de transferencia de calor de estaño líquido y el intercambiador de calor. para enfriamiento de celdas. El diagrama de Sankey del sistema TEGS se muestra en la figura 1b de datos extendidos.

Para cualquier sistema que utilice TPV, la eficiencia de un subsistema se puede definir como la relación entre la salida de energía eléctrica y la entrada de energía al emisor en estado estacionario, ${Q}_{{\rm{h}}}$, tal que ${\eta }_{{\rm{TPV}},{\rm{subsistema}}}={{P}_{{\rm{out}}}/Q}_{{\rm{h }}}$ (Fig. 1b y Datos extendidos Fig. 1b). ${\eta }_{{\rm{TPV}},{\rm{subsystem}}}\,$puede ser menor que ${\eta }_{{\rm{TPV}}}$ debido al factor de visión o pérdidas por convección del emisor o celda, u otras pérdidas de calor del emisor al medio ambiente (${Q}_{{\rm{pérdida}},{\rm{subsistema}}}$) . Por lo tanto, ${Q}_{{\rm{h}}}=\left({P}_{{\rm{out}}}/{\eta }_{{\rm{TPV}}}\ derecha)+{Q}_{{\rm{pérdida}},{\rm{subsistema}}}$ y ${\eta }_{{\rm{TPV}},{\rm{subsistema}} }={\eta }_{{\rm{TPV}}}(1-\frac{{Q}_{{\rm{pérdida}},{\rm{subsistema}}}}{{Q}_{ {\rm{h}}}}).$ Suponiendo que no haya pérdida por convección debido a la operación en el vacío y que las pérdidas del factor de visión sean insignificantes, entonces ${\eta }_{{\rm{TPV}},{\rm {subsistema}}}\approx {\eta }_{{\rm{TPV}}}$if ${Q}_{{\rm{pérdida}},{\rm{subsistema}}}$, que escala con el área de la superficie exterior del bloque de energía, es pequeña en comparación con la conversión de energía que tiene lugar dentro del bloque de energía, que escala con su volumen. Esto se puede lograr aumentando la escala del sistema de modo que el material calentado tenga una gran relación volumen/área superficial, Φ, y las pérdidas de calor de las superficies se puedan minimizar con un aislamiento adecuado24, y si la superficie del emisor y el módulo TPV tienen una gran relación entre el área de superficie y el perímetro de modo que el factor de visión entre ellos se acerque a uno. Este puede ser el caso de TEGS o de un sistema de combustión a gran escala, y es un aspecto de importancia crítica para lograr un valor alto para ${\eta }_{{\rm{TPV}},{\rm{subsystem} }}$ (referencias 1,24).

Para ilustrar la importancia de Φ, la Fig. 1a de datos ampliados muestra una sola celda unitaria del bloque de energía TEGS, que se compone de un emisor de cavidad de tungsteno calentado por estaño líquido bombeado, que emite a una serie de celdas TPV. Las dimensiones nominales de la matriz TPV, ${L}_{{\rm{TPV}}}$, y del emisor, ${L}_{{\rm{emit}}}$, son 10 cm. y 40 cm respectivamente. La relación de área ${\rm{AR}}=\frac{{A}_{{\rm{emitter}}}}{{A}_{{\rm{TPV}}}}=4$ y el material del emisor es tungsteno según una optimización previa1. Los tubos de grafito, que transportan el fluido caloportador de estaño líquido y suministran energía a la superficie del emisor de tungsteno, tienen 2 cm de diámetro. Por lo tanto, la longitud lateral de una celda unitaria del bloque de potencia es ${L}_{{\rm{unit}}}=44{\rm{cm}}.$ Observamos que aunque las aletas en el emisor pueden usarse para aumentar la densidad de potencia volumétrica del sistema; en este ejemplo asumimos que no se usan aletas por simplicidad. En este ejemplo, también asumimos que las dimensiones de profundidad de todos los componentes son equivalentes y que las pérdidas por convección y el factor de visión son insignificantes.

Las pérdidas de calor desde la superficie exterior del bloque de energía al medio ambiente se pueden expresar como ${Q}_{{\rm{pérdida}},{\rm{subsistema}}}={hA}({T}_{ {\rm{h}}}-{T}_{\infty })$, donde $h$ es el coeficiente general de transferencia de calor que representa las pérdidas al medio ambiente. El valor de $h$ está dominado por la conducción a través del aislamiento de grafito de modo que $h\approx k/{L}_{{\rm{aislante}}}$, donde $k$ es la temperatura conductividad del aislamiento de grafito ($k\approx $1 W m–1 K–1 a 2150 °C) y ${L}_{{\rm{aislante}}}$ es el espesor del aislamiento. Aunque su conductividad térmica es moderada, el aislamiento de grafito es la única opción económica para sistemas de aislamiento por encima de 1.700 °C (ref. 46). $A$ es el área de la superficie externa del bloque de energía, ${T}_{{\rm{h}}}$ es la temperatura promedio del bloque de energía (2,150 °C) y ${T }_{\infty }$ es la temperatura del ambiente (25 °C).

Considerando una sola celda unitaria de las dimensiones discutidas anteriormente y usando propiedades espectrales de tungsteno y una temperatura del emisor ${T}_{{\rm{h}}}$ = 2150 °C, nuestro modelo TPV predice ${P} _{{\rm{out}}}$=11,4 W por cm2 de área de celda y ${\eta }_{{\rm{TPV}}}$= 40% para el tándem 1,2/1,0 eV. Considerando el volumen total de la celda unitaria, esto conduce a una densidad de potencia eléctrica volumétrica de 240 kW m–3. Suponiendo que el bloque de energía es un cubo, la Fig. 1c de datos extendidos muestra ${\eta }_{{\rm{TPV}},{\rm{subsystem}}}$ en función de la longitud del lado del bloque de potencia (excluyendo el aislamiento), así como $\Phi $ para dos espesores de aislamiento de grafito diferentes. Los resultados muestran que ${\eta }_{{\rm{TPV}},{\rm{subsystem}}}\,$se aproxima a ${\eta }_{{\rm{TPV}}}\ ,$para escalas de longitud del bloque de alimentación de aproximadamente 1 m cuando el sistema está adecuadamente aislado. Los resultados también indican que los TPV son adecuados para sistemas a gran escala, ya que es un desafío lograr altas eficiencias del sistema con escalas de longitud de bloque de energía de menos de 1 m. Al caracterizar el RTE de TEGS (Datos ampliados, figura 1b), otras pérdidas se deben a la conversión de energía de la electricidad en calor en los calentadores resistivos (<1%) y a las pérdidas de calor de los medios de almacenamiento térmico (aproximadamente 1% por día). , pero pueden ser insignificantes1. Por tanto, el RTE puede estar dominado por ${\eta }_{{\rm{TPV}}}$.

