Efficacité thermophotovoltaïque de 40% - Taïwan White Stone Co., Ltd

Nature volume 604, pages 287–291 (2022)Citer cet article

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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-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). Nous rapportons ici la fabrication et la mesure des cellules TPV avec des efficacités de plus de 40 % et démontrons expérimentalement l'efficacité des cellules TPV tandem à bande interdite élevée. Les cellules TPV sont des dispositifs à deux jonctions comprenant des matériaux III-V avec des bandes interdites entre 1,0 et 1,4 eV qui sont optimisées pour des températures d'émetteur de 1 900 à 2 400 °C. Les cellules exploitent le concept de filtrage spectral en bordure de bande pour obtenir une efficacité élevée, en utilisant des réflecteurs de surface arrière hautement réfléchissants pour rejeter le rayonnement de sous-bande interdite inutilisable vers l'émetteur. Un dispositif de 1,4/1,2 eV a atteint une efficacité maximale de (41,1 ± 1) % en fonctionnant à une densité de puissance de 2,39 W cm–2 et une température d'émetteur de 2 400 °C. Un dispositif de 1,2/1,0 eV a atteint une efficacité maximale de (39,3 ± 1) % en fonctionnant à une densité de puissance de 1,8 W cm–2 et une température d'émetteur de 2 127 °C. Ces cellules peuvent être intégrées dans un système TPV pour le stockage du réseau d'énergie thermique afin de permettre une énergie renouvelable dispatchable. Cela crée une voie permettant au stockage du réseau d'énergie thermique d'atteindre une efficacité suffisamment élevée et un coût suffisamment bas pour permettre la décarbonisation du réseau électrique.

Nous rapportons ici des mesures d'efficacité TPV de plus de 40%, déterminées par la mesure simultanée de la puissance électrique de sortie et de la dissipation thermique de l'appareil par calorimétrie. Cette démonstration expérimentale record de l'efficacité du TPV a été rendue possible par (1) l'utilisation de matériaux à bande interdite plus élevée en combinaison avec des températures d'émetteur comprises entre 1 900 et 2 400 °C, (2) des architectures multi-jonctions hautes performances avec une capacité de réglage de la bande interdite permise par une épitaxie métamorphique de haute qualité16 et (3) l'intégration d'un réflecteur de surface arrière hautement réfléchissant (BSR) pour le filtrage en bordure de bande11,13.

Les cellules sont des dispositifs tandem de 1,4/1,2 eV et 1,2/1,0 eV optimisés pour la plage de température d'émetteur de 1 900 à 2 400 °C (Fig. 1) pour l'application de stockage de réseau d'énergie thermique (TEGS)1,17. Le TEGS est une technologie de stockage d'énergie à l'échelle du réseau à faible coût qui utilise des TPV pour convertir la chaleur en électricité au-dessus de 2 000 °C, ce qui est un régime inaccessible aux turbines. Il s'agit d'une batterie qui absorbe l'électricité, la convertit en chaleur à haute température, stocke la chaleur puis la reconvertit en électricité par des TPV à la demande. Bien que le TEGS ait été initialement conçu avec un support de stockage en silicium fondu18, un support de stockage en graphite coûte encore moins cher (0,5 USD par kg) et le coût en capital projeté par unité d'énergie (CPE) est inférieur à 10 USD par kWh (réf. 19). Ce coût est si faible qu'il permettrait à TEGS d'atteindre les objectifs de coût proposés (< 20 USD par kWh) pour le stockage d'énergie de longue durée, ce qui permettrait aux énergies renouvelables avec stockage d'être compétitives par rapport aux combustibles fossiles20,21,22. Ainsi, la multiplication des TEGS pourrait permettre à terme de réduire d'environ 40 % les émissions mondiales de CO2, en décarbonant le réseau électrique (environ 25 % des émissions) puis de permettre à l'électricité sans CO2 de recharger les véhicules du secteur des transports (environ 15 % des émissions)23. Atteindre une efficacité TPV de 40 % est remarquable, car cela signifie que le TEGS, ainsi qu'une gamme d'autres applications potentielles, sont désormais réalisables. Ces applications comprennent d'autres technologies de stockage d'énergie2, la production d'électricité au gaz naturel, au propane ou à l'hydrogène3,4,5,6,7,8,9, et la récupération de la chaleur résiduelle industrielle à haute température (Méthodes et données étendues Fig. 1).

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 (orange). La ligne noire montre l'efficacité thermique moyenne de la production d'électricité aux États-Unis à l'aide d'une turbine à vapeur (charbon et nucléaire)36,37. Avant l'an 2000, les rendements des turbines indiqués incluent également le gaz naturel. b, L'énergie incidente sur les TPV (${P}_{{\rm{inc}}}$) peut être convertie en électricité (${P}_{{\rm{out}}}$), réfléchie vers l'émetteur (${P}_{{\rm{ref}}}$) ou thermalisée en raison d'inefficacités dans la cellule et le réflecteur arrière (${Q}_{{\rm{c}}}$). c, d, Les tandems 1,2/1,0 eV (c) et 1,4/1,2 eV (d) qui ont été fabriqués et caractérisés dans ce travail, et une forme de spectre représentative à la température moyenne de l'émetteur (corps noir de 2 150 °C) indiquant les bandes spectrales qui peuvent être converties en électricité par la jonction supérieure et inférieure d'une cellule TPV. Un miroir en or à l'arrière de la cellule réfléchit environ 93 % des photons de la bande interdite ci-dessous, permettant à cette énergie d'être recyclée. TJ représente la jonction tunnel.

L'efficacité d'une cellule TPV est définie différemment de celle d'une cellule solaire car, contrairement à une cellule solaire, un système TPV peut conserver et convertir ultérieurement l'énergie en photons de sous-bande interdite. En effet, dans les contextes dans lesquels TPV est envisagé d'être utilisé, la cellule TPV a un facteur de vue élevé vers l'émetteur. Cela signifie que les photons de sous-bande interdite peuvent être réfléchis vers l'émetteur par la cellule TPV (Fig. 1b), qui est différente d'une cellule solaire et du soleil. En réfléchissant les photons non convertis, l'énergie de la lumière de sous-bande interdite est préservée par réabsorption par l'émetteur. La lumière réfléchie et ensuite réabsorbée aide à maintenir l'émetteur chaud, minimisant ainsi l'apport d'énergie nécessaire pour chauffer l'émetteur. En conséquence, l'efficacité d'une cellule TPV est donnée par

Dans l'équation (1),$\,{P}_{{\rm{out}}}\,$ est la puissance électrique générée par la cellule TPV (c'est-à-dire, ${P}_{{\rm{out}}}={V}_{{\rm{oc}}}{I}_{{\rm{sc}}}{\rm{FF}}$), où ${V}_{{\rm{oc}}}$ est la tension de circuit ouvert, ${I}_{ {\rm{sc}}}$ est le courant de court-circuit et ${\rm{FF}}$ est le facteur de remplissage de la courbe courant-tension (IV). La chaleur totale absorbée et générée dans la cellule est notée ${Q}_{{\rm{c}}}$, qui est constituée de la chaleur générée par l'absorption parasite dans le semi-conducteur ou le réflecteur métallique, des pertes de thermalisation dues à l'excès d'énergie des photons incidents, des pertes d'échauffement Joule dues au passage du courant et des pertes de recombinaison non radiative. L'énergie nette reçue par la cellule est équivalente à ${P}_{{\rm{out}}}+{Q}_{{\rm{c}}}$ et peut également être exprimée comme ${P}_{{\rm{inc}}}-{P}_{{\rm{ref}}}$, où ${P}_{{\rm{inc}}}$ est l'énergie incidente et ${P}_{{\rm{ref}}}$ est l'énergie réfléchie . Sur la base de l'équation (1), pour augmenter l'efficacité du TPV, il faut augmenter la puissance de sortie ${P}_{{\rm{out}}}$ et/ou réduire la quantité de chaleur absorbée et générée dans la cellule (${Q}_{{\rm{c}}}$). L'efficacité, ${\eta }_{{\rm{TPV}}}$, est la métrique que nous utilisons ici car c'est la métrique conventionnelle et généralisable utilisée pour décrire les performances d'une paire cellule-émetteur indépendamment d'autres caractéristiques au niveau du système12. L'efficacité d'un système complet impliquant des TPV peut être inférieure à ${\eta }_{{\rm{TPV}}}$ en raison de pertes spécifiques au système. Cependant, ces pertes au niveau du système peuvent devenir négligeables dans le cas d'un TEGS ou d'un système de production d'électricité à grande échelle basé sur la combustion1,24 (Méthodes et données étendues Fig. 1).

Les températures d'émetteur élevées ciblées ici pour le TEGS et d'autres applications permettent d'utiliser des cellules à bande interdite plus élevée d'au moins 1,0 eV au lieu des cellules à faible bande interdite, à base d'InGaAs ou de GaSb traditionnellement utilisées pour le TPV. Ceci est essentiel, car le spectre de la lumière se décale vers des longueurs d'onde plus longues lorsque la température du radiateur est abaissée, c'est pourquoi les cellules TPV traditionnelles qui sont associées à des émetteurs de moins de 1 300 °C sont généralement basées sur 0,74 eV InGaAs ou 0,73 eV GaSb. Des travaux considérables sur les semi-conducteurs à faible bande interdite ont été entrepris avec l'application envisagée de la conversion de la chaleur de la combustion du gaz naturel3,4,5,6,7,8,9, de l'énergie solaire concentrée24, des applications d'énergie spatiale25,26 et, plus récemment, du stockage de l'énergie1,2,27. Cet ensemble de travaux pionniers a conduit à l'identification de trois caractéristiques clés qui permettent désormais aux TPV de devenir une option compétitive pour la conversion commerciale de la chaleur en électricité : des matériaux à bande interdite élevés associés à des températures d'émetteur élevées, des architectures multi-jonctions hautes performances avec une capacité d'accordage de la bande interdite permise par une épitaxie métamorphique de haute qualité16 et l'intégration d'un BSR à haute réflectivité pour le filtrage en bordure de bande11,13.

