Eficiencia termofotovoltaica del 40% - Taiwán piedra blanca Co., Ltd

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

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Detalles de métricas

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-d61432191e541">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-d61432191e545_1"> 14,15). Aquí informamos la fabricación y medición de células TPV con eficiencias de más del 40 % y demostramos experimentalmente la eficiencia de las células TPV en tándem de alta banda prohibida. 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 subbanda inutilizable de vuelta al emisor. Un dispositivo de 1,4/1,2 eV alcanzó una eficiencia máxima de (41,1 ± 1)% operando a una densidad de potencia de 2,39 W cm–2 y una temperatura de 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 de emisor de 2127 °C. Estas celdas se pueden integrar en un sistema TPV para el almacenamiento de energía térmica en la red para permitir la energía renovable despachable. Esto crea un camino para que el almacenamiento de la red de energía térmica alcance una eficiencia lo suficientemente alta y un costo lo suficientemente bajo como para permitir la descarbonización de la red eléctrica.

Aquí informamos mediciones de eficiencia de TPV de más del 40%, determinadas por la medición simultánea de la salida de energía eléctrica y la disipación de calor del dispositivo por calorimetría. Esta demostración experimental récord de la eficiencia de TPV fue posible gracias a (1) el uso de materiales de mayor banda prohibida en combinación con temperaturas de emisor entre 1900 y 2400 °C, (2) arquitecturas de unión múltiple de alto rendimiento con capacidad de ajuste de banda prohibida habilitada por metamórficas de alta calidad epitaxia16 y (3) la integración de un reflector de superficie posterior altamente reflectante (BSR) para 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 1900–2400 °C (Fig. 1) para la aplicación de almacenamiento en red de energía térmica (TEGS)1,17. TEGS es una tecnología de almacenamiento de energía a escala de red de bajo costo que utiliza TPV para convertir el calor en electricidad por encima de los 2000 °C, que es un régimen inaccesible para las turbinas. Es una batería que toma electricidad, la convierte en calor de alta temperatura, almacena el calor y luego lo vuelve a convertir en electricidad mediante TPV bajo 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 USD por kg), y el costo de capital proyectado por unidad de energía (CPE) es inferior a 10 USD por kWh (ref. 19) . Este costo es tan bajo que permitiría a TEGS cumplir con los objetivos de costo 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-d61432191e687"> 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 en los TPV (${P}_{{\rm{inc}}}$) se puede convertir en electricidad (${P}_{{\rm{out}}}\ )), reflejada de regreso al emisor (\({P}_{{\rm{ref}}}$) o termalizada debido a ineficiencias en la celda y el reflector posterior (${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 de espectro representativa a la temperatura media 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 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 conservar y luego convertir la energía en fotones de banda prohibida. Esto se debe a que, en los contextos en los que se prevé el uso de TPV, la celda TPV tiene un alto factor de visión para el emisor. Esto significa que los fotones de subbanda prohibida pueden ser reflejados de regreso al emisor por la celda TPV (Fig. 1b), que es diferente de una celda solar y del sol. Al reflejar los fotones no convertidos, la energía de la luz subbanda prohibida se conserva a través de la reabsorción por parte del emisor. La luz reflejada y posteriormente reabsorbida ayuda a mantener caliente el emisor, minimizando así la entrada de energía requerida para calentar el emisor. Como resultado, la eficiencia de una celda TPV viene 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 de circuito abierto, ${I}_{{\rm{sc}}}$ es la corriente de cortocircuito y ${\rm{FF}} $ es el factor de relleno de la curva de 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 absorción parásita en el semiconductor o reflector metálico, pérdidas por termalización debido al exceso de energía fotónica incidente, 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. Con base en la ecuación (1), para aumentar la eficiencia de 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 usamos aquí porque es la métrica convencional y generalizable que se usa para describir el desempeño de un par celda-emisor independientemente de otros características a nivel del sistema12. La eficiencia de un sistema completo con TPV puede ser inferior a ${\eta }_{{\rm{TPV}}}$ debido a pérdidas específicas del sistema. Sin embargo, estas pérdidas a nivel del sistema pueden volverse insignificantes en el caso de TEGS o un sistema de generación de electricidad basado en combustión a gran escala1,24 (Métodos y datos extendidos Fig. 1).