Aquí es importante señalar que un RTE de 40 a 55 % como se pretende en la aplicación TEGS es bajo en comparación con otras opciones, como las baterías de iones de litio, que tienen RTE de más del 70 %. Sin embargo, varios estudios han señalado que para permitir la plena penetración de las energías renovables en la red, se requiere una disminución de uno o dos órdenes de magnitud en el CPE, debido a la necesidad de largos períodos de almacenamiento20,21,22. Es desde esta perspectiva que se puede sacrificar el RTE, siempre que sea superior aproximadamente al 35% (ref. 1), siempre que permita una adhesión a un coste mucho menor. Así, los análisis tecnoeconómicos indican que una tecnología con un CPE diez veces menor, pero con una eficiencia dos veces menor en comparación con las baterías de iones de litio, es aún más atractiva económicamente1,20,21,22.

Otra aplicación prometedora de los TPV es la generación de electricidad en la que la fuente de calor es la combustión de combustible3,4,5,6,7,8,9,47. El régimen de temperatura examinado aquí es accesible mediante la combustión de gas natural o hidrógeno, que podría convertirse en un sistema de generación de energía eficiente mediante el uso de recuperadores hechos de metales y óxidos refractarios3,47. Datos ampliados La Figura 1d muestra un concepto de TPV modular impulsado por combustión. El aire ingresa a un recuperador y se precalienta intercambiando calor con el escape saliente. El aire precalentado se mezcla con el combustible, se quema y transfiere calor a la pared del emisor, que irradia a los TPV. Aquí, la métrica importante es la eficiencia térmica de la primera ley que define la relación entre la producción neta de trabajo y la entrada de energía primaria (Datos ampliados, figura 1e). La producción neta de trabajo es ${P}_{{\rm{out}}}-{P}_{{\rm{in}}}$, donde ${P}_{{\rm{out) }}}$ es la potencia eléctrica producida por los TPV y ${P}_{{\rm{in}}}$ es el trabajo de entrada para el bombeo necesario para la circulación del gas y la refrigeración líquida del TPV. El aporte de energía primaria es el poder calorífico superior del combustible, ${Q}_{{\rm{HHV}}}$. Los módulos de la cámara de combustión se apilan para crear una matriz de escala de longitud de aproximadamente 1 m (Datos ampliados, Fig. 1c), las paredes laterales de cada módulo son adiabáticas por simetría y todo el bloque de módulos se puede aislar en los bordes más externos. Un panel TPV que está cerca y opuesto al conjunto de emisores tiene una relación área-perímetro que es grande y minimiza las pérdidas del factor de visión desde los bordes. Otras pérdidas de calor pueden ocurrir a través del escape debido a un recuperador imperfecto. Sin embargo, la eficiencia con la que la energía química en el combustible, ${Q}_{{\rm{HHV}}}$, se convierte en ${Q}_{{\rm{h}}}\ ) para sistemas TPV (es decir, \({Q}_{{\rm{h}}}/{Q}_{{\rm{HHV}}}$) puede ser aproximadamente del 90% (ref. 3) .

Estos dos ejemplos (TEGS y generación de electricidad impulsada por combustión) ilustran la importancia de ${\eta }_{{\rm{TPV}}}$, que domina las eficiencias a nivel del sistema para un sistema diseñado apropiadamente a escala. Suponiendo que las otras pérdidas pueden hacerse insignificantes, nuestro trabajo demuestra un motor térmico de estado sólido (fuente de calor terrestre) con una eficiencia superior a la eficiencia promedio de un motor térmico en los Estados Unidos, que es inferior al 35 % según los aportes de energía primaria. y producción de electricidad38. Una eficiencia del 40 % también es superior a la de la mayoría de los ciclos de vapor y está en el mismo rango que la de las turbinas de gas de ciclo simple48. Por lo tanto, el 40% representa un gran paso adelante (Fig. 1a), ya que este es un tipo de motor térmico que tiene el potencial de competir con las turbinas al exhibir una eficiencia comparable y un CPP potencialmente incluso más bajo, por ejemplo, menos de $ 0,25 por W (refs. .1,24). Para contextualizar adecuadamente por qué esto tiene implicaciones de amplio alcance, se debe tener en cuenta que durante el último siglo se ha desarrollado una gama de motores térmicos alternativos, como los termoeléctricos49, los termoiónicos50, los TPV12, los sistemas electroquímicos térmicamente regenerativos51, los motores termoacústicos52 y los motores Stirling53,54. desarrollado. Todas estas tecnologías tienen algunas ventajas intrínsecas sobre las turbinas, como un bajo mantenimiento, ausencia de piezas móviles y/o una integración más sencilla con una fuente de calor externa, pero ninguna de ellas ha podido competir anteriormente con la eficiencia y el CPP de las turbinas para conversión de calor en electricidad a gran escala.

Datos ampliados La Figura 2 muestra las estructuras de los dispositivos de las celdas en tándem. Todos los materiales se cultivaron mediante epitaxia organometálica en fase de vapor a presión atmosférica utilizando trimetilgalio, trietilgalio, trimetilindio, trietilaluminio, dimetilhidrazina, arsina y fosfina. Se utilizaron dietilzinc y tetracloruro de carbono como fuentes de dopante tipo p y seleniuro de hidrógeno y dislano como fuentes de dopante tipo n. El crecimiento tuvo lugar en un flujo de gas hidrógeno purificado de 6 litros por minuto. Los sustratos eran GaAs de tipo n (100) con un corte de 2° hacia el plano (111)B, y todos los dispositivos se cultivaron en una configuración invertida. Para ambos tipos de células, el sustrato se preparó grabando primero en NH4OH:H2O2:H2O (2:1:10 en volumen). Luego, el sustrato se montó sobre un susceptor de grafito y se calentó inductivamente a 700 °C bajo una sobrepresión de arsina, seguido de una desoxidación de aproximadamente 10 minutos bajo arsina.