En ce qui concerne les bandes interdites plus élevées, elles augmentent l'efficacité car il y a une pénalité presque constante sur la tension d'environ 0,3 à 0,4 V, en raison des exigences thermodynamiques sur le taux de recombinaison radiative28. En conséquence, cette perte inévitable pénalise davantage les cellules à bande interdite inférieure que les cellules à bande interdite supérieure, car cette perte représente une fraction plus petite de la tension pour les matériaux à bande interdite supérieure. L'utilisation de matériaux à bande interdite plus élevée doit également s'accompagner d'un fonctionnement à des températures plus élevées pour maintenir une densité de puissance suffisamment élevée, qui évolue avec la température de l'émetteur à la quatrième puissance. Le fonctionnement à haute densité de puissance est essentiel pour l'économie des TPV car les coûts des cellules évoluent avec leur surface, et si la production d'électricité par unité de surface augmente, le coût par unité de puissance (CPP) correspondant diminue29.

En ce qui concerne les BSR, un BSR hautement réfléchissant est essentiel pour minimiser ${Q}_{{\rm{c}}}$. Les BSR hautement réfléchissants offrent l'avantage supplémentaire d'augmenter la tension en circuit ouvert, car ils améliorent également le recyclage des photons luminescents générés par la recombinaison radiative30,31,32. Cet effet a conduit à l'intégration régulière des BSR avec des cellules solaires photovoltaïques, ce qui fournit un modèle pour leur utilisation dans les TPV. En gardant à l'esprit ces leçons importantes des travaux antérieurs, les cellules développées ici sont des conceptions à deux jonctions 1,2/1,0 eV et 1,4/1,2 eV destinées à l'application TEGS avec des températures d'émetteur comprises entre 1 900 et 2 400 °C (réf. 1). Les cellules multi-jonctions augmentent l'efficacité par rapport aux jonctions simples en réduisant les pertes de thermalisation des porteurs chauds et en réduisant les pertes résistives en fonctionnant à une densité de courant plus faible. Les cellules étaient basées sur l'architecture multi-jonction métamorphique inversée mise au point au National Renewable Energy Laboratory (NREL)33,34,35.

La première conception de cellule utilise des jonctions supérieure et inférieure AlGaInAs de 1,2 eV et GaInAs de 1,0 eV, où le décalage de réseau est par rapport à la constante de réseau cristallographique du substrat GaAs sur lequel ils sont développés. La deuxième conception utilise une cellule supérieure GaAs de 1,4 eV adaptée au réseau et une cellule inférieure GaInAs de 1,2 eV non adaptée au réseau, tirant parti de la qualité matérielle intrinsèquement supérieure de l'épitaxie adaptée au réseau dans la cellule GaAs (Fig. 1c, Fig. 1d et Données étendues Fig. 2). Le tandem 1,2/1,0 eV à bande interdite inférieure offre le potentiel d'une densité de puissance plus élevée que le tandem 1,4/1,2 eV car il convertit une bande plus large du spectre incident, et par conséquent les exigences sur le BSR sont moins strictes pour obtenir un rendement élevé27. Une densité de puissance plus élevée peut également être un avantage technique pratique. D'autre part, bien que le tandem 1,4/1,2 eV ait une puissance de sortie inférieure, la densité de courant réduite de cette combinaison de bande interdite permet potentiellement un rendement plus élevé que le tandem 1,2/1,0 eV si les pertes résistives posent problème.

Les détails de fabrication, de mesure et de modélisation des cellules TPV sont fournis dans les méthodes. Nous désignons les deux tandems par leurs bandes interdites : 1,4/1,2 eV et 1,2/1,0 eV. Les mesures de réflectance sont présentées sur la figure 2a et l'efficacité quantique interne est donnée sur la figure 2b. La réflectance pondérée spectrale de la sous-bande interdite pour le spectre du corps noir à 2 150 °C est de 93,0 % pour le tandem 1,4/1,2 eV et de 93,1 % pour le tandem 1,2/1,0 eV. La forme du spectre du corps noir à 2 150 °C est illustrée à titre de référence, car 2 150 °C est la température moyenne de l'émetteur dans l'application TEGS et dans les mesures. Voir les Figs de données étendues. 4 et 5a pour le spectre mesuré et une comparaison entre la forme du spectre du corps noir et le spectre sous lequel les cellules ont été caractérisées. Les mesures de densité de courant par rapport à la tension ont été effectuées sous un émetteur à ampoule halogène au tungstène et les résultats pour une plage de températures d'émetteur pertinentes pour l'application TEGS (environ 1 900 à 2 400 ° C) sont illustrés aux Fig. 2c, 2d. Comme prévu, le tandem 1,2/1,0 eV avait une tension plus faible mais une densité de courant plus élevée que le tandem 1,4/1,2 eV. Le changement non monotone de ${V}_{{\rm{oc}}}$ aux températures d'émetteur les plus élevées était dû à l'augmentation de la température de la cellule (Données étendues Fig. 6a) en raison de la présence d'un capteur de flux thermique (HFS) utilisé pour la mesure de l'efficacité, qui a également entravé de manière indésirable le flux de chaleur. La figure 3a montre la mesure de l'efficacité dans la même plage de températures d'émetteur, qui a été réalisée en mesurant simultanément ${Q}_{{\rm{c}}}$ et ${P}_{{\rm{out}}}$.

a, Réflectance des tandems 1,4/1,2 eV et 1,2/1,0 eV. Le spectre du corps noir à 2 150 °C est indiqué à titre de référence, qui correspond à la température moyenne de l'émetteur dans l'application TEGS. b, Efficacité quantique interne (IQE) des tandems 1,4/1,2 eV et 1,2/1,0 eV. L'EQE est illustré dans les données étendues Fig. 3. c, d, courbes densité de courant-tension mesurées dans la configuration d'efficacité à différentes températures d'émetteur pour les tandems 1,4/1,2 eV (c) et 1,2/1,0 eV (d).

a, efficacité TPV mesurée à différentes températures d'émetteur allant d'environ 1 900 °C à 2 400 °C. Les barres d'erreur indiquent l'incertitude de la mesure de l'efficacité, qui est abordée dans Méthodes. Les lignes pointillées montrent les prédictions du modèle et les régions ombrées montrent l'incertitude dans les prédictions du modèle (voir Méthodes). b, L'efficacité prévue des tandems 1,4/1,2 eV et 1,2/1,0 eV en tant que réflectance de sous-bande interdite pondérée (${R}_{{\rm{sub}}}$) est extrapolée en supposant un émetteur W avec AR = 1 et VF = 1 et une température de cellule de 25 °C (Données étendues Fig. 5). Les lignes pleines montrent l'efficacité moyenne dans la plage de température de fonctionnement TEGS de 1 900 °C à 2 400 °C. Les bandes ombrées montrent les rendements maximum et minimum dans la plage de température. Les points montrent la valeur actuelle de ${R}_{{\rm{sub}}}$ basée sur la réflectance mesurée sur la Fig. 2a pondérée par le spectre W AR = 1, VF = 1.

Les résultats pour le tandem 1,4/1,2 eV ont montré une efficacité croissante avec l'augmentation de la température de l'émetteur, et l'efficacité a dépassé 40 % à 2 350 °C, ce qui se situe dans la plage cible de 1 900 à 2 400 °C nécessaire pour l'application TEGS. À 2 400 °C, l'efficacité atteignait 41,1 ± 1 %, alors que l'efficacité moyenne entre 1 900 et 2 400 °C était de 36,2 %. La densité de puissance électrique était de 2,39 W cm–2 à la température maximale de l'émetteur de 2 400 °C. Le taux d'augmentation de l'efficacité avec la température a ralenti à des températures d'émetteur élevées en raison d'une réduction de FF, en raison de l'augmentation des pertes de résistance en série et de l'augmentation décroissante de ${J}_{{\rm{sc}}}$ due à la cellule devenant limitée en courant par la cellule inférieure à environ 2 250 °C.

Les résultats pour le tandem 1,2/1,0 eV ont montré une plus grande efficacité que pour le tandem 1,4/1,2 eV à des températures d'émetteur plus basses en raison de ses bandes interdites plus faibles. L'efficacité du tandem 1,2/1,0 eV a atteint un maximum de 39,3 ± 1 % à 2 127 °C, assez proche de 2 150 °C, qui est la température à laquelle notre modèle d'appareil a prédit que cette combinaison de bande interdite serait optimale27. L'efficacité moyenne entre 1 900 et 2 300 °C était de 38,2 % et l'efficacité est restée élevée sur une plage de températures d'émetteur de 400 °C. Ceci est particulièrement intéressant pour l'application TEGS car cela indique qu'un rendement élevé constant peut être atteint même lorsque la température de l'émetteur varie pendant le processus de décharge du système TEGS. La réduction de l'efficacité au-delà de cette température était due à l'augmentation des pertes de résistance série et à l'augmentation décroissante de ${J}_{{\rm{sc}}}$ due au fait que la cellule devenait limitée en courant par la cellule inférieure à des températures supérieures à 2 150 °C. La densité de puissance électrique était de 2,42 W cm–2 à la température maximale de l'émetteur mesurée de 2 279 °C et de 1,81 W cm–2 au point d'efficacité maximale à la température de l'émetteur de 2 127 °C. En comparant les performances des deux cellules sur la plage de températures d'émetteur, elles présentent des caractéristiques différentes qui sont avantageuses pour le TEGS. L'efficacité du tandem 1,2/1,0 eV est moins sensible aux changements de température de l'émetteur, a une densité de puissance électrique plus élevée à une température d'émetteur donnée et a une efficacité plus élevée en moyenne sur les températures de l'émetteur. Cependant, le tandem 1,4/1,2 eV peut atteindre une efficacité supérieure aux températures d'émetteur les plus élevées.