Las altas temperaturas del emisor apuntadas aquí para TEGS y otras aplicaciones permiten que se usen celdas de banda prohibida más altas de al menos 1.0 eV en lugar de las celdas basadas en InGaAs o GaSb de banda prohibida baja que se usan tradicionalmente para TPV. Esto es clave, porque el espectro de la luz se desplaza hacia el rojo hacia longitudes de onda más largas a medida que baja 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 0,74 eV InGaAs o 0,73 eV GaSb. Se ha realizado un trabajo considerable en semiconductores de banda prohibida baja con la aplicación prevista de conversión de calor 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 cuerpo de 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 comercialmente el calor en electricidad: materiales de alta banda prohibida combinados con altas temperaturas de emisor, arquitecturas de unión múltiple de alto rendimiento con capacidad de sintonización 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 0,3–0,4 V, debido a los requisitos termodinámicos de la tasa de recombinación radiativa28. Como resultado, esta pérdida inevitable penaliza más a las celdas con banda prohibida más baja que a las celdas 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 mayor banda prohibida también debe ir acompañado de un funcionamiento a temperaturas más altas para mantener una densidad de potencia lo 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 escalan con su área, y si la generación de energía por unidad de área aumenta, el costo por unidad de potencia (CPP) correspondiente 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, ya que también mejoran el reciclaje de los fotones luminiscentes generados por la recombinación radiativa30,31,32. Este efecto ha llevado a la integración regular de BSR con células solares fotovoltaicas, lo que proporciona una plantilla para su uso en TPV. Con estas importantes lecciones de trabajos anteriores en mente, las celdas desarrolladas aquí son diseños de dos uniones de 1,2/1,0 eV y 1,4/1,2 eV destinados a la aplicación TEGS con temperaturas de emisor entre 1900 y 2400 °C (ref. 1). Las celdas de unión múltiple aumentan la eficiencia en comparación con 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 uniones múltiples 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 con desajuste de red, donde el desajuste de la red es con respecto a la constante de 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 con la red y una celda inferior de GaInAs de 1,2 eV emparejada con la red, aprovechando la calidad de material inherentemente más alta de la epitaxia emparejada con la red en la celda de GaAs (Fig. 1c, Fig. 1d y Datos extendidos Fig. 2). El tándem de banda prohibida inferior de 1,2/1,0 eV ofrece el 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 potencia de salida más baja, la densidad de corriente reducida de esta combinación de banda prohibida permite potencialmente 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 células TPV se proporcionan en los Métodos. Nos referimos a los dos tándems por sus band gaps: 1,4/1,2 eV y 1,2/1,0 eV. Las medidas de reflectancia se muestran en la Fig. 2a y la eficiencia cuántica interna se muestra en la Fig. 2b. La reflectancia ponderada espectral subbanda prohibida para el espectro de cuerpo negro de 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 de 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 Figs. de datos ampliados. 4 y 5a para el espectro medido y una comparación entre la forma del espectro de 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 de emisor relevantes para la aplicación TEGS (aproximadamente 1900–2400 °C) se muestran en la Fig. 2c, 2d. Como era de esperar, 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 monotónico en ${V}_{{\rm{oc}}}$ a las temperaturas más altas del emisor se debió al aumento de la temperatura de la celda (datos extendidos, Fig. 6a) debido a la presencia de un sensor de flujo de calor (HFS) utilizado para la medición de la eficiencia, que indeseablemente también impidió 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. El espectro de cuerpo negro de 2150 °C se muestra como referencia, 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 Datos extendidos Fig. 3. c, d, Curvas de voltaje-densidad de corriente medidas en la configuración de eficiencia a temperaturas de emisor variables para los tándems de 1,4/1,2 eV (c) y 1,2/1,0 eV (d).