El crecimiento del tándem de 1,4/1,2 eV comenzó con un tampón de GaAs de 0,2 µm y luego fue seguido por una capa de parada de grabado de GaInP de 0,5 µm. Luego, se depositaron 0,1 µm de GaInAsN:Se y 0,2 µm de GaAs:Se como capa de contacto frontal. La celda superior se cultivó, comenzando con una capa de ventana de AlInP de 0,02 µm, luego un emisor de GaAs:Se de 0,1 µm, una capa de GaAs sin dopar de 0,1 µm, una capa base de GaAs:Zn de 2,8 µm y una capa de campo de superficie posterior (BSF) de GaInP de 0,12 µm. . A continuación, se cultivó una unión de túnel de pozo cuántico AlGaAs:C/GaAs:Se/AlGaAs:Si, seguida de un tampón de composición graduada (CGB) de GaInP. El CGB consistió en pasos de GaInP de 0,25 µm que abarcaban el rango de composición Ga0.51In0.49P a Ga0.34In0.66P a una tasa de deformación del 1% por µm, siendo la capa final una capa de exceso de deformación de Ga0.34In0.66P de 1.0 µm. Se cultivó la celda inferior, que consta de una ventana de Ga0,37In0,63P de 1,0 µm, un emisor de Ga0,85In0,15As:Se de 0,1 µm, una capa i de Ga0,85In0,15As de 0,1 µm, una capa i de Ga0,85In0,15As de 1,5 µm. :Zn base y Ga0.37In0.63P:Zn BSF de 0,05 µm. Finalmente, se hizo crecer una capa de contacto posterior de Al0,20Ga0,66In0,14As:Zn++ de 0,05 µm.

Para el diseño de 1,2/1,0 eV27, primero se cultivó una capa tampón de GaAs de 0,2 µm, luego un CGB de GaInP que consta de pasos de GaInP de 0,25 µm, que abarcan el rango de Ga0,51In0,49P a Ga0,19In0,81P, siendo las capas finales una Capa de exceso de deformación de Ga0.19In0.81P de 1,0 µm y una red de capa de retroceso de Ga0.22In0.78P de 0,9 µm que coincide con la constante de red en el plano de Ga0.19In0.81P. A continuación se cultivó una capa de contacto frontal de Ga0,30In0,30As:Se de 0,3 µm, seguida de la celda superior, comenzando con una ventana de Ga0,22In0,78P:Se de 0,02 µm y un emisor de Al0,15Ga0,55In0,30As:Se de 1,0 µm. , una capa i de Al0,15Ga0,55In0,30As de 0,1 µm sin dopar, una base de Al0,15Ga0,55In0,30As:Zn de 2,1 µm y un BSF de Ga0,22In0,78P:Zn de 0,07 µm. Luego se cultivó la unión del túnel, que comprende una capa de Al0,15Ga0,55In0,30As:Zn de 0,2 µm, una capa de GaAs0,72Sb0,28:C++ de 0,05 µm y una capa de Ga0,22In0,78P:Se++ de 0,1 µm. Finalmente, se cultivó la celda inferior, que comprende una ventana de Ga0,22In0,78P:Se de 0,05 µm, un emisor de Ga0,70In0,30As:Se de 1,5 µm, una capa i de Ga0,70In0,30As:Zn de 0,1 µm y una Ga0.22In0.78P:Zn BSF. Finalmente, se hizo crecer una capa de contacto posterior de Al0,4Ga0,30In0,30As:Zn++ de 0,05 µm.

Después del crecimiento, se galvanizó un contacto posterior de oro reflectante de aproximadamente 2 µm de espesor en la capa de contacto posterior expuesta (la última capa semiconductora cultivada). Las muestras se unieron con epoxi de baja viscosidad a un mango de silicona y los sustratos se grabaron en NH4OH:H2O2 (1:3 en volumen). Se galvanizaron rejillas frontales de oro en las superficies frontales a través de una máscara fotorresistente positiva, utilizando una fina capa de níquel galvanizado como capa de adhesión. Las rejillas tenían nominalmente 10 µm de ancho, 100 µm de separación y al menos 5 µm de espesor. Luego, las muestras se aislaron en dispositivos individuales utilizando grabadores químicos húmedos estándar y se dividieron en chips de células individuales para su caracterización. Las celdas completadas tenían áreas de mesa de 0,8075 cm2, con áreas iluminadas (descontando la barra colectora única pero incluyendo los dedos de la rejilla) de 0,7145 cm2.

Para medir la eficiencia de la celda TPV, buscamos la medición directa de las dos cantidades que contribuyen en la ecuación (1), la potencia de salida ${P}_{{\rm{out}}}={V}_{{\rm{ oc}}}{I}_{{\rm{sc}}}{\rm{FF}}\,$ y el calor generado en la celda, ${Q}_{{\rm{c}} }$. Para probar las células bajo un espectro relevante y bien controlado (emisión de tungsteno entre 1.900 y 2.400 °C para TEGS), se utilizó una lámpara halógena de tungsteno en combinación con un concentrador. El concentrador constaba de un reflector elíptico plateado detrás de la lámpara y un reflector parabólico compuesto (CPC) obtenido de Optiforms que concentraba aún más la luz en la celda. En la base del CPC, se suspendió una placa de apertura de aluminio enfriada por agua sobre la celda TPV (Datos ampliados, figura 7). El área de la apertura fue de 0,312 cm2 y el área activa de la celda fue de 0,7145 cm2.

Para mantener fría la celda TPV, se montó en un disipador de calor de cobre de microcanal (M2, Mikros) refrigerado por agua. Para medir ${Q}_{{\rm{abs}}}$, se colocó un HFS, modelo gSKIN XP obtenido de greenTEG, entre la celda y el disipador de calor. La cinta adhesiva térmicamente conductora mantuvo el HFS en su lugar sobre el disipador de calor y la pasta térmica proporcionó contacto térmico entre la celda y el HFS. El contacto eléctrico con las barras colectoras de la celda se logró mediante un par de clips de cobre, que estaban aislados eléctrica y térmicamente del disipador de calor mediante un trozo de aislamiento. Se conectó un par de cables a la parte inferior de cada clip de cobre para realizar una medición de cuatro cables. La parte inferior de la placa de apertura de aluminio estaba protegida con varias capas de Kapton recubierta de cobre y cinta de aluminio que actuaba como escudo contra la radiación para reducir la transferencia radiativa entre la placa de apertura y la celda TPV.