La figure 3a montre également les prédictions du modèle pour l'efficacité et l'incertitude correspondante de la prédiction du modèle. Le bon accord obtenu entre les performances modélisées et mesurées soutient et valide la précision de la mesure de l'efficacité et de la méthode basée sur la calorimétrie utilisée pour mesurer l'efficacité. De plus, le bon accord indique que le modèle peut être étendu pour extrapoler comment la performance changerait avec des améliorations supplémentaires ou dans d'autres conditions de fonctionnement. La propriété de cellule TPV la plus importante qui pourrait être améliorée est sa réflectance de sous-bande interdite pondérée spectralement, ${R}_{{\rm{sub}}}$. La figure 3b montre comment l'efficacité changerait si ${R}_{{\rm{sub}}}$ pouvait être augmenté. Pour extrapoler les résultats à un système TPV réel, nous supposons ici que l'émetteur est en tungstène (W), comme dans le système TEGS, et que le rapport de surface entre l'émetteur et la cellule est AR = 1, le facteur de vue est ${\rm{VF}}=1$ et la température de la cellule est de 25 °C (Extended Data Fig. 5). Dans cette prédiction, pour une température d'émetteur de 2 200 °C, l'efficacité du tandem 1,4/1,2 eV dépasse 50 % à ${R}_{{\rm{sub}}}=97 \% $. La raison pour laquelle cela vaut la peine d'être noté est que la valeur actuelle de ${R}_{{\rm{sub}}}\,$ est considérablement inférieure à ce qui a été obtenu avec l'approche du pont aérien récemment démontrée par Fan et al.15. Leur travail démontrant une réflectivité de plus de 98% trace la voie vers de nouvelles améliorations d'efficacité. Si l'approche du pont aérien développée par Fan et al. pourrait être combiné avec les progrès démontrés ici, il pourrait conduire à des rendements supérieurs à 56 % à 2 250 °C, ou supérieurs à 51 % en moyenne sur la plage de températures de 1 900 à 2 400 °C.

Nous rapportons des cellules TPV à deux jonctions avec des efficacités de plus de 40 % en utilisant un émetteur avec une température comprise entre 1 900 et 2 400 °C. Le rendement du tandem 1,4/1,2 eV atteint 41,1 ± 1 % à 2 400 °C, avec une moyenne de 36,2 % sur la plage de température cible. Le rendement du tandem 1,2/1,0 eV atteint 39,3 ± 1 % et varie très peu sur une large plage de température avec un rendement moyen sur la plage de température 1 900–2 300 °C de 38,2 %. Cette haute performance est rendue possible par l'utilisation de cellules multi-jonctions avec des bandes interdites d'au moins 1,0 eV, qui sont des bandes interdites plus élevées que celles traditionnellement utilisées dans les TPV. Les bandes interdites plus élevées permettent l'utilisation de températures d'émetteur plus élevées, qui correspondent à la plage de température d'intérêt pour la technologie de stockage d'énergie TEGS à faible coût1. Cette plage de température s'applique également à la combustion du gaz naturel ou de l'hydrogène, et une démonstration plus poussée des systèmes intégrés est justifiée.

Atteindre 40% d'efficacité avec les TPV est remarquable dans la mesure où cela fait désormais du TPV une technologie de moteur thermique pouvant concurrencer les turbines. Un rendement de 40 % est déjà supérieur au rendement moyen des moteurs thermiques à turbine aux États-Unis (Fig. 1a)36,37,38, mais ce qui pourrait rendre les TPV encore plus attractifs qu'une turbine, c'est le potentiel de moindre coût (CPP < 0,25 USD par W)1,24, des temps de réponse plus rapides, une maintenance réduite, une facilité d'intégration avec des sources de chaleur externes et la flexibilité du carburant. Ceci est remarquable car les coûts et les performances des turbines ont déjà atteint leur pleine maturité, les perspectives d'amélioration future sont donc limitées, car elles sont en fin de courbe de développement. Les TPV, en revanche, sont très tôt dans leur progression vers une courbe de développement fondamentalement différente. Par conséquent, les TPV ont de nombreuses perspectives d'amélioration de l'efficacité (par exemple, en améliorant la réflectivité et en abaissant la résistance série) et en réduisant les coûts (par exemple, en réutilisant des substrats et des matières premières moins chères). Ainsi, la démonstration d'une efficacité de 40 % représente une étape importante vers la réalisation du potentiel qui peut être réalisé avec une attention et un financement accrus dans les années à venir à mesure que les applications commerciales émergent et deviennent rentables.

Les turbines ont proliféré en raison de leur rendement élevé (25 à 60 %) et de leur faible CPP généré (0,5 à 1 USD par W). Cependant, comme les turbines nécessitent intrinsèquement des pièces mobiles, il existe des exigences correspondantes sur les propriétés mécaniques à haute température des matériaux de construction, car ils sont soumis à des charges centrifuges. Ainsi, ils ont atteint leurs limites pratiques en termes de coût et d'efficacité, sauf découverte de matériaux qui leur permettraient de fonctionner à des températures d'entrée de turbine sensiblement plus élevées que les valeurs actuelles d'environ 1 500 °C pour les cycles de Brayton et d'environ 700 °C pour les cycles de Rankine29. Les moteurs thermiques à semi-conducteurs tels que les TPV, qui n'ont pas de pièces mobiles, possèdent un avantage en ce sens, permettant un fonctionnement à des températures nettement plus élevées que les turbines. Les TPV peuvent permettre de nouvelles approches de stockage d'énergie1,2 et de conversion3,4,5,6,7,8,9 qui utilisent des sources de chaleur à température plus élevée.

Dans cette section, nous mettons en évidence deux applications prometteuses pour les TPV tandem à large bande interdite associés à des sources de chaleur à haute température : (1) TEGS1 et (2) la production d'électricité par combustion. Nous discutons également de l'importance de l'efficacité du TPV par rapport aux mesures d'efficacité au niveau du système pertinentes pour ces applications.

Le TEGS, qui est conceptuellement illustré dans la figure 1a des données étendues, absorbe l'électricité, la convertit en chaleur par chauffage joule, stocke la chaleur dans une banque de gros blocs de graphite, puis la reconvertit en électricité via les TPV. La chaleur est transférée à différentes parties du système à l'aide d'étain métallique liquide pompé mécaniquement45 et d'une infrastructure en graphite, comme l'ont démontré Amy et al.1,17,18. Les blocs stockent la chaleur et lorsque l'électricité est souhaitée, le métal liquide récupère la chaleur et la restitue à un bloc d'alimentation contenant des cellules TPV qui convertissent la lumière émise par l'infrastructure chaude. Pour un système de stockage, la principale métrique d'efficacité est l'efficacité aller-retour (RTE) décrite par le rapport de la puissance électrique de sortie (${P}_{{\rm{out}}}$) à la puissance électrique d'entrée ${P}_{{\rm{in}}}$. Pour le TEGS, ${P}_{{\rm{in}}}$ est principalement l'électricité fournie aux résistances chauffantes, mais comprend également une contribution des besoins en puissance de pompage pour le fluide caloporteur à l'étain liquide et l'échangeur de chaleur pour le refroidissement des cellules. Le diagramme de Sankey du système TEGS est illustré dans les données étendues Fig. 1b.

Pour tout système utilisant des TPV, le rendement d'un sous-système peut être défini comme le rapport entre la puissance électrique de sortie et l'énergie fournie à l'émetteur à l'état stable, ${Q}_{{\rm{h}}}$, tel que ${\eta }_{{\rm{TPV}},{\rm{subsystem}}}={{P}_{{\rm{out}}/Q}_{{\rm{h}}}$ (Fig. 1b et données étendues Fig. 1b). ${\eta }_{{\rm{TPV}},{\rm{subsystem}}\,$ peut être inférieur à ${\eta }_{{\rm{TPV}}}$ en raison du facteur de vue ou des pertes par convection de l'émetteur ou de la cellule, ou d'autres pertes de chaleur de l'émetteur vers l'environnement (${Q}_{{\rm{loss}},{\rm{subsystem}}}$). Par conséquent, ${Q}_{{\rm{h}}}=\left({P}_{{\rm{out}}}/{\eta }_{{\rm{TPV}}}\right)+{Q}_{{\rm{loss}},{\rm{subsystem}}}$ et ${\eta }_{{\rm{TPV}},{\rm{subsystem}}}={\eta }_{{\rm{TPV} }}(1-\frac{{Q}_{{\rm{loss}},{\rm{subsystem}}}}{{Q}_{{\rm{h}}}}).$ En supposant qu'aucune perte convective due à un fonctionnement dans le vide et des pertes de facteur de vue négligeables, alors ${\eta }_{{\rm{TPV}},{\rm{subsystem}}}\approx {\eta }_{{\rm{TPV}}}$if ${Q}_{{\rm{perte}},{\rm{sous-système}}}$, qui évolue avec la surface extérieure du bloc d'alimentation, est faible par rapport à la conversion d'énergie qui a lieu à l'intérieur du bloc d'alimentation, qui évolue avec son volume. Cela peut être accompli en augmentant l'échelle du système de sorte que le matériau chauffé ait un grand rapport volume/surface, Φ, et que les pertes de chaleur des surfaces puissent être minimisées avec une isolation appropriée24, et si la surface de l'émetteur et le module TPV ont un grand rapport surface/périmètre de sorte que le facteur de vue entre eux se rapproche de un. Cela peut être le cas pour le TEGS ou un système de combustion à grande échelle, et c'est un aspect extrêmement important pour atteindre une valeur élevée pour ${\eta }_{{\rm{TPV}},{\rm{subsystem}}}$ (réfs. 1,24).