a, Eficiencia 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, la eficiencia prevista de los tándems de 1,4/1,2 eV y 1,2/1,0 eV como la reflectancia ponderada de la banda prohibida (${R}_{{\rm{sub}}}$) se extrapola asumiendo un emisor W con AR = 1 y VF = 1 y una temperatura de celda de 25 °C (Datos extendidos 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 eficiencia creciente con el aumento de la temperatura del emisor, y la eficiencia superó el 40 % a 2350 °C, que está dentro del rango objetivo de 1900–2400 °C necesario para la aplicación TEGS. A 2400 °C, la eficiencia fue tan alta como 41,1 ± 1 %, mientras que la eficiencia promedio entre 1900 y 2400 °C fue de 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 brechas de banda más bajas. La eficiencia del tándem 1,2/1,0 eV alcanzó un máximo de 39,3 ± 1 % a 2127 °C, muy cerca de 2150 °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 1900 y 2300 °C fue del 38,2 % y la eficiencia se mantuvo alta en un rango de 400 °C de temperaturas del emisor. Esto es particularmente digno de mención para la aplicación TEGS porque indica que se puede lograr una alta eficiencia constante incluso cuando la temperatura del emisor varía durante el proceso de descarga del sistema TEGS. La reducción en la eficiencia más allá de esta temperatura se debió al aumento de las pérdidas de resistencia en serie y al aumento decreciente en ${J}_{{\rm{sc}}}$ 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 mayor densidad de potencia eléctrica a una temperatura del emisor dada y tiene una mayor eficiencia 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 incertidumbre correspondiente 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 extender 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 ponderada espectralmente, ${R}_{{\rm{sub}}}$. 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 suponemos 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 extendidos Fig. 5). En esta predicción, para una temperatura de 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 más bajo que lo que se logró con el enfoque del puente aéreo demostrado recientemente por Fan et al. 15. Su trabajo, que demuestra una reflectividad de más del 98 %, traza un camino hacia nuevas mejoras en la eficiencia. Si el enfoque del 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 % promediado en el rango de temperatura de 1900 a 2400 °C.

Reportamos celdas TPV de dos uniones con eficiencias de más del 40% usando un emisor con una temperatura entre 1,900 y 2,400 °C. La eficiencia del tándem 1,4/1,2 eV alcanza el 41,1 ± 1 % a 2.400 °C, con una media del 36,2 % sobre el rango de temperatura objetivo. La eficiencia del tándem 1,2/1,0 eV alcanza el 39,3 ± 1 % y varía muy poco en un amplio rango de temperatura con una eficiencia media en el rango de temperatura de 1900 a 2300 °C del 38,2 %. Este alto rendimiento es posible gracias al uso de celdas de unión múltiple con bandas prohibidas de al menos 1,0 eV, que son bandas prohibidas más altas que las que se han utilizado tradicionalmente en los TPV. Las brechas de banda 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 se aplica a la combustión de gas natural o hidrógeno, y se justifica una mayor demostración de los sistemas integrados.

Alcanzar una eficiencia del 40% con TPV es notable desde el punto de vista de que ahora convierte a 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 la madurez completa, por lo que existen perspectivas limitadas para futuras mejoras, ya que se encuentran al final de su curva de desarrollo. Los TPV, por otro lado, están muy temprano en su progreso hacia una curva de desarrollo fundamentalmente diferente. En consecuencia, los TPV tienen numerosas perspectivas tanto para mejorar la eficiencia (por ejemplo, al mejorar la reflectividad y reducir la resistencia en serie) como para reducir los costos (por ejemplo, al reutilizar 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 una mayor atención y financiación en los próximos años a medida que surjan aplicaciones comerciales y se vuelvan rentables.

Las turbinas proliferaron debido a su alta eficiencia (25–60 %) y su bajo CPP generado (US$0,5–1 por W). Sin embargo, dado que las turbinas requieren intrínsecamente piezas móviles, existen requisitos correspondientes sobre las propiedades mecánicas a alta temperatura 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, a menos que se descubran materiales que les permitan operar a temperaturas de entrada de la turbina sustancialmente más altas que los valores actuales de aproximadamente 1.500 °C para ciclos Brayton y aproximadamente 700 °C para Rankine. ciclos29. Los motores térmicos de estado sólido como los TPV, que no tienen partes móviles, poseen una ventaja en este sentido, ya que permiten operar a temperaturas significativamente más altas que las turbinas. Los TPV pueden habilitar 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 los 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 Extended Data Fig. 1a, toma electricidad, la convierte en calor mediante calentamiento en joules, almacena el calor en un banco de grandes bloques de grafito y luego lo vuelve a convertir 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 Datos extendidos Fig. 1b.