Una fuente de alimentación de CC (Magna-Power) proporcionó energía a la lámpara halógena de tungsteno y se controló el voltaje para lograr la temperatura deseada del emisor. La lámpara tenía una potencia nominal de 5 kW a 3200 K, pero la temperatura y la potencia se ajustaron a la temperatura deseada del emisor controlando el voltaje de la lámpara mediante la fuente de alimentación. La temperatura del emisor se determinó midiendo la resistencia del elemento calefactor de tungsteno en la lámpara y utilizando correlaciones publicadas sobre la dependencia de la temperatura de la resistividad eléctrica y la resistencia de los filamentos de tungsteno en lámparas incandescentes55. Primero, se midió la resistencia al frío de la bombilla en el punto de unión de la bombilla y en el punto de contacto con la fuente de alimentación para determinar la resistencia de los cables eléctricos a la bombilla. La resistencia del bulbo caliente se midió restando la resistencia del cable eléctrico de la resistencia total determinada a partir del voltaje y la corriente de entrada a la fuente de alimentación de CC. El disipador de calor se montó en la etapa z para permitir un control repetible del posicionamiento de la celda TPV con respecto a la apertura, los reflectores y la lámpara.

La eficiencia del TPV se midió tomando mediciones simultáneas de ${P}_{{\rm{out}}}$ y ${Q}_{{\rm{c}}}$. La energía eléctrica se midió usando un medidor de fuente (Keithley 2430) generando el voltaje y midiendo la densidad de corriente en el punto de máxima potencia, y ${Q}_{{\rm{c}}}$ se midió usando el HFS debajo de la celda. Debido a la sensibilidad del HFS que depende de la temperatura, se necesitaba la temperatura promedio del HFS, ${T}_{{\rm{s}}}$, que se toma del promedio de las temperaturas fría y caliente. temperaturas laterales. La temperatura del lado caliente se midió mediante un termopar colocado debajo de la celda. La temperatura del lado frío se determinó de forma iterativa utilizando la resistencia térmica del sensor (4,167 KW–1), el flujo de calor medido y la temperatura de la celda. Del certificado de calibración del fabricante, la sensibilidad $S(\mu {\rm{V}}\,{{\rm{W}}}^{-1}\,{{\rm{m}}} ^{-2})$ viene dada por S = (Ts – 22,5)0,025 + 19,98.

El espectro de la fuente de luz se midió utilizando espectrómetros en el visible (Ocean Insight FLAME) y en el infrarrojo cercano (NIR) (Ocean Insight NIRQUEST). Los espectrómetros se calibraron utilizando una bombilla halógena de tungsteno de cuarzo de 1000 W, 3200 K con espectro conocido (Newport). Las mediciones del espectro a varias temperaturas se pueden encontrar en la Fig. 4 de datos ampliados. Para extrapolar el espectro medido a un rango de longitud de onda más amplio, el espectro se modeló considerando los valores publicados de la emisión de tungsteno56, el material del filamento y la transmisión de cuarzo. para la envoltura que rodea la bombilla. La transmisión del cuarzo se calculó para una pieza de cuarzo de 3 mm de espesor utilizando constantes ópticas de la literatura57. El filamento consta de bobinas de tungsteno con un factor de visión distinto de cero. La geometría de la bobina actúa para suavizar la emisión espectral porque la luz emitida por el interior de la bobina tiene un alto factor de visión de sí misma. Por lo tanto, se utilizó un factor geométrico que explica este suavizado como parámetro de ajuste para modelar el espectro y extenderlo más allá del rango de medición del espectrómetro. Datos ampliados La Figura 5a muestra una comparación entre el espectro descrito por la emisión de tungsteno con AR = 1 y VF = 1, una forma de espectro de cuerpo negro y el modelo, que se encontró que concordaba bien con el espectro medido. Debido a la buena concordancia, se utilizó el espectro modelado para formular las predicciones de eficiencia. Nos referimos a este espectro como ${E}_{{\rm{TPV}}}\left(\lambda ,T\right)$ en las secciones siguientes, donde λ es la longitud de onda.

Datos extendidos La Figura 5b muestra una comparación entre los resultados del modelo TPV bajo los espectros de la bombilla con los espectros correspondientes a pares de emisor/célula con ${\rm{VF}}=1$, lo que permite reciclar la luz reflejada (un ejemplo de estos sistemas se muestra en la Fig. 1 de datos ampliados). Se muestra el modelado para un emisor de tungsteno que opera con ${\rm{AR}}=1$ y ${\rm{VF}}=1$, y para un emisor de cuerpo negro con ${\rm{VF }}=1$. Los resultados muestran que los espectros de las bombillas proporcionan una caracterización de la eficiencia de TPV que es relevante para varios espectros de mayor intensidad experimentados en sistemas TPV.

Para comparar el rendimiento medido de la celda TPV con las predicciones del modelo, el factor de vista efectivo, ${{\rm{VF}}}_{{\rm{eff}}},$ se dedujo de Jsc, que se calculó a partir de Osterwald58 y se muestra en las ecuaciones (2) y (3). Usamos una celda de GaAs fabricada por NREL con EQE medido y un ${J}_{{\rm{sc}}}$ que se midió en NREL en un simulador solar XT-10 (AM1.5D, 1000 W·m –2) utilizando una celda de referencia de calibración secundaria para establecer la intensidad. Antes de una medición de eficiencia, la celda de GaAs se colocó en la configuración en el mismo lugar que la celda de múltiples uniones usando la etapa z. En la ecuación (2), ${J}_{{\rm{sc}}}^{{\rm{TPV}}}$ es la corriente de cortocircuito de la celda de GaAs medida en la configuración de eficiencia, \ ({J}_{{\rm{sc}}}^{{\rm{G}}173{\rm{d}}}\) es la corriente de cortocircuito de la celda medida con el simulador XT-10 en NREL, ${E}_{{\rm{TPV}}}\left(\lambda ,T\right)$ es la potencia emisiva espectral bajo el espectro medido en la configuración de eficiencia (Datos ampliados, figura 4) y ${E}_{{\rm{G}}173{\rm{d}}}\left(\lambda \right)$ es el espectro AM1.5D. Ambos espectros están en unidades de W m–2 nm–1. Definimos ${{\rm{VF}}}_{{\rm{eff}}}$ como la relación de la irradiancia real en la configuración de eficiencia, ${E}_{{\rm{irradiance} }}^{{\rm{TPV}}}$, a la irradiancia total para la potencia emisiva espectral a la misma temperatura de prueba, $\int {E}_{{\rm{TPV}}}\left( \lambda ,T\right){\rm{d}}\lambda $ (ecuación (3)). La sección anterior sobre el espectro del emisor analiza cómo se determinó ${E}_{{\rm{TPV}}}\left(\lambda ,T\right)$. Las mediciones de ${J}_{{\rm{sc}}}^{{\rm{TPV}}}$ se promediaron en todo el rango de temperaturas del emisor.