Pour illustrer l'importance de Φ, Extended Data Fig. 1a montre une seule cellule unitaire du bloc d'alimentation TEGS, qui est composée d'un émetteur à cavité en tungstène chauffé par de l'étain liquide pompé, émettant vers un réseau de cellules TPV. Les dimensions nominales du réseau TPV, ${L}_{{\rm{TPV}}}$ et de l'émetteur, ${L}_{{\rm{emit}}}$, sont respectivement de 10 cm et 40 cm. Le rapport de surface ${\rm{AR}}=\frac{{A}_{{\rm{émetteur}}}}{{A}_{{\rm{TPV}}}}=4$ et le matériau de l'émetteur est du tungstène basé sur l'optimisation précédente1. Les tuyaux en graphite, qui transportent le fluide caloporteur d'étain liquide et alimentent en énergie la surface de l'émetteur en tungstène, ont un diamètre de 2 cm. Par conséquent, la longueur latérale d'une cellule unitaire du bloc de puissance est ${L}_{{\rm{unit}}}=44{\rm{cm}}.$ Nous notons que bien que les ailettes sur l'émetteur puissent être utilisées pour augmenter la densité de puissance volumétrique du système, dans cet exemple, nous supposons qu'aucune ailette n'est utilisée pour des raisons de simplicité. Dans cet exemple, nous supposons également que les dimensions de profondeur de tous les composants sont équivalentes et que les pertes convectives et les pertes de facteur de vue sont négligeables.

Les pertes de chaleur de la surface extérieure du bloc d'alimentation vers l'environnement peuvent être exprimées comme ${Q}_{{\rm{loss}},{\rm{subsystem}}}={hA}({T}_{{\rm{h}}}-{T}_{\infty })$, où $h$ est le coefficient de transfert de chaleur global représentant les pertes vers l'environnement. La valeur de $h$ est dominée par la conduction à travers l'isolant en graphite de sorte que $h\approx k/{L}_{{\rm{isolant}}}$, où $k$ est la conductivité thermique de l'isolant en graphite ($k\approx $1 W m–1 K–1 à 2 150 °C) et ${L}_{{\rm{isolant}}}$ est l'épaisseur de l'isolant. Bien que sa conductivité thermique soit modérée, l'isolant graphite est la seule option économique pour les systèmes d'isolation au-dessus de 1 700 °C (réf. 46). $A$ est la surface externe du bloc d'alimentation, ${T}_{{\rm{h}}}$ est la température moyenne du bloc d'alimentation (2 150 °C) et ${T}_{\infty }$ est la température de l'environnement (25 °C).

En considérant une seule cellule unitaire des dimensions décrites ci-dessus et en utilisant les propriétés spectrales du tungstène et une température d'émetteur ${T}_{{\rm{h}}}$ = 2 150 °C, notre modèle TPV prédit ${P}_{{\rm{out}}}$=11,4 W par cm2 de surface de cellule et ${\eta }_{{\rm{TPV}}}$= 40 % pour le 1,2/1. tandem 0 eV. Compte tenu du volume total de la cellule unitaire, cela conduit à une densité de puissance électrique volumétrique de 240 kW m–3. En supposant que le bloc d'alimentation est un cube, la figure 1c des données étendues montre ${\eta }_{{\rm{TPV}},{\rm{subsystem}}}$ en fonction de la longueur latérale du bloc d'alimentation (à l'exclusion de l'isolation) ainsi que $\Phi $ pour deux épaisseurs d'isolation en graphite différentes. Les résultats montrent que ${\eta }_{{\rm{TPV}},{\rm{subsystem}}\,$se rapproche de ${\eta }_{{\rm{TPV}}}\,$pour des échelles de longueur de bloc de puissance d'environ 1 m lorsque le système est correctement isolé. Les résultats indiquent également que les TPV sont bien adaptés aux systèmes à grande échelle, car il est difficile d'atteindre des rendements de système élevés avec des échelles de longueur de bloc de puissance inférieures à 1 m. En caractérisant le RTE du TEGS (Extended Data Fig. 1b), d'autres pertes sont dues à la conversion énergétique de l'électricité en chaleur dans les résistances chauffantes (<1%) et les pertes de chaleur des supports de stockage thermique (environ 1% par jour), mais elles peuvent être négligeables1. Par conséquent, le RTE peut être dominé par ${\eta }_{{\rm{TPV}}}$.

Ici, il est important de noter qu'un RTE de 40 à 55 %, tel que visé dans l'application TEGS, est faible par rapport à d'autres options, telles que les batteries Li-ion, qui ont des RTE de plus de 70 %. Cependant, plusieurs études ont souligné que pour permettre la pénétration complète des énergies renouvelables sur le réseau, une diminution d'un à deux ordres de grandeur du CPE est nécessaire, en raison de la nécessité de longues durées de stockage20,21,22. C'est dans cette optique que le RTE peut être sacrifié, tant qu'il est supérieur à environ 35 % (réf. 1), à condition qu'il permette une adhésion à coût bien moindre. Ainsi, les analyses technico-économiques indiquent qu'une technologie avec un CPE dix fois inférieur, mais un rendement deux fois inférieur par rapport aux batteries Li-ion, est encore plus attractive économiquement1,20,21,22.

Une autre application prometteuse pour les TPV est la production d'électricité dans laquelle la source de chaleur est la combustion de carburant3,4,5,6,7,8,9,47. Le régime de température examiné ici est accessible par la combustion de gaz naturel ou d'hydrogène, qui pourrait être transformé en un système de production d'énergie efficace en utilisant des récupérateurs à base de métaux réfractaires et d'oxydes3,47. Données étendues La figure 1d montre un concept TPV modulaire à combustion. L'air entre dans un récupérateur et est préchauffé en échangeant de la chaleur avec l'échappement sortant. L'air préchauffé se mélange au carburant, brûle et transfère la chaleur à la paroi de l'émetteur, qui irradie vers les TPV. Ici, la métrique importante est l'efficacité thermique de première loi définissant le rapport entre la production nette de travail et l'apport d'énergie primaire (Extended Data Fig. 1e). La sortie de travail nette est ${P}_{{\rm{out}}}-{P}_{{\rm{in}}}$, où ${P}_{{\rm{out}}}$ est la puissance électrique de sortie des TPV et ${P}_{{\rm{in}}}$ est l'entrée de travail pour le pompage nécessaire à la circulation du gaz et au refroidissement liquide du TPV. L'apport d'énergie primaire est le pouvoir calorifique supérieur du combustible, ${Q}_{{\rm{HHV}}}$. Les modules de combustion sont empilés pour créer un réseau d'échelle de longueur d'environ 1 m (données étendues Fig. 1c), les parois latérales de chaque module sont adiabatiques par symétrie et l'ensemble du bloc de modules peut être isolé sur les bords les plus extérieurs. Un panneau TPV qui est proche et opposé au réseau d'émetteurs a un rapport surface/périmètre qui est important et minimise les pertes de facteur de vue depuis les bords. D'autres pertes de chaleur peuvent se produire par l'échappement à cause d'un récupérateur imparfait. Cependant, l'efficacité à laquelle l'énergie chimique dans le carburant, ${Q}_{{\rm{HHV}}}$, est convertie en ${Q}_{{\rm{h}}}$ pour les systèmes TPV (c'est-à-dire ${Q}_{{\rm{h}}}/{Q}_{{\rm{HHV}}}$) peut être d'environ 90 % (réf. 3).

Ces deux exemples (TEGS et production d'électricité par combustion) illustrent l'importance de ${\eta }_{{\rm{TPV}}}$, qui domine l'efficacité au niveau du système pour un système conçu de manière appropriée à grande échelle. En supposant que les autres pertes peuvent être rendues négligeables, nos travaux démontrent un moteur thermique à semi-conducteurs (source de chaleur terrestre) avec un rendement supérieur au rendement moyen des moteurs thermiques aux États-Unis, qui est inférieur à 35 % sur la base des apports d'énergie primaire et de la production d'électricité38. Un rendement de 40 % est également supérieur à la plupart des cycles à vapeur et se situe dans la même fourchette que les turbines à gaz à cycle simple48. Ainsi, 40 % représente une avancée majeure (Fig. 1a), car il s'agit d'un type de moteur thermique qui a le potentiel de concurrencer les turbines en présentant une efficacité comparable et un CPP potentiellement encore plus bas, par exemple moins de 0,25 $ par W (réfs. 1,24). Pour bien contextualiser pourquoi cela a de vastes implications, il convient de noter qu'au cours du siècle dernier, une gamme de moteurs thermiques alternatifs, tels que la thermoélectricité49, la thermoionique50, les TPV12, les systèmes électrochimiques à régénération thermique51, les moteurs thermoacoustiques52 et les moteurs Stirling53,54, ont été développés. Toutes ces technologies présentent des avantages intrinsèques par rapport aux turbines, tels qu'une faible maintenance, l'absence de pièces mobiles et/ou une intégration plus facile avec une source de chaleur externe, mais aucune d'entre elles n'a auparavant été en mesure de rivaliser avec l'efficacité et le CPP des turbines pour la conversion à grande échelle de la chaleur en électricité.