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). ${\eta }_{{\rm{TPV}},{\rm{subsistema}}}\,$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 ${\eta }_{{\rm{TPV}},{\rm{subsistema}} }={\eta }_{{\rm{TPV}}}(1-\frac{{Q}_{{\rm{pérdida}},{\rm{subsistema}}}}{{Q}_{ {\rm{h}}}}).$ Asumiendo que no hay pérdidas por convección debido a la operación en el vacío y pérdidas insignificantes del factor de vista, entonces ${\eta }_{{\rm{TPV}},{\rm {subsistema}}}\approx {\eta }_{{\rm{TPV}}}$si ${Q}_{{\rm{pérdida}},{\rm{subsistema}}}$, que se 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 se 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 relación de área de superficie grande a perímetro tal que el factor de vista entre ellos se aproxima a uno. Este puede ser el caso de TEGS o un sistema de combustión a gran escala, y es un aspecto de importancia crítica para lograr un valor alto para ${\eta }_{{\rm{TPV}},{\rm{subsystem} }}$ (refs. 1,24).

Para ilustrar la importancia de Φ, Datos extendidos La figura 1a muestra una sola celda unitaria del bloque de potencia TEGS, que se compone de un emisor de cavidad de tungsteno calentado por estaño líquido bombeado, que emite a una matriz de celdas TPV. Las dimensiones nominales del arreglo TPV, ${L}_{{\rm{TPV}}}$, y 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 la optimización previa1. Los tubos de grafito, que transportan el fluido de transferencia de calor 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 ${L}_{{\rm{unidad}}}=44{\rm{cm}}.$ Notamos que aunque las aletas en el emisor pueden utilizarse para aumentar la densidad de potencia volumétrica del sistema, en este ejemplo suponemos que no se utilizan 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 las pérdidas por factor de visión son insignificantes.

Las pérdidas de calor desde la superficie exterior del bloque de alimentación hacia el entorno se pueden expresar como ${Q}_{{\rm{pérdida}},{\rm{subsistema}}}={hA}({T}_{ {\rm{h}}}-{T}_{\infty })$, donde $h$ es el coeficiente global 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 tal que $h\approx k/{L}_{{\rm{aislamiento}}}$, donde $k$ es el calor conductividad del aislamiento de grafito ($k\approx $1 W m–1 K–1 a 2150 °C) y ${L}_{{\rm{aislamiento}}}$ 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 superficie externa del bloque de potencia, ${T}_{{\rm{h}}}$ es la temperatura promedio del bloque de potencia (2150 °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 ${T}_{{\rm{h}}}$ = 2,150 °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 de 1,2/1,0 eV. Considerando todo el volumen de la celda unitaria, esto conduce a una densidad de potencia eléctrica volumétrica de 240 kW m–3. Suponiendo que el bloque de potencia es un cubo, la Fig. 1c de datos extendidos muestra ${\eta }_{{\rm{TPV}},{\rm{subsystem}}}$ como una función de la longitud lateral del bloque de potencia (excluyendo el aislamiento) así como $\Phi $ para dos espesores de aislamiento de grafito diferentes. Los resultados muestran que ${\eta }_{{\rm{TPV}},{\rm{subsistema}}}\,$se acerca a ${\eta }_{{\rm{TPV}}}\ ,$ para escalas de longitud del bloque de potencia de aproximadamente 1 m cuando el sistema está debidamente 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 extendidos, figura 1b), otras pérdidas se deben a la conversión de energía de electricidad en calor en los calentadores resistivos (<1 %) y pérdidas de calor de los medios de almacenamiento térmico (aproximadamente 1 % por día) , pero pueden ser insignificantemente pequeños1. Por lo tanto, el RTE puede estar dominado por ${\eta }_{{\rm{TPV}}}$.

Aquí es importante tener en cuenta que un RTE del 40 al 55 % como se apunta en la aplicación TEGS es bajo en comparación con otras opciones, como las baterías de iones de litio, que tienen un RTE de más del 70 %. Sin embargo, varios estudios han señalado que para permitir la penetración total de las energías renovables en la red, se requiere una disminución de uno a dos órdenes de magnitud en el CPE, debido a la necesidad de almacenamientos de larga duración20,21,22. Es desde esta perspectiva que se puede sacrificar el RTE, siempre que esté por encima del 35% aproximadamente (ref. 1), siempre que permita una adhesión a un coste mucho menor. Por lo tanto, 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, sigue siendo económicamente más atractiva1,20,21,22.