Luego se utilizó ${{\rm{VF}}}_{{\rm{eff}}}$ para formar las predicciones del modelo de eficiencia. Una métrica útil para permitir comparaciones con otros sistemas es definir un factor de visión efectivo en relación con el espectro del cuerpo negro. La ecuación (4) compara la irradiancia TPV en nuestra configuración de eficiencia con la del espectro de cuerpo negro de distribución de Planck a la misma temperatura de prueba.

Debido a que la forma de ${E}_{{\rm{TPV}}}\left(\lambda ,T\right)$ varía ligeramente con la temperatura, ${{\rm{VF}}}_{{ \rm{eff}},{\rm{black}}}$ también cambia ligeramente con la temperatura. Promediado entre las temperaturas del emisor, para el tándem de 1,4/1,2 eV ${{\rm{VF}}}_{{\rm{eff}},{\rm{black}}}=10,07 \% $ y para el tándem de 1,2/1,0 eV ${{\rm{VF}}}_{{\rm{eff}},{\rm{negro}}}=10,65 \% $. Las diferencias se deben a ligeros ajustes realizados en la configuración entre las mediciones de las dos celdas multiunión.

La ecuación (1) para la eficiencia de TPV también se puede escribir en términos de la ecuación (5), donde ${P}_{{\rm{inc}}}$ es la irradiancia incidente en la celda, ${P} _{{\rm{ref}}}$ es el flujo reflejado por la celda, ${P}_{{\rm{inc}},{\rm{a}}}$ es la banda prohibida anterior irradiancia, ${P}_{{\rm{inc}},{\rm{sub}}}$ es la irradiancia subbanda prohibida, ${R}_{{\rm{a}}}\ ) es la reflectancia por encima de la banda prohibida ponderada espectralmente y \({R}_{{\rm{sub}}}$ es la reflectancia por debajo de la banda prohibida ponderada espectral27. El denominador de la expresión de eficiencia representa el flujo neto hacia la celda.

Los ${V}_{{\rm{oc}}}$, ${J}_{{\rm{sc}}}$ y ${\rm{FF}}$ medidos son como se muestra en la Fig. 8 de datos extendidos y en las Tablas 1 y 2 de datos extendidos. Para modelar el numerador o la porción de energía eléctrica de la expresión de eficiencia (Fig. 8 de datos extendidos), utilizamos un modelo analítico bien establecido que toma valores extraídos de experimentos como parámetros de entrada59. Utilizando un simulador de flash con irradiancia espectral conocida, primero medimos el rendimiento de la celda en condiciones cuidadosamente controladas de espectro conocido con la temperatura de la celda fijada en 25 °C. Utilizando el modelo, ajustamos los datos satisfactoriamente en un rango de irradiancia de varios órdenes de magnitud (que se muestra para el tándem 1,2/1,0 eV en Datos ampliados, Fig. 9a). El ajuste se realizó utilizando solo tres parámetros: la corriente oscura promediada geométricamente para las dos uniones en la forma de ${W}_{{\rm{o}}{\rm{c}}}=\frac{{E }_{{\rm{g}}}}{e}-{{\rm{V}}}_{{\rm{o}}{\rm{c}}}$ (ref. 60) donde Por ejemplo, es la banda prohibida y Woc es la compensación de voltaje de banda prohibida, el componente n = 2 de la corriente oscura y la resistencia efectiva en serie agrupada ${R}_{{\rm{series}}}$. Nos referimos a estos como parámetros característicos de la celda.

Luego medimos los parámetros de rendimiento IV (${J}_{{\rm{sc}}},{V}_{{\rm{oc}}},{\rm{FF}}$) del dispositivo en función de la relación de las fotocorrientes de unión superior a inferior bajo un simulador de sol continuo para el cual se puede variar el contenido espectral. Usando el EQE medido de las celdas (Datos extendidos, Fig. 3), se puede calcular la relación de fotocorriente para una temperatura de emisor determinada, y usando celdas de referencia58, el simulador se ajustó a esa relación de fotocorriente para cada temperatura de emisor. Con el EQE medido y los parámetros característicos de la celda de arriba, calculamos los parámetros de rendimiento de la celda y los comparamos con las mediciones (que se muestran para el tándem de 1,2/1,0 eV en Datos ampliados, Fig. 9b). El acuerdo respalda la validez del proceso de modelado y su capacidad para predecir correctamente las tendencias de rendimiento en una amplia gama de condiciones, tanto para la irradiancia como para la temperatura del emisor (es decir, el espectro).

Los espectros medidos (Datos ampliados, Fig. 4) se utilizaron junto con el EQE medido para calcular las fotocorrientes de unión superior e inferior (ecuación (6)). Con estos como entradas al modelo y los parámetros característicos de la celda determinados anteriormente, calculamos los parámetros de rendimiento de la celda en las condiciones reales de medición de eficiencia. La temperatura de la celda varía (Datos ampliados, Fig. 6a). Esto se tuvo en cuenta mediante el uso de un modelo bien establecido que funciona especialmente bien para dispositivos casi ideales, como los dispositivos III-V. El modelo tiene en cuenta la dependencia de la temperatura a través de su efecto sobre la densidad del portador intrínseco y, por tanto, sobre la corriente oscura, y los efectos de la variación de la banda prohibida con la temperatura61,62. Datos ampliados La Figura 9c muestra una comparación del rendimiento de la celda calculado para una celda de 25 °C y a la temperatura medida de la celda para el tándem de 1,2/1,0 eV.

La potencia de emisión espectral, ${E}_{{\rm{TPV}}}\left(\lambda ,T\right)$ se utilizó para determinar ${P}_{{\rm{inc}} }$ basado en la temperatura del emisor, $T$ y ${{\rm{VF}}}_{{\rm{eff}}}$ (ecuación (7)). La reflectancia, $\rho (\lambda )$, se midió en dos instrumentos diferentes debido al rango del espectro. La reflectancia de la subbanda prohibida del infrarrojo medio se midió utilizando un espectrómetro de infrarrojo por transformada de Fourier (FTIR) (Nicolet iS50) con un accesorio de esfera integradora (PIKE Mid-IR IntegratIR). Se usó una abertura de cobre con un área de aproximadamente 0,35 cm2 sobre el puerto de muestra, y el punto abarcó tanto la celda como las rejillas frontales. La reflectancia de banda prohibida por encima y de banda prohibida NIR se midió utilizando un espectrofotómetro NIR ultravioleta-visible (Cary 7000) con el accesorio de reflectancia difusa y con un tamaño de punto de aproximadamente 0,4 cm2 que abarca la celda y las rejillas frontales. Luego se calculó ${P}_{{\rm{ref}}}$ de acuerdo con la ecuación (8).