Données étendues La figure 2 montre les structures de dispositif des cellules tandem. Tous les matériaux ont été développés par épitaxie organométallique en phase vapeur à pression atmosphérique en utilisant du triméthylgallium, du triéthylgallium, du triméthylindium, du triéthylaluminium, de la diméthylhydrazine, de l'arsine et de la phosphine. Le diéthylzinc et le tétrachlorure de carbone ont été utilisés comme sources de dopant de type p et le séléniure d'hydrogène et le dislane ont été utilisés comme sources de dopant de type n. La croissance a eu lieu dans un débit d'hydrogène gazeux purifié de 6 litres par minute. Les substrats étaient du GaAs de type n (100) avec une chute de 2° vers le plan (111)B, et tous les dispositifs ont été développés dans une configuration inversée. Pour les deux types de cellules, le substrat a été préparé par une première gravure dans NH4OH:H2O2:H2O (2:1:10 en volume). Le substrat a ensuite été monté sur un suscepteur en graphite et chauffé par induction à 700°C sous une surpression d'arsine, suivi d'une désoxydation d'environ 10 min sous arsine.

La croissance du tandem 1,4/1,2 eV a commencé avec un tampon GaAs de 0,2 µm et a ensuite été suivie d'une couche d'arrêt de gravure GaInP de 0,5 µm. Ensuite, 0,1 µm de GaInAsN:Se et 0,2 µm de GaAs:Se ont été déposés comme couche de contact avant. La cellule supérieure a été développée, en commençant par une couche de fenêtre AlInP de 0, 02 µm, puis un émetteur GaAs: Se de 0, 1 µm, une couche de GaAs non dopé de 0, 1 µm, une couche de base de GaAs: Zn de 2, 8 µm et une couche de champ de surface arrière (BSF) GaInP de 0, 12 µm. Ensuite, une jonction tunnel à puits quantique AlGaAs:C/GaAs:Se/AlGaAs:Si a été développée, suivie d'un tampon GaInP à composition graduée (CGB). Le CGB consistait en des étapes de GaInP de 0, 25 µm couvrant la plage de composition Ga0.51In0.49P à Ga0.34In0.66P à un taux de 1% de déformation par µm, la couche finale étant une couche de dépassement de contrainte de Ga0.34In0.66P de 1,0 µm. La cellule inférieure a été cultivée, constituée d'une fenêtre Ga0.37In0.63P de 1,0 µm, d'un émetteur Ga0.85In0.15As:Se de 0,1 µm, d'une couche i de Ga0.85In0.15As de 0,1 µm, d'une base Ga0.85In0.15As:Zn de 1,5 µm et d'une base Ga0.37In0.63P:Zn B de 0,05 µm. SF. Enfin, une couche de contact arrière de 0,05 µm Al0.20Ga0.66In0.14As:Zn++ a été développée.

Pour la conception à 1,2/1,0 eV27, une couche tampon GaAs de 0,2 µm a d'abord été développée, puis un CGB GaInP composé de pas de GaInP de 0,25 µm, couvrant la plage Ga0.51In0.49P à Ga0.19In0.81P, les couches finales étant une couche de dépassement de contrainte Ga0.19In0.81P de 1.0 µm et une couche Ga0.22 de 0.9 µm Le réseau de la couche de recul In0.78P correspond à la constante de réseau dans le plan du Ga0.19In0.81P. Une couche de contact avant de 0,3 µm Ga0.70In0.30As:Se a ensuite été développée, suivie de la cellule supérieure, en commençant par une fenêtre Ga0.22In0.78P:Se de 0,02 µm, un émetteur Al0.15Ga0.55In0.30As:Se de 1,0 µm, une couche i non dopée de 0,1 µm Al0.15Ga0.55In0.30As, une Base Al0.15Ga0.55In0.30As:Zn de 2,1 µm et BSF Ga0.22In0.78P:Zn de 0,07 µm. Ensuite, la jonction tunnel, comprenant une couche de 0,2 µm Al0.15Ga0.55In0.30As:Zn, une couche de 0,05 µm GaAs0.72Sb0.28:C++ et une couche de 0,1 µm Ga0.22In0.78P:Se++, a été développée. Enfin, la cellule inférieure a été cultivée, comprenant une fenêtre Ga0.22In0.78P:Se de 0,05 µm, un émetteur Ga0.70In0.30As:Se de 1,5 µm, une couche i Ga0.70In0.30As:Zn de 0,1 µm et un BSF Ga0.22In0.78P:Zn de 0,02 µm. Enfin, une couche de contact arrière de 0,05 µm Al0.4Ga0.30In0.30As:Zn++ a été développée.

Après la croissance, un contact arrière en or réfléchissant d'environ 2 µm d'épaisseur a été électrodéposé sur la couche de contact arrière exposée (la dernière couche semi-conductrice développée). Les échantillons ont été collés avec de l'époxy à faible viscosité sur une poignée en silicium et les substrats ont été gravés dans NH4OH:H2O2 (1:3 en volume). Des grilles avant en or ont été électrodéposées sur les surfaces avant à travers un masque de photorésist positif, en utilisant une fine couche de nickel électrodéposé comme couche d'adhérence. Les grilles avaient une largeur nominale de 10 µm, une distance de 100 µm et une épaisseur d'au moins 5 µm. Les échantillons ont ensuite été isolés dans des dispositifs individuels à l'aide d'agents de gravure chimiques humides standard et clivés dans des puces à cellule unique pour la caractérisation. Les cellules terminées avaient des surfaces mesa de 0,8075 cm2, avec des surfaces éclairées (en excluant la barre omnibus unique mais en incluant les doigts de grille) de 0,7145 cm2.

Pour mesurer l'efficacité de la cellule TPV, nous recherchons une mesure directe des deux quantités contributives dans l'équation (1), la puissance de sortie ${P}_{{\rm{out}}}={V}_{{\rm{oc}}}{I}_{{\rm{sc}}}{\rm{FF}}\,$ et la chaleur générée dans la cellule, ${Q}_{{\rm{c}}}$. Pour tester les cellules sous un spectre bien contrôlé et pertinent (émission du tungstène entre 1 900 et 2 400 °C pour le TEGS), une lampe halogène au tungstène a été utilisée en combinaison avec un concentrateur. Le concentrateur se composait d'un réflecteur elliptique plaqué argent derrière la lampe et d'un réflecteur parabolique composé (CPC) obtenu auprès d'Optiforms qui concentrait davantage la lumière sur la cellule. À la base du CPC, une plaque d'ouverture en aluminium refroidie à l'eau était suspendue au-dessus de la cellule TPV (Extended Data Fig. 7). La surface de l'ouverture était de 0,312 cm2 et la surface active de la cellule était de 0,7145 cm2.

Pour garder la cellule TPV au frais, elle a été montée sur un dissipateur thermique en cuivre à microcanaux (M2, Mikros) refroidi à l'eau. Pour mesurer ${Q}_{{\rm{abs}}}$, un HFS, modèle gSKIN XP obtenu à partir de greenTEG, a été placé entre la cellule et le dissipateur thermique. Un ruban adhésif thermoconducteur maintenait le HFS en place sur le dissipateur thermique, et une pâte thermique assurait le contact thermique entre la cellule et le HFS. Le contact électrique avec les barres omnibus de la cellule a été réalisé à l'aide d'une paire de pinces en cuivre, qui étaient à la fois électriquement et thermiquement isolées du dissipateur thermique à l'aide d'un morceau d'isolant. Une paire de fils a été connectée au bas de chaque pince en cuivre pour effectuer une mesure à quatre fils. Le côté inférieur de la plaque d'ouverture en aluminium était protégé par plusieurs couches de Kapton recouvert de cuivre et de ruban d'aluminium agissant comme un écran anti-rayonnement pour réduire le transfert radiatif entre la plaque d'ouverture et la cellule TPV.

Une alimentation en courant continu (Magna-Power) alimentait la lampe halogène au tungstène et la tension était contrôlée pour atteindre la température d'émetteur souhaitée. La lampe a été conçue pour 5 kW à 3 200 K, mais la température et la puissance ont été réglées à la température d'émetteur souhaitée en contrôlant la tension de la lampe à l'aide de l'alimentation électrique. La température de l'émetteur a été déterminée en mesurant la résistance de l'élément chauffant en tungstène dans la lampe et en utilisant des corrélations publiées sur la dépendance à la température de la résistivité électrique et de la résistance des filaments de tungstène dans les lampes à incandescence55. Tout d'abord, la résistance à froid de l'ampoule a été mesurée au point de jonction de l'ampoule et au point de contact avec l'alimentation électrique pour déterminer la résistance des fils électriques à l'ampoule. La résistance du bulbe chaud a été mesurée en soustrayant la résistance du fil électrique de la résistance totale telle que déterminée à partir de la tension et de l'entrée de courant à l'alimentation en courant continu. Le dissipateur thermique a été monté sur la platine z pour permettre un contrôle reproductible du positionnement de la cellule TPV par rapport à l'ouverture, aux réflecteurs et à la lampe.