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 eficiente de generación de energía mediante el uso de recuperadores hechos de metales refractarios y óxidos3,47. Datos extendidos La figura 1d muestra un concepto TPV modular impulsado por combustión. El aire entra en 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 emisora, que irradia a los TPV. Aquí, la métrica importante es la eficiencia térmica de primera ley que define la relación entre la producción neta de trabajo y la entrada de energía primaria (Datos extendidos Fig. 1e). La salida de trabajo neto es ${P}_{{\rm{out}}}-{P}_{{\rm{in}}}$, donde ${P}_{{\rm{out }}}$ es la salida de energía eléctrica de los TPV y ${P}_{{\rm{in}}}$ es el trabajo de entrada para el bombeo requerido para la circulación de gas y el enfriamiento líquido del TPV. La entrada 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 alrededor de 1 m (Datos extendidos, 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 a la matriz de emisores tiene una relación de área a perímetro que es grande y minimiza las pérdidas del factor de vista de los bordes. Otras pérdidas de calor pueden ocurrir a través del escape debido a un recuperador imperfecto. Sin embargo, la eficiencia a la que la energía química del 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 adecuadamente 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 del motor térmico en los Estados Unidos, que es inferior al 35 % en función de las entradas de energía primaria. y producción de electricidad38. Una eficiencia del 40% también es más alta que la mayoría de los ciclos de vapor y está en el mismo rango que 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 han desarrollado una variedad 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 el bajo mantenimiento, la ausencia de piezas móviles y/o una integración más sencilla con una fuente de calor externa; sin embargo, ninguna de ellas ha podido competir previamente con la eficiencia y el CPP de las turbinas para conversión de calor a electricidad a gran escala.

Datos extendidos La figura 2 muestra las estructuras de 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 usaron dietilcinc y tetracloruro de carbono como fuentes de dopantes de tipo p y seleniuro de hidrógeno y dislano como fuentes de dopantes de tipo n. El crecimiento tuvo lugar en un flujo de gas hidrógeno purificado de 6 litros por minuto. Los sustratos eran de tipo n (100) GaAs con un recorte 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 en un susceptor de grafito y se calentó inductivamente a 700 ° C bajo una sobrepresión de arsina, seguido de una desoxidación de aproximadamente 10 min 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. Se cultivó la celda superior, 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 de AlGaAs:C/GaAs:Se/AlGaAs:Si, seguido de un tampón de composición graduada (CGB) de GaInP. El CGB constaba de 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 constaba 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 de Ga0.85In0.15As de 1,5 µm :Zn base y un 0,05 µm Ga0.37In0.63P:Zn BSF. 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 hizo crecer una capa intermedia de GaAs de 0,2 µm, luego un CGB de GaInP que constaba de pasos de GaInP de 0,25 µm, que abarcaban el rango de Ga0,51In0,49P a Ga0,19In0,81P, y las capas finales eran un Capa de sobreimpulso de deformación de 1,0 µm Ga0.19In0.81P y una red de capa de retroceso de 0,9 µm Ga0.22In0.78P emparejada con la constante de red en el plano de Ga0.19In0.81P. A continuación se hizo crecer una capa de contacto frontal de Ga0.70In0.30As:Se de 0,3 µm, seguida de la celda superior, comenzando con una ventana de Ga0.22In0.78P:Se de 0,02 µm, 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 una BSF de Ga0.22In0.78P:Zn de 0.07 µm. A continuación, se hizo crecer 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 hizo crecer 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 capa i de Ga0.70In0.30As:Zn de 0.02 µm. Ga0.22In0.78P:ZnBSF. Finalmente, se hizo crecer una capa de contacto posterior de Al0,4Ga0,30In0,30As:Zn++ de 0,05 µm.

Después del crecimiento, se electroplacó un contacto posterior de oro reflectante de aproximadamente 2 µm de espesor en la capa de contacto posterior expuesta (la última capa semiconductora que creció). Las muestras se unieron con epoxi de baja viscosidad a un mango de silicona y los sustratos se eliminaron por grabado en NH4OH:H2O2 (1:3 por volumen). Las rejillas frontales de oro se electrochaparon en las superficies frontales a través de una máscara fotorresistente positiva, utilizando una capa delgada de níquel electrochapado 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 escindieron en chips de una sola célula para su caracterización. Las celdas completas 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 celdas bajo un espectro relevante y bien controlado (emisión de tungsteno entre 1900 y 2400 °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, una placa de apertura de aluminio enfriada por agua estaba suspendida sobre la celda TPV (Datos extendidos Fig. 7). El área de la apertura era de 0,312 cm2 y el área activa de la celda era de 0,7145 cm2.