Este enfoque para modelar las células se utilizó para predecir el rendimiento de las células en condiciones de iluminación con filamento de tungsteno. La descomposición de la reflectancia en ${R}_{{\rm{a}}}$ y ${R}_{{\rm{sub}}}\,$porciones (ecuación (4)) habilitada las predicciones posteriores de eficiencia a mayor ${R}_{{\rm{sub}}}$ se muestran en la Fig. 3b.

Examinamos la influencia de diferentes flujos de calor parásitos en la medición de la eficiencia. En la figura 6b de datos ampliados se muestra un esquema de los diferentes flujos de calor parásitos y se cuantifican en la figura 6c de datos ampliados. Los posibles flujos de calor parásitos, ${Q}_{{\rm{parastic}}}$, vienen dados por la ecuación (9). Un valor positivo de ${Q}_{{\rm{parastic}}}$ actuaría para aumentar el flujo de calor medido y reducir la eficiencia medida, mientras que un valor negativo de ${Q}_{{\rm {parastic}}}$ tendría el efecto contrario.

Por ejemplo, la apertura no bloquea toda la luz que llega a los cables eléctricos. ${Q}_{{\rm{cond}},{\rm{clips}}}$ surge debido a la conducción desde los cables eléctricos hacia la celda que se enfría mediante el disipador de calor, que por diseño están trenzados térmicamente. del disipador de calor mediante aislamiento. Para cuantificar este valor, realizamos mediciones del flujo de calor con y sin los cables eléctricos conectados a la celda. En ambos casos, la celda estaba operando a ${V}_{{\rm{oc}}}$ para evitar diferencias en el calentamiento debido a la energía extraída por la celda. La diferencia entre los dos flujos de calor es ${Q}_{{\rm{cond}},{\rm{clips}}}$. Los resultados muestran que, en la mayoría de las temperaturas del emisor, el flujo de calor en presencia de los cables es mayor que sin ellos, porque los cables están trenzados térmicamente mientras la celda se enfría activamente. Por lo tanto, la inclusión de dicho término conduciría a una eficiencia mayor que la reportada.

El siguiente flujo de calor parásito se debe a la radiación desde la placa de apertura a la celda, ${Q}_{{\rm{rad}},{\rm{gain}}}$. La temperatura del fondo de la placa de apertura se midió con un termopar a diferentes temperaturas del emisor. Las temperaturas de apertura variaron desde 43 °C en la temperatura más baja del emisor hasta 125 °C en la más alta. El factor de visión entre la placa de apertura y la celda, ${F}_{{\rm{ac}}}$, se calculó a partir de su geometría y espaciado. La transferencia de calor desde la apertura a la celda se calculó usando una aproximación gris difusa según la ecuación 10, donde Aap es el área de la placa de apertura y Acell es el área de la celda.

La emisividad de la celda ponderada por el espectro a la temperatura de apertura es ${\varepsilon }_{{\rm{cell}}}$ (0,15 para el tándem de 1,4/1,2 eV y 0,11 para el tándem de 1,2/1,0 eV ) y la emisividad de la apertura es ${\varepsilon }_{{\rm{a}}{\rm{p}}}\approx 0,1$.

También hay transferencia radiativa entre la celda y el ambiente, ${Q}_{{\rm{rad}},{\rm{loss}}}$, pero se encontró que esto es insignificante a la temperatura de la celda. y el factor de visión calculado entre la celda y el entorno. No obstante, se incluyó en el cálculo de ${Q}_{{\rm{parastic}}}$ para que esté completo.

Otro flujo de calor parásito es la pérdida de calor por convección de la celda al ambiente,

donde $h$ es el coeficiente de transferencia de calor por convección y ${T}_{\infty }$ es la temperatura ambiente. La temperatura ambiente se midió con un termopar, cuya irradiancia fue bloqueada por la fuente de luz utilizando varias capas de papel de aluminio que formaban un escudo contra la radiación. Se encontró que las temperaturas ambiente varían entre 26 °C en la temperatura más baja del emisor y 33 °C en la temperatura más alta del emisor. $h$ se calculó utilizando una correlación de Nusselt (Nu) para la transferencia de calor por convección natural desde una placa horizontal con el número de Rayleigh (Ra) calculado63. Los coeficientes de transferencia de calor se calcularon en cada celda/temperatura ambiente, siendo el promedio $h=5.8\,{\rm{W}}\,{{\rm{m}}}^{-2}\,{{ \rm{K}}}^{-1}$.

${Q}_{{\rm{parastic}}}$ es una cantidad pequeña y positiva en la mayoría de las temperaturas del emisor. A temperaturas de emisor más bajas está dominado por ${Q}_{{\rm{cond}},{\rm{clips}}}$, mientras que a temperaturas de emisor más altas ${Q}_{{\rm{ conv}},{\rm{loss}}}$ y ${Q}_{{\rm{rad}},{\rm{gain}}}$ se vuelven más importantes. El impacto potencial de ${Q}_{{\rm{parastic}}}$ en la medición de la eficiencia se muestra en la figura de datos ampliados 6d. En general, ${Q}_{{\rm{parastic}}}$ tiene un pequeño impacto en la eficiencia porque ${Q}_{{\rm{parastic}}}$ es dos órdenes de magnitud menor que ${Q}_{{\rm{c}}}$. Debido a que ${Q}_{{\rm{parastic}}}$ se deriva en gran medida del modelado y la correlación, no lo incluimos en la medición de eficiencia reportada. De hecho, nuestro cálculo de ${Q}_{{\rm{arasitic}}}$ predice en gran medida una eficiencia mayor que el valor medido, lo que indica que la eficiencia medida reportada podría ser conservadora.