L'efficacité du TPV a été mesurée en prenant des mesures simultanées de ${P}_{{\rm{out}}}$ et ${Q}_{{\rm{c}}}$. La puissance électrique a été mesurée à l'aide d'un compteur de source (Keithley 2430) en fournissant la tension et en mesurant la densité de courant au point de puissance maximale, et ${Q}_{{\rm{c}}}$ a été mesurée à l'aide du HFS sous la cellule. En raison de la sensibilité du HFS en fonction de la température, la température moyenne du HFS, ${T}_{{\rm{s}}}$, était nécessaire, qui est tirée de la moyenne des températures des côtés chaud et froid. La température du côté chaud a été mesurée par un thermocouple placé sous la cellule. La température du côté froid a été déterminée de manière itérative en utilisant la résistance thermique du capteur (4,167 K W–1), le flux de chaleur mesuré et la température de la cellule. D'après le certificat d'étalonnage du fabricant, la sensibilité $S(\mu {\rm{V}}\,{{\rm{W}}}^{-1}\,{{\rm{m}}}^{-2})$ est donnée par S = (Ts – 22,5)0,025 + 19,98.

Le spectre de la source lumineuse a été mesuré à l'aide de spectromètres dans le visible (Ocean Insight FLAME) et dans le proche infrarouge (NIR) (Ocean Insight NIRQUEST). Les spectromètres ont été calibrés à l'aide d'une ampoule halogène quartz tungstène de 1 000 W, 3 200 K avec un spectre connu (Newport). Les mesures du spectre à plusieurs températures peuvent être trouvées dans les données étendues Fig. 4. Pour extrapoler le spectre mesuré à une plage de longueurs d'onde plus large, le spectre a été modélisé en considérant les valeurs de la littérature de l'émission de tungstène56, le matériau du filament et la transmission du quartz, pour l'enveloppe entourant l'ampoule. La transmission du quartz a été calculée pour un morceau de quartz de 3 mm d'épaisseur en utilisant les constantes optiques de la littérature57. Le filament est constitué de bobines de tungstène avec un facteur de vue non nul sur elles-mêmes. La géométrie de la bobine agit pour lisser l'émission spectrale car la lumière émise par l'intérieur de la bobine a un facteur de vue élevé pour elle-même. Par conséquent, un facteur géométrique représentant ce lissage a été utilisé comme paramètre d'ajustement pour modéliser le spectre afin de l'étendre au-delà de la plage de mesure du spectromètre. Données étendues La figure 5a montre une comparaison entre le spectre décrit par l'émission de tungstène avec AR = 1 et VF = 1, une forme de spectre de corps noir et le modèle, qui s'est avéré bien correspondre au spectre mesuré. En raison du bon accord, le spectre modélisé a ensuite été utilisé pour former les prédictions d'efficacité. Nous nous référons à ce spectre comme ${E}_{{\rm{TPV}}}\left(\lambda ,T\right)$ dans les sections suivantes, où λ est la longueur d'onde.

Données étendues La figure 5b montre une comparaison entre les résultats du modèle TPV sous les spectres d'ampoule avec des spectres correspondant à des paires émetteur/cellule avec ${\rm{VF}}=1$, ce qui permet de recycler la lumière réfléchie (un exemple de ces systèmes est illustré dans Données étendues Fig. 1). La modélisation est présentée pour un émetteur au tungstène fonctionnant avec ${\rm{AR}}=1$ et ${\rm{VF}}=1$, et pour un émetteur à corps noir avec ${\rm{VF}}=1$. Les résultats montrent que les spectres d'ampoule fournissent une caractérisation de l'efficacité du TPV qui est pertinente pour divers spectres d'intensité plus élevée rencontrés dans les systèmes TPV.

Pour comparer les performances mesurées des cellules TPV aux prédictions du modèle, le facteur de vue effectif, ${{\rm{VF}}}_{{\rm{eff}}},$ a été déduit de Jsc qui a été calculé à partir d'Osterwald58 et est montré dans les équations (2) et (3). Nous avons utilisé une cellule GaAs fabriquée au NREL avec un EQE mesuré et un ${J}_{{\rm{sc}}}$ qui a été mesuré au NREL sur un simulateur solaire XT-10 (AM1.5D, 1 000 W m–2) en utilisant une cellule de référence d'étalonnage secondaire pour régler l'intensité. Avant une mesure d'efficacité, la cellule GaAs a été placée dans la configuration au même endroit que la cellule multi-jonction en utilisant l'étage z. Dans l'équation (2), ${J}_{{\rm{sc}}}^{{\rm{TPV}}}$ est le courant de court-circuit de la cellule GaAs mesuré dans la configuration d'efficacité, ${J}_{{\rm{sc}}}^{{\rm{G}}173{\rm{d}}}$ est le courant de court-circuit de la cellule mesuré à l'aide du simulateur XT-10 au NREL, ${E}_{{\rm {TPV}}}\left(\lambda ,T\right)$ est la puissance émissive spectrale sous le spectre mesuré dans la configuration d'efficacité (Extended Data Fig. 4) et ${E}_{{\rm{G}}173{\rm{d}}}\left(\lambda \right)$ est le spectre AM1.5D. Les deux spectres sont en unités de W m–2 nm–1. Nous définissons ${{\rm{VF}}}_{{\rm{eff}}}$ comme le rapport de l'éclairement énergétique réel dans la configuration d'efficacité, ${E}_{{\rm{irradiance}}}^{{\rm{TPV}}}$, à l'irradiance totale pour la puissance émissive spectrale à la même température d'essai, $\int {E}_{{\rm{TPV}}}\left(\lambda ,T\right ){\rm{d}}\lambda $ (équation (3)). La section Spectre de l'émetteur ci-dessus explique comment ${E}_{{\rm{TPV}}}\left(\lambda ,T\right)$ a été déterminé. Les mesures de ${J}_{{\rm{sc}}}^{{\rm{TPV}}}$ ont été moyennées sur la plage de températures de l'émetteur.

${{\rm{VF}}}_{{\rm{eff}}}$ a ensuite été utilisé pour former les prédictions du modèle d'efficacité. Une métrique utile pour permettre des comparaisons avec d'autres systèmes consiste à définir un facteur de vue efficace par rapport au spectre du corps noir. L'équation (4) compare l'irradiance TPV dans notre configuration d'efficacité avec celle du spectre du corps noir de distribution de Planck à la même température de test.

Étant donné que la forme de ${E}_{{\rm{TPV}}}\left(\lambda ,T\right)$ varie légèrement avec la température, ${{\rm{VF}}}_{{\rm{eff}},{\rm{black}}}$ change également légèrement avec la température. En moyenne sur les températures de l'émetteur, pour le tandem 1,4/1,2 eV ${{\rm{VF}}}_{{\rm{eff}},{\rm{noir}}}=10,07 \% $ et pour le tandem 1,2/1,0 eV ${{\rm{VF}}}_{{\rm{eff}},{\rm{noir}}}=10,65 \% $. Les différences sont dues à de légers ajustements apportés à la configuration entre les mesures des deux cellules multi-jonctions.

L'équation (1) pour l'efficacité TPV peut également être écrite en termes d'équation (5), où ${P}_{{\rm{inc}}}$ est l'irradiance incidente sur la cellule, ${P}_{{\rm{ref}}}$ est le flux réfléchi par la cellule, ${P}_{{\rm{inc}},{\rm{a}}}$ est l'irradiance au-dessus de la bande interdite, ${P}_{{\rm {inc}},{\rm{sub}}}$ est l'irradiance de la sous-bande interdite, ${R}_{{\rm{a}}}$ est la réflectance au-dessus de la bande interdite pondérée spectralement et ${R}_{{\rm{sub}}}$ est la réflectance de la sous-bande interdite pondérée spectralement27. Le dénominateur de l'expression de l'efficacité représente le flux net vers la cellule.

Les ${V}_{{\rm{oc}}}$, ${J}_{{\rm{sc}}}$ et ${\rm{FF}}$ mesurés sont présentés dans les données étendues Fig. 8 et les tableaux de données étendus 1 et 2. Pour modéliser le numérateur ou la partie puissance électrique de l'expression de l'efficacité (données étendues Fig. 8), nous avons utilisé un modèle analytique bien établi qui prend des valeurs extraites d'expériences comme paramètres d'entrée59. À l'aide d'un simulateur de flash avec une irradiance spectrale connue, nous avons d'abord mesuré les performances de la cellule dans des conditions soigneusement contrôlées de spectre connu avec la température de la cellule fixée à 25 ° C. En utilisant le modèle, nous ajustons les données de manière satisfaisante sur une plage d'irradiance de plusieurs ordres de grandeur (illustrée pour le tandem 1,2 / 1,0 eV dans Extended Data Fig. 9a). L'ajustement a été effectué en utilisant seulement trois paramètres : le courant d'obscurité moyen géométrique pour les deux jonctions sous la forme ${W}_{{\rm{o}}{\rm{c}}}=\frac{{E}_{{\rm{g}}}}{e}-{{\rm{V}}}_{{\rm{o}}{\rm{c}}}$ (réf. 60) où Eg est la bande interdite et Woc est le décalage bande interdite-tension , la composante n = 2 du courant d'obscurité et la résistance série localisée effective ${R}_{{\rm{series}}}$. Nous les appelons les paramètres caractéristiques de la cellule.