Para mantener fría la celda TPV, se montó en un disipador de calor de cobre de microcanal (M2, Mikros) que se enfrió con 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 termoconductora mantuvo el HFS en su lugar en 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 eléctrica y térmicamente aislados del disipador de calor mediante una pieza de aislamiento. Se conectó un par de cables a la parte inferior de cada clip de cobre para realizar una medición de cuatro cables. El lado inferior de la placa de apertura de aluminio estaba protegido con varias capas de Kapton revestido de cobre y cinta de aluminio que actuaba como un escudo contra la radiación para reducir la transferencia de radiación 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 capacidad nominal de 5 kW a 3200 K, pero la temperatura y la potencia se ajustaron a la temperatura del emisor deseada controlando el voltaje de la lámpara usando 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 en 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 de la bombilla caliente se midió restando la resistencia del conductor eléctrico de la resistencia total determinada a partir de la entrada de voltaje y corriente 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 de TPV se midió tomando medidas 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 dependiente de la temperatura del HFS, se necesitaba la temperatura promedio del HFS, ${T}_{{\rm{s}}}$, que se toma del promedio de las temperaturas caliente y fría. temperaturas laterales. La temperatura del lado caliente se midió con un termopar colocado debajo de la celda. La temperatura del lado frío se determinó iterativamente utilizando la resistencia térmica del sensor (4,167 K W–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 dado 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 y 3200 K con espectro conocido (Newport). Las mediciones de espectro a varias temperaturas se pueden encontrar en Datos extendidos Fig. 4. Para extrapolar el espectro medido a un rango de longitud de onda más amplio, el espectro se modeló considerando los valores de la literatura de la emisión de tungsteno56, el material del filamento y la transmisión de cuarzo, para la envoltura que rodea la bombilla. La transmisión de cuarzo se calculó para una pieza de cuarzo de 3 mm de espesor usando 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. 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 extendidos 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 concuerda bien con el espectro medido. Debido al buen acuerdo, el espectro modelado se usó luego para formar las predicciones de eficiencia. Nos referimos a este espectro como ${E}_{{\rm{TPV}}}\left(\lambda ,T\right)$ en las secciones posteriores, 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 las bombillas con espectros correspondientes a pares emisor/celda con ${\rm{VF}}=1$, lo que permite reciclar la luz reflejada (un ejemplo de estos sistemas se muestra en Datos extendidos Fig. 1). 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 que se experimentan en los sistemas de TPV.

Para comparar el rendimiento medido de la celda TPV con las predicciones del modelo, el factor de visualización 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). Utilizamos 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 la misma ubicación que la celda de unión múltiple 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 extendidos Fig. 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 irradiación real en la configuración de eficiencia, ${E}_{{\rm{irradiancia} }}^{{\rm{TPV}}}$, 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 Espectro de emisores anterior 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.

Entonces se usó ${{\rm{VF}}}_{{\rm{eff}}}$ para formar las predicciones del modelo de eficiencia. Una métrica útil para permitir las comparaciones con otros sistemas es definir un factor de visualización 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{black}}}=10,65 \% $. Las diferencias se deben a ligeros ajustes realizados en la configuración entre las mediciones de las dos celdas de unión múltiple.

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 la irradiancia, ${P}_{{\rm{inc}},{\rm{sub}}}$ es la irradiancia subbanda prohibida, ${R}_{{\rm{a}}}\ ) es la reflectancia por encima de la brecha de banda ponderada espectralmente y \({R}_{{\rm{sub}}}$ es la reflectancia por debajo de la brecha de banda ponderada espectralmente27. El denominador de la expresión de eficiencia representa el flujo neto a la celda.

Los ${V}_{{\rm{oc}}}$, ${J}_{{\rm{sc}}}$ y ${\rm{FF}}$ medidos son que se muestra en la figura 8 de datos ampliados y en las tablas 1 y 2 de datos ampliados. Para modelar la parte del numerador o de energía eléctrica de la expresión de eficiencia (figura 8 de datos ampliados), utilizamos un modelo analítico bien establecido que toma los valores extraídos de los experimentos como parámetros de entrada59. Usando 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. Con el modelo, ajustamos los datos satisfactoriamente en un rango de irradiancia de varios órdenes de magnitud (que se muestra para el tándem de 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 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 en serie concentrada efectiva ${R}_{{\rm{serie}}}$. Nos referimos a estos como los parámetros característicos de la célula.