La incertidumbre en la medición de la eficiencia surge de la medición de ${P}_{{\rm{out}}}$ y la medición de ${Q}_{{\rm{c}}}$ (ecuación (1)). Según el fabricante, la precisión de calibración del HFS es ±3%. Incluimos una incertidumbre de temperatura adicional de 10 °C en ${T}_{{\rm{s}}}$, la temperatura del sensor, que proviene del aumento de temperatura promedio en todo el sensor calculado a partir de la resistencia térmica del sensor (4,167 KW–1) y el flujo de calor promedio que pasa a través del sensor. Esto conduce a una incertidumbre del calor absorbido de ${B}_{{Q}_{{\rm{c}}}}=0.03{25Q}_{{\rm{c}}}$. Desde el medidor fuente, la incertidumbre de la medición de voltaje es 0.03% del voltaje (${B}_{v}=(3\times {10}^{-4})V$) y la incertidumbre de medición actual es 0.06 % de la corriente (${B}_{I}=(6\times {10}^{-4})I$). Esto conduce a una incertidumbre en la medición de la energía eléctrica de ${B}_{P}=\sqrt{{(I\times {B}_{V})}^{2}+{(V\times {B }_{I})}^{2}}$, que es insignificante debido a la baja incertidumbre en el voltaje y la corriente. La incertidumbre absoluta en la eficiencia medida, ${B}_{{\eta }_{{\rm{T}}{\rm{P}}{\rm{V}}},{\rm{m}} {\rm{e}}{\rm{a}}{\rm{s}}{\rm{u}}{\rm{r}}{\rm{e}}}$, se calculó como

La incertidumbre en la predicción del modelo surge principalmente de la incertidumbre en la predicción ${J}_{{\rm{sc}}}$ (${B}_{{J}_{{\rm{sc}} }}\approx 0.03\ast {J}_{{\rm{sc}}}$) de la incertidumbre de la medición EQE de la celda multiunión, y de la incertidumbre de la medición de la reflectancia FTIR que conduce a $ {B}_{{R}_{{\rm{sub}}}}\aproximadamente 0,013$. Propagando estos errores a través de la ecuación (4), la incertidumbre absoluta en la eficiencia modelada, ${B}_{{\eta }_{{\rm{T}}{\rm{P}}{\rm{V} },{\rm{m}}{\rm{o}}{\rm{d}}{\rm{e}}{\rm{l}}}}$, se calculó según la ecuación (13) y la incertidumbre del modelo se muestra en las regiones sombreadas en la Fig. 3a.

La incertidumbre en la medición de la temperatura del emisor se calculó a partir de la variación en la resistencia de la bombilla medida a cada temperatura del emisor y la incertidumbre en la dependencia de la temperatura de la resistencia a partir de la expresión bibliográfica que se utilizó, que es un error relativo del 0,1% en la resistencia como una función de la temperatura55. La raíz cuadrática media de estos dos arrojó incertidumbres en la medición de la temperatura de menos de 4 °C, lo que tuvo un impacto insignificante en la incertidumbre del modelo.

Los datos que respaldan los hallazgos de este estudio están disponibles del autor correspondiente previa solicitud razonable.

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Descargar referencias

Agradecemos a W. Olavarria y A. Kibbler por el trabajo de crecimiento de epitaxia en fase de vapor organometálico y a C. Aldridge por el trabajo de procesamiento anterior. Agradecemos a T. McClure del MIT por el uso de la espectroscopia FTIR. También agradecemos a Y. Salamin y R. Sakakibara del MIT por su ayuda en la caracterización de la fuente de luz. Reconocemos el apoyo financiero del Departamento de Energía de EE. UU. (DOE): Agencia de Proyectos de Investigación Avanzada – Energía (ARPA-E) acuerdo cooperativo número DE-AR0001005; y la Oficina de Eficiencia Energética y Energías Renovables números de subvención DE-EE0008381 y DE-EE0008375. Este trabajo fue escrito, en parte, por Alliance for Sustainable Energy, LLC, administrador y operador del Laboratorio Nacional de Energía Renovable para el Departamento de Energía de EE. UU. bajo el número de contrato DE-AC36-08GO28308. Las opiniones expresadas en el artículo no representan necesariamente las opiniones del DOE o del gobierno de los EE. UU. El gobierno de los EE. UU. conserva y el editor, al aceptar el artículo para su publicación, reconoce que el gobierno de los EE. UU. conserva una licencia mundial no exclusiva, pagada e irrevocable para publicar o reproducir la forma publicada de este trabajo, o permitir que otros lo hagan. para fines del gobierno de EE. UU.

Departamento de Ingeniería Mecánica, Instituto de Tecnología de Massachusetts, Cambridge, MA, EE. UU.

Alina LaPotin, Kyle Buznitsky, Colin C. Kelsall, Andrew Rohskopf, Shomik Verma, Evelyn N. Wang y Asegun Henry

Laboratorio Nacional de Energía Renovable, Golden, CO, EE. UU.

Kevin L. Schulte, Myles A. Steiner, Daniel J. Friedman, Eric J. Tervo, Ryan M. France y Michelle R. Young

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AL realizó los experimentos de medición de eficiencia y analizó los datos. AL, KB y CCK diseñaron, construyeron y probaron la configuración experimental. KLS desarrolló y optimizó el crecimiento epitaxial de las células. DJF, MAS y KLS diseñaron las células, y MAS y MRY las fabricaron. DJF, MAS y KLS, junto con contribuciones de RMF, EJT, AL y AR, caracterizaron y modelaron las células. AL y SV caracterizaron la fuente de luz. AH y ENW supervisaron el trabajo. Todos los autores contribuyeron intelectualmente a la ejecución del trabajo y a la preparación del manuscrito.

Correspondencia a Asegun Henry.

MAS y EJT trabajaron en un proyecto similar con Antora Energy.

Nature agradece a Wenming Yang, Christos N. Markides y los demás revisores anónimos por su contribución a la revisión por pares de este trabajo.

Nota del editor Springer Nature se mantiene neutral con respecto a reclamos jurisdiccionales en mapas publicados y afiliaciones institucionales.

a) Ilustración conceptual de TEGS1, que toma electricidad, la convierte en calor mediante calentamiento Joule, almacena el calor en bloques de grafito aislados y luego usa TPV para convertir el calor en electricidad. También se muestra una celda unitaria del bloque de potencia. B) Diagrama de Sankey que muestra los flujos de energía en el sistema TEGS a escala y diferentes métricas de eficiencia. c) La relación entre la eficiencia del subsistema TPV y el tamaño del bloque de potencia o la relación volumen/área de superficie, Φ, suponiendo que el sistema es un cubo. d) Ilustración conceptual de un sistema de generación de electricidad basado en combustión mediante TPV. El sistema consta de un recuperador totalmente cerámico, similar a un intercambiador de calor de circuito impreso, cuyo extremo consta de una cámara de combustión. El aire se precalienta mediante el escape y luego se combina con combustible para la combustión cerca del extremo que mira hacia el TPV. Luego, el escape caliente entrega calor a la cerámica que lo irradia al TPV. e) Diagrama de Sankey que muestra los flujos de energía en un sistema TPV basado en combustión a escala.