Nous avons ensuite mesuré les paramètres de performance IV (${J}_{{\rm{sc}}},{V}_{{\rm{oc}}},{\rm{FF}}$) de l'appareil en fonction du rapport des photocourants de la jonction supérieure à inférieure sous un simulateur de soleil continu 1 pour lequel le contenu spectral peut être varié. En utilisant l'EQE mesuré des cellules (Extended Data Fig. 3), le rapport de photocourant pour une température d'émetteur donnée peut être calculé, et en utilisant des cellules de référence58, le simulateur a été réglé sur ce rapport de photocourant pour chaque température d'émetteur. Avec l'EQE mesuré et les paramètres caractéristiques de la cellule ci-dessus, nous avons calculé les paramètres de performance de la cellule et les avons comparés aux mesures (indiquées pour le tandem 1, 2 / 1, 0 eV dans Extended Data Fig. 9b). L'accord soutient la validité du processus de modélisation et sa capacité à prédire correctement les tendances de performance dans un large éventail de conditions, à la fois pour l'irradiance et la température de l'émetteur (c'est-à-dire le spectre).

Les spectres mesurés (Extended Data Fig. 4) ont été utilisés avec l'EQE mesuré pour calculer les photocourants des jonctions supérieure et inférieure (équation (6)). Avec ceux-ci comme entrées du modèle et les paramètres caractéristiques de la cellule déterminés ci-dessus, nous avons calculé les paramètres de performance de la cellule dans les conditions réelles de mesure de l'efficacité. La température de la cellule varie (Extended Data Fig. 6a). Cela a été pris en compte à l'aide d'un modèle bien établi qui fonctionne particulièrement bien pour les appareils presque idéaux, tels que les appareils III – V. Le modèle tient compte de la dépendance à la température par son effet sur la densité intrinsèque des porteurs, et donc sur le courant d'obscurité, et les effets de la variation de la bande interdite avec la température61,62. Données étendues La figure 9c montre une comparaison des performances de cellule calculées pour une cellule à 25 ° C et à la température de cellule mesurée pour le tandem 1,2 / 1,0 eV.

La puissance émissive spectrale, ${E}_{{\rm{TPV}}}\left(\lambda ,T\right)$ a été utilisée pour déterminer ${P}_{{\rm{inc}}}$ en fonction de la température de l'émetteur, $T$, et ${{\rm{VF}}}_{{\rm{eff}}}$ (équation (7)). La réflectance, $\rho (\lambda )$, a été mesurée sur deux instruments différents en raison de la gamme du spectre. La réflectance de la sous-bande interdite dans l'infrarouge moyen a été mesurée à l'aide d'un spectromètre infrarouge à transformée de Fourier (FTIR) (Nicolet iS50) avec un accessoire de sphère d'intégration (PIKE Mid-IR IntegratIR). Une ouverture en cuivre d'une surface d'environ 0,35 cm2 a été utilisée sur le port d'échantillon, et la tache englobait à la fois la cellule et les grilles avant. La réflectance au-dessus de la bande interdite et de la sous-bande interdite NIR a été mesurée à l'aide d'un spectrophotomètre ultraviolet-visible-NIR (Cary 7000) avec l'accessoire de réflectance diffuse et avec une taille de point d'environ 0, 4 cm2 englobant la cellule et les grilles avant. ${P}_{{\rm{ref}}}$ a ensuite été calculé selon l'équation (8).

Cette approche de modélisation des cellules a été utilisée pour prédire les performances des cellules dans les conditions d'éclairage du filament de tungstène. La décomposition de la réflectance en portions ${R}_{{\rm{a}}}$ et ${R}_{{\rm{sub}}}\,$ (équation (4)) a permis les prédictions ultérieures d'efficacité à ${R}_{{\rm{sub}}}$ illustré à la Fig. 3b.

Nous avons examiné l'influence de différents flux de chaleur parasites sur la mesure de l'efficacité. Un schéma des différents flux de chaleur parasites est illustré à la Fig. 6b des données étendues et ils sont quantifiés à la Fig. 6c des données étendues. Les flux de chaleur parasites possibles, ${Q}_{{\rm{parastic}}}$, sont donnés par l'équation (9). Une valeur positive de ${Q}_{{\rm{parastic}}}$ agirait pour augmenter le flux de chaleur mesuré et réduire l'efficacité mesurée, alors qu'une valeur négative de ${Q}_{{\rm{parastic}}}$ aurait l'effet inverse.

Par exemple, l'ouverture ne bloque pas toute la lumière frappant les fils électriques. ${Q}_{{\rm{cond}},{\rm{clips}}}$ se produit en raison de la conduction des fils électriques dans la cellule qui est refroidie par le dissipateur de chaleur, qui, de par leur conception, sont isolés thermiquement du dissipateur de chaleur à l'aide d'une isolation. Pour quantifier cette valeur, nous avons effectué des mesures du flux de chaleur avec et sans les fils électriques attachés à la cellule. Dans les deux cas, la cellule fonctionnait à ${V}_{{\rm{oc}}}$ pour éviter les différences de chauffage dues à la puissance extraite par la cellule. La différence entre les deux flux de chaleur est ${Q}_{{\rm{cond}},{\rm{clips}}}$. Les résultats montrent que, à la plupart des températures d'émetteur, le flux de chaleur en présence des fils est plus important que sans, car les fils sont bloqués thermiquement tandis que la cellule est activement refroidie. Ainsi, l'inclusion d'un tel terme conduirait à une efficacité supérieure à ce qui est rapporté.

Le prochain flux de chaleur parasite est dû au rayonnement de la plaque d'ouverture vers la cellule, ${Q}_{{\rm{rad}},{\rm{gain}}}$. La température du fond de la plaque d'ouverture a été mesurée avec un thermocouple aux différentes températures de l'émetteur. Les températures d'ouverture variaient de 43 °C à la température d'émetteur la plus basse à 125 °C à la plus élevée. Le facteur de vue entre la plaque d'ouverture et la cellule, ${F}_{{\rm{ac}}}$, a été calculé à partir de leur géométrie et de leur espacement. Le transfert de chaleur de l'ouverture à la cellule a été calculé en utilisant une approximation de gris diffus selon l'équation 10, où Aap est l'aire de la plaque d'ouverture et Acell est l'aire de la cellule.

L'émissivité de la cellule pondérée par le spectre à la température d'ouverture est ${\varepsilon }_{{\rm{cell}}}$ (0,15 pour le tandem 1,4/1,2 eV et 0,11 pour le tandem 1,2/1,0 eV) et l'émissivité de l'ouverture est ${\varepsilon }_{{\rm{a}}{\rm{p}}}\approx 0. 1$ .

Il existe également un transfert radiatif entre la cellule et l'environnement ambiant, ${Q}_{{\rm{rad}},{\rm{loss}}}$, mais cela s'est avéré négligeable à la température de la cellule et au facteur de vue calculé entre la cellule et l'environnement. Néanmoins, il a été inclus dans le calcul de ${Q}_{{\rm{parastic}}}$ pour être complet.

Un autre flux de chaleur parasite est la perte de chaleur convective de la cellule vers l'air ambiant,

où $h$ est le coefficient de transfert de chaleur par convection et ${T}_{\infty }$ est la température ambiante. La température ambiante a été mesurée avec un thermocouple, qui a été bloqué de l'irradiance par la source lumineuse à l'aide de plusieurs couches de feuille d'aluminium formant un écran anti-rayonnement. Les températures ambiantes varient entre 26 °C à la température d'émetteur la plus basse et 33 °C à la température d'émetteur la plus élevée. $h$ a été calculé à l'aide d'une corrélation de Nusselt (Nu) pour le transfert de chaleur par convection naturelle à partir d'une plaque horizontale au nombre de Rayleigh (Ra) calculé63. Les coefficients de transfert de chaleur ont été calculés à chaque cellule/température ambiante, la moyenne étant $h=5,8\,{\rm{W}}\,{{\rm{m}}}^{-2}\,{{\rm{K}}}^{-1}$.

${Q}_{{\rm{parastique}}}$ est une petite quantité positive à la plupart des températures d'émetteur. À des températures d'émetteur inférieures, il est dominé par ${Q}_{{\rm{cond}},{\rm{clips}}}$, tandis qu'à des températures d'émetteur plus élevées, ${Q}_{{\rm{conv}},{\rm{loss}}}$ et ${Q}_{{\rm{rad}},{\rm{gain}}}$ deviennent plus importants. L'impact potentiel de ${Q}_{{\rm{parastic}}}$ sur la mesure de l'efficacité est illustré dans les données étendues Fig. 6d. Dans l'ensemble, ${Q}_{{\rm{parastique}}}$ a un faible impact sur l'efficacité car ${Q}_{{\rm{parastique}}}$ est inférieur de deux ordres de grandeur à ${Q}_{{\rm{c}}}$. Étant donné que ${Q}_{{\rm{parastic}}}$ est largement dérivé de la modélisation et de la corrélation, nous ne l'incluons pas dans la mesure d'efficacité rapportée. En fait, notre calcul de ${Q}_{{\rm{arasitic}}}$ prédit largement une efficacité supérieure à la valeur mesurée, ce qui indique que l'efficacité mesurée rapportée pourrait être conservatrice.