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 la unión superior e inferior bajo un simulador continuo de 1 sol 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 dada, y usando celdas de referencia58, el simulador se configuró en 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 extendidos 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 extendidos Fig. 4) se usaron junto con el EQE medido para calcular las fotocorrientes de unión superior e inferior (ecuación (6)). Con esos como entradas al modelo y los parámetros característicos de la celda determinados anteriormente, calculamos los parámetros de rendimiento de la celda en las condiciones de medición de eficiencia reales. La temperatura de la celda varía (Datos extendidos Fig. 6a). Esto se tuvo en cuenta utilizando un modelo bien establecido que funciona especialmente bien para dispositivos casi ideales, como los dispositivos III-V. El modelo explica la dependencia de la temperatura a través de su efecto sobre la densidad intrínseca del portador y, por lo tanto, 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 celda calculado para una celda de 25 °C y a la temperatura de celda medida para el tándem de 1,2/1,0 eV.

La potencia emisiva 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 subbanda prohibida del infrarrojo medio se midió con un espectrómetro de infrarrojos 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 abarcaba tanto la celda como las rejillas frontales. La reflectancia de banda prohibida anterior y subbanda 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. Entonces se calculó ${P}_{{\rm{ref}}}$ según la ecuación (8).

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

Examinamos la influencia de diferentes flujos de calor parásitos en la medición de la eficiencia. En la Fig. 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 de los cables eléctricos hacia la celda enfriada por el disipador de calor, que por diseño están trenzados térmicamente del disipador de calor usando 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, a la mayoría de las temperaturas del emisor, el flujo de calor en presencia de los conductores es mayor que sin ellos, porque los conductores están trenzados térmicamente mientras la celda se enfría activamente. Por lo tanto, la inclusión de dicho término conduciría a una mayor eficiencia de lo que se informa.

El siguiente flujo de calor parásito se debe a la radiación de la placa de apertura a la celda, ${Q}_{{\rm{rad}},{\rm{ganancia}}}$. La temperatura del fondo de la placa de apertura se midió con un termopar a las 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 vista 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 utilizando una aproximación gris difusa según la ecuación 10, donde Aap es el área de la placa de la 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 vista calculado entre la celda y el entorno. No obstante, se incluyó en el cálculo de ${Q}_{{\rm{parastic}}}$ para completarlo.

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 irradiación fue bloqueada por la fuente de luz utilizando varias capas de papel de aluminio que formaban un escudo contra la radiación. Se encontró que la temperatura ambiente variaba entre 26 °C a la temperatura más baja del emisor y 33 °C a 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 en 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 ${Q}_{{\rm{ conv}},{\rm{pérdida}}}$ y ${Q}_{{\rm{rad}},{\rm{ganancia}}}$ se vuelven más importantes. El impacto potencial de ${Q}_{{\rm{parastic}}}$ en la medición de la eficiencia se muestra en Datos extendidos Fig. 6d. En general, ${Q}_{{\rm{parastic}}}$ tiene un pequeño impacto en la eficiencia porque ${Q}_{{\rm{parastic}}}$ es dos órdenes de magnitud inferior 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 informada. De hecho, nuestro cálculo de ${Q}_{{\rm{arasitic}}}$ predice en gran medida una mayor eficiencia que el valor medido, lo que indica que la eficiencia medida informada 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 de ±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 el sensor calculado a partir de la resistencia térmica del sensor (4.167 K W–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 de fuente, la incertidumbre de 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 medida de la potencia 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 el ${J}_{{\rm{sc}}}$ (${B}_{{J}_{{\rm{sc}} \( {B}_{{R}_{{\rm{sub}}}}\aprox. 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 mediante las regiones sombreadas en la Fig. 3a.

La incertidumbre en la medición de la temperatura del emisor se calculó a partir de la variación de la resistencia del bulbo 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 produjo incertidumbres de medición de 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 a pedido razonable.