Estructuras de dispositivos de los tándems 1,4/1,2 eV y 1,2/1,0 eV.

La eficiencia cuántica externa (EQE) de las dos celdas. La curva azul muestra el espectro del cuerpo negro a 2150 °C como referencia.

El espectro del emisor se midió a diferentes temperaturas del emisor que abarcan el rango de temperatura de prueba. Se ajustó un modelo (Métodos) a la medición y se utilizó para extender las mediciones de espectros a longitudes de onda más largas. La radiancia espectral llega a cero > ~4500 nm debido a la presencia de la envoltura de cuarzo alrededor del bulbo, ya que el cuarzo absorbe más allá de esta longitud de onda.

a) Una comparación entre la forma del espectro a una temperatura de prueba intermedia (2130 °C). La curva roja muestra el espectro modelado que concuerda bien con la medición (consulte Datos ampliados, Fig. 4). La curva gris muestra una comparación con la forma del espectro de un cuerpo negro a la misma temperatura del emisor. La curva azul muestra una comparación con el espectro descrito en la literatura sobre emisiones de tungsteno con AR=1, VF=1. Todas las curvas están normalizadas por su pico para mostrar la comparación en formas de espectros. La forma del espectro bajo la cual se caracterizaron las células (curva roja) es similar a la de un cuerpo negro (curva gris), particularmente por encima de la banda prohibida. Comparación de la eficiencia de TPV modelada bajo el espectro en este trabajo con emisores que podrían incorporarse a un sistema TPV en el que ${AR}$ y ${VF}$ permitan reciclar la luz reflejada. Se muestra un emisor de tungsteno (W) con ${AR}=1$ y ${VF}=1$, así como un emisor de cuerpo negro (cavidad) con ${VF}=1$. Un ejemplo de sistemas que podrían tener esta geometría se muestra en la figura 1 de datos ampliados. El emisor W da como resultado una mayor eficiencia porque las propiedades de emisividad selectiva de W suprimen parte de la energía por debajo de la banda prohibida. Además, el emisor W hace que el pico de eficiencia cambie a una temperatura más baja porque la emisividad de W pondera el espectro hacia longitudes de onda más cortas. El emisor de cuerpo negro produce una menor eficiencia porque la alta irradiancia provoca una mayor penalización de pérdida de resistencia en serie debido a la alta densidad de corriente. La comparación muestra que la eficiencia medida bajo el espectro de la bombilla en este trabajo proporciona una caracterización apropiada y relevante para la eficiencia de TPV en un subsistema TPV real. En todos los casos, la temperatura de la celda es de 25 °C.

a) Temperatura de la celda vs temperatura del emisor. La temperatura de la celda aumenta con la temperatura del emisor debido al sensor de flujo de calor que impide de manera indeseable el flujo de calor. b) Esquema (no a escala) que muestra los flujos de calor parásitos en el experimento. c) Flujos de calor parásitos calculados para el dispositivo de 1,4/1,2 eV. Un valor positivo actuaría para aumentar el flujo de calor medido y reduciría la eficiencia medida, mientras que un valor negativo tendría el efecto contrario. d) Comparación de la medición de eficiencia (círculos llenos) con la medición con la suma de los flujos de calor parásitos modelados (círculos abiertos) para ambos tándems.

a) Esquema de la configuración del concentrador que muestra la ubicación relativa de los reflectores elipsoidales y parabólicos compuestos, la apertura enfriada por agua, la celda TPV, el HFS y el disipador de calor. b) Imagen de la configuración del concentrador. c) Esquema de los flujos de calor y electricidad a través del dispositivo de medición. La energía eléctrica se extrae mediante dos clips de cobre que interactúan con las barras colectoras de la celda en la superficie superior de la celda y están aisladas térmica y eléctricamente del disipador de calor. d) Imagen de la celda sobre el disipador con cables eléctricos. La apertura se eliminó para mayor claridad.

Modelado versus medido a) ${J}_{{sc}}$, b) ${V}_{{oc}}$ y c) ${FF}$. Se puede observar una buena concordancia entre las predicciones de la medición y del modelo. Para cada dispositivo, la medición y el modelo de ${FF}$ muestran la misma tendencia y el mínimo en ${FF}$ para 1,2/1,0 eV concuerda bien entre el modelo y la medición, lo que sugiere una buena calibración del emisor. temperatura.

a) Mediciones de ${V}_{{oc}}$ y ${FF}$ vs ${J}_{{sc}}$ para el dispositivo de 1,2/1,0 eV bajo la temperatura alta Simulador de destello de irradiancia en una amplia gama de irradiancias, pero con espectro fijo y temperatura de celda fija a 25 °C. Se ajustó un modelo a los datos utilizando los tres parámetros de ajuste para determinar las características de la celda. La medición en un amplio rango de irradiancia es fundamental para extraer el parámetro ${R}_{{series}}$ en las condiciones de interés de alta irradiancia. b) Mediciones de baja irradiancia de ${V}_{{oc}}$ y ${FF}$ bajo un simulador de 1 sol continuo en el que el contenido espectral podría variarse para producir relaciones de fotocorriente de las dos uniones correspondientes. a diferentes temperaturas del emisor. La temperatura celular se fijó en 25 °C. El modelo se determinó utilizando los parámetros característicos de la célula que se extrajeron del ajuste de los datos en una amplia gama de irradiancias. El buen acuerdo sugiere que el modelo se puede utilizar para predecir ${V}_{{oc}}$, ${J}_{{sc}}$, ${FF}$ en un amplio gama de condiciones (irradiancia y espectros). c) Parámetros de rendimiento de la celda modelados bajo los espectros medidos que muestran una comparación entre los resultados para una temperatura de la celda de 25 °C y la temperatura de la celda medida.

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LaPotin, A., Schulte, KL, Steiner, MA et al. Eficiencia termofotovoltaica del 40%. Naturaleza 604, 287–291 (2022). https://doi.org/10.1038/s41586-022-04473-y

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Recibido: 17 de junio de 2021

Aceptado: 26 de enero de 2022

Publicado: 13 de abril de 2022

Fecha de emisión: 14 de abril de 2022

DOI: https://doi.org/10.1038/s41586-022-04473-y

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