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Agradecemos a W. Olavarria y A. Kibbler por el trabajo de crecimiento de epitaxia en fase vapor organometálica 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. Agradecemos el apoyo financiero del Departamento de Energía de EE. UU. (DOE): Agencia de Proyectos de Investigación Avanzada - Número de acuerdo de cooperación de Energía (ARPA-E) DE-AR0001005; y los números de concesión de la Oficina de Eficiencia Energética y Energía Renovable DE-EE0008381 y DE-EE0008375. Este trabajo fue escrito, en parte, por Alliance for Sustainable Energy, LLC, el administrador y operador del Laboratorio Nacional de Energía Renovable para el DOE de EE. UU. bajo el número de contrato DE-AC36-08GO28308. Los puntos de vista expresados en el artículo no representan necesariamente los puntos de vista del DOE o del gobierno de los EE. UU. El gobierno de los EE. UU. retiene y el editor, al aceptar el artículo para su publicación, reconoce que el gobierno de los EE. UU. retiene una licencia mundial no exclusiva, pagada, irrevocable para publicar o reproducir la forma publicada de este trabajo, o permitir que otros lo hagan. para propósitos del gobierno de los EE.UU.

Departamento de Ingeniería Mecánica, Instituto Tecnológico 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 la 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 las 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 ya la preparación del manuscrito.

Correspondencia a Enrique Asegún.

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

Nature agradece a Wenming Yang, Christos N. Markides y a 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 los reclamos jurisdiccionales en mapas publicados y afiliaciones institucionales.

a) Ilustración conceptual de TEGS1, que toma electricidad, la convierte en calor a través del calentamiento Joule, almacena el calor en bloques de grafito aislados y luego usa TPV para convertir 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 por combustión mediante TPV. El sistema consta de un recuperador totalmente cerámico, similar a un intercambiador de calor de circuito impreso, cuyo extremo comprende una cámara de combustión. El aire se precalienta por el escape y luego se combina con el combustible para la combustión cerca del extremo que mira hacia el TPV. El escape caliente luego 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 los 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 de 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 usó para extender las mediciones de espectros a longitudes de onda más largas. El resplandor 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 (ver Datos extendidos 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 la comparación con el espectro descrito por la literatura de emisión 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 el 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 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 Datos extendidos Fig. 1. 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 de 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 da como resultado 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 adecuada y relevante para la eficiencia de TPV en un subsistema de 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 indeseablemente 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 reducir la eficiencia medida, mientras que un valor negativo tendría el efecto contrario. d) Comparación de la medición de la eficiencia (círculos sólidos) con la medición con la adición 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 parabólicos compuestos y elipsoidales, la apertura enfriada por agua, la celda TPV, el HFS y el disipador de calor. b) Imagen del montaje 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 aislados térmica y eléctricamente del disipador de calor. d) Imagen de la celda en el disipador de calor con cables eléctricos. La apertura se eliminó para mayor claridad.

Modelado vs medido a) ${J}_{{sc}}$, b) ${V}_{{oc}}$, y c) ${FF}$. Se puede ver un buen acuerdo entre la medición y las predicciones del modelo. Para cada dispositivo, la medida y el modelo de ${FF}$ exhiben la misma tendencia y el mínimo en ${FF}$ para 1.2/1.0-eV concuerda bien entre el modelo y la medida, 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 alta Simulador de flash de irradiancia en una amplia gama de irradiancias, pero espectro fijo y temperatura de celda fija a 25 °C. Se ajustó un modelo a los datos usando 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 continuo de 1 sol en el que el contenido espectral podría variarse para producir relaciones de fotocorriente de las dos uniones correspondientes a diferentes temperaturas de emisor. La temperatura de la celda se fijó a 25 °C. El modelo se determinó utilizando los parámetros característicos de la celda que se extrajeron del ajuste a los datos en una amplia gama de irradiancias. El buen acuerdo sugiere que el modelo se puede usar para predecir ${V}_{{oc}}$, ${J}_{{sc}}$, ${FF}$ en un amplio gama de condiciones (irradiación y espectros). c) Parámetros de rendimiento de celda modelados bajo los espectros medidos que muestran una comparación entre los resultados para una temperatura de celda de 25 °C y la temperatura de celda medida.

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Recibido: 17 junio 2021

Aceptado: 26 de enero de 2022

Publicado: 13 abril 2022

Fecha de emisión: 14 de abril de 2022

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

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