L'incertitude dans la mesure de l'efficacité découle de la mesure de ${P}_{{\rm{out}}}$ et de la mesure de ${Q}_{{\rm{c}}}$ (équation (1)). D'après le fabricant, la précision d'étalonnage du HFS est de ± 3 %. Nous incluons une incertitude de température supplémentaire de 10 °C dans ${T}_{{\rm{s}}}$, la température du capteur, qui provient de l'augmentation moyenne de la température à travers le capteur, calculée à partir de la résistance thermique du capteur (4,167 KW–1) et du flux de chaleur moyen traversant le capteur. Cela conduit à une incertitude de chaleur absorbée de ${B}_{{Q}_{{\rm{c}}}}=0,03{25Q}_{{\rm{c}}}$. À partir du compteur source, l'incertitude de mesure de la tension est de 0,03 % de la tension (${B}_{v}=(3\times {10}^{-4})V$) et l'incertitude de mesure du courant est de 0,06 % du courant (${B}_{I}=(6\times {10}^{-4})I$). Cela conduit à une incertitude dans la mesure de la puissance électrique de ${B}_{P}=\sqrt{{(I\times {B}_{V})}^{2}+{(V\times {B}_{I})}^{2}}$, qui est négligeable en raison de la faible incertitude de la tension et du courant. L'incertitude absolue de l'efficacité mesurée, ${B}_{{\eta }_{{\rm{T}}{\rm{P}}{\rm{V}}},{\rm{m}}{\rm{e}}{\rm{a}}{\rm{s}}{\rm{u}}{\rm{r}}{\rm{e}}}$, a été calculée comme suit :

L'incertitude dans la prédiction du modèle provient principalement de l'incertitude de ${J}_{{\rm{sc}}}$ (${B}_{{J}_{{\rm{sc}}}}\environ 0,03\ast {J}_{{\rm{sc}}}$) de l'incertitude de la mesure EQE de la cellule à jonctions multiples, et de l'incertitude de la mesure de réflectance FTIR conduisant à ${B}_{{R }_{{\rm{sous}}}}\environ 0,013$. En propageant ces erreurs à travers l'équation (4), l'incertitude absolue de l'efficacité modélisée, ${B}_{{\eta }_{{\rm{T}}{\rm{P}}{\rm{V}},{\rm{m}}{\rm{o}}{\rm{d}}{\rm{e}}{\rm{l}}}}$, a été calculée selon l'équation (13) et l'incertitude du modèle est indiquée par les régions ombrées de la Fig. 3a.

L'incertitude sur la mesure de la température de l'émetteur a été calculée à partir de la variation de la résistance de l'ampoule mesurée à chaque température de l'émetteur et de l'incertitude sur la dépendance à la température de la résistance de l'expression de la littérature qui a été utilisée, soit une erreur relative de 0,1 % sur la résistance en fonction de la température55. La moyenne quadratique de ces deux valeurs a donné des incertitudes de mesure de température inférieures à 4 °C, ce qui a eu un impact négligeable sur l'incertitude du modèle.

Les données à l'appui des conclusions de cette étude sont disponibles auprès de l'auteur correspondant sur demande raisonnable.

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Nous remercions W. Olavarria et A. Kibbler pour les travaux de croissance d'épitaxie en phase vapeur organométallique et C. Aldridge pour les travaux de traitement antérieurs. Nous remercions T. McClure du MIT pour l'utilisation de la spectroscopie FTIR. Nous remercions également Y. Salamin et R. Sakakibara du MIT pour leur aide dans la caractérisation de la source lumineuse. Nous reconnaissons le soutien financier du Département américain de l'énergie (DOE) : accord de coopération de l'Agence des projets de recherche avancée - Énergie (ARPA-E) numéro DE-AR0001005 ; et les numéros de subvention de l'Office de l'efficacité énergétique et des énergies renouvelables DE-EE0008381 et DE-EE0008375. Ce travail a été rédigé, en partie, par l'Alliance for Sustainable Energy, LLC, le gestionnaire et exploitant du National Renewable Energy Laboratory pour le DOE américain sous le numéro de contrat DE-AC36-08GO28308. Les opinions exprimées dans l'article ne représentent pas nécessairement les vues du DOE ou du gouvernement américain. Le gouvernement américain conserve et l'éditeur, en acceptant l'article pour publication, reconnaît que le gouvernement américain conserve une licence mondiale non exclusive, payée, irrévocable pour publier ou reproduire la forme publiée de ce travail, ou permettre à d'autres de le faire, à des fins gouvernementales américaines.

Département de génie mécanique, Massachusetts Institute of Technology, Cambridge, MA, États-Unis

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

Laboratoire national des énergies renouvelables, Golden, CO, États-Unis

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

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AL a mené les expériences de mesure de l'efficacité et analysé les données. AL, KB et CCK ont conçu, construit et testé le montage expérimental. KLS a développé et optimisé la croissance épitaxiale des cellules. DJF, MAS et KLS ont conçu les cellules, et MAS et MRY les ont fabriquées. DJF, MAS et KLS, ainsi que les contributions de RMF, EJT, AL et AR, ont caractérisé et modélisé les cellules. AL et SV caractérisent la source lumineuse. AH et ENW ont supervisé les travaux. Tous les auteurs ont contribué intellectuellement à l'exécution du travail et à la préparation du manuscrit.

Correspondance à Asegun Henry.

MAS et EJT ont travaillé sur un projet similaire avec Antora Energy.

Nature remercie Wenming Yang, Christos N. Markides et les autres examinateurs anonymes pour leur contribution à l'examen par les pairs de ce travail.

Note de l'éditeur Springer Nature reste neutre en ce qui concerne les revendications juridictionnelles dans les cartes publiées et les affiliations institutionnelles.

a) Illustration conceptuelle du TEGS1, qui absorbe l'électricité, la convertit en chaleur via un chauffage Joule, stocke la chaleur dans des blocs de graphite isolés, puis utilise le TPV pour convertir la chaleur en électricité. Une cellule unitaire du bloc de puissance est également représentée. B) Diagramme de Sankey montrant les flux d'énergie dans le système TEGS à l'échelle et différentes mesures d'efficacité. c) La relation entre l'efficacité du sous-système TPV et la taille du bloc d'alimentation ou le rapport volume/surface, Φ, en supposant que le système est un cube. d) Illustration conceptuelle d'un système de génération d'électricité par combustion utilisant TPV. Le système est constitué d'un récupérateur tout céramique, semblable à un échangeur de chaleur à circuit imprimé, dont l'extrémité est constituée d'une chambre de combustion. L'air est préchauffé par l'échappement puis combiné avec du carburant pour la combustion près de l'extrémité faisant face au TPV. L'échappement chaud fournit ensuite de la chaleur à la céramique qui la rayonne vers le TPV. e) Diagramme de Sankey montrant les flux d'énergie dans un système TPV basé sur la combustion à l'échelle.

Structures des dispositifs des tandems 1,4/1,2 eV et 1,2/1,0 eV.

L'efficacité quantique externe (EQE) des deux cellules. La courbe bleue montre le spectre du corps noir à 2150 ° C pour référence.

Le spectre de l'émetteur a été mesuré à différentes températures d'émetteur couvrant la plage de température d'essai. Un modèle (Méthodes) a été adapté à la mesure et utilisé pour étendre les mesures de spectres à des longueurs d'onde plus longues. Le rayonnement spectral passe à zéro> ~ 4500 nm en raison de la présence de l'enveloppe de quartz autour de l'ampoule, car le quartz absorbe au-delà de cette longueur d'onde.

a) Une comparaison entre la forme du spectre à une température d'essai intermédiaire (2130 °C) La courbe rouge montre le spectre modélisé qui correspond bien à la mesure (voir Extended Data Fig. 4). La courbe grise montre la comparaison avec une forme de spectre de corps noir à la même température d'émetteur. La courbe bleue montre la comparaison avec le spectre décrit par la littérature d'émission de tungstène avec AR=1, VF=1. Toutes les courbes sont normalisées par leur pic pour montrer la comparaison des formes de spectres. La forme du spectre sous lequel les cellules ont été caractérisées (courbe rouge) est similaire à celle d'un corps noir (courbe grise), en particulier au-dessus de la bande interdite. Comparaison de l'efficacité TPV modélisée sous le spectre dans ce travail avec des émetteurs qui pourraient être incorporés dans un système TPV dans lequel le ${AR}$ et le ${VF}$ permettent de recycler la lumière réfléchie. Montré est un émetteur de tungstène (W) avec ${AR}=1$ et ${VF}=1$ ainsi qu'un émetteur de corps noir (cavité) avec ${VF}=1$. Un exemple de systèmes qui pourraient avoir cette géométrie est illustré dans les données étendues de la Fig. 1. L'émetteur W se traduit par une efficacité plus élevée car les propriétés d'émissivité sélective de W suppriment une partie de l'énergie sous la bande interdite. De plus, l'émetteur W provoque le déplacement du pic d'efficacité vers une température plus basse car l'émissivité de W pondère le spectre vers des longueurs d'onde plus courtes. L'émetteur à corps noir se traduit par une efficacité inférieure car l'irradiance élevée entraîne une pénalité plus importante de perte de résistance série en raison de la densité de courant élevée. La comparaison montre que l'efficacité mesurée sous le spectre de l'ampoule dans ce travail fournit une caractérisation appropriée et pertinente de l'efficacité du TPV dans un sous-système TPV réel. Dans tous les cas, la température de la cellule est de 25 °C.

a) Température de la cellule vs température de l'émetteur. La température de la cellule augmente avec la température de l'émetteur en raison du capteur de flux de chaleur qui entrave de manière indésirable le flux de chaleur. b) Schéma (pas à l'échelle) montrant les flux de chaleur parasites dans l'expérience. c) Flux thermiques parasites calculés pour le dispositif 1,4/1,2 eV. Une valeur positive agirait pour augmenter le flux de chaleur mesuré et réduire l'efficacité mesurée, tandis qu'une valeur négative aurait l'effet inverse. d) Comparaison de la mesure d'efficacité (cercles pleins) à la mesure avec l'ajout des flux thermiques parasites modélisés (cercles vides) pour les deux tandems.

a) Schéma de la configuration du concentrateur montrant le placement relatif des réflecteurs paraboliques ellipsoïdaux et composés, de l'ouverture refroidie à l'eau, de la cellule TPV, du HFS et du dissipateur thermique. b) Image de la configuration du concentrateur. c) Schéma des flux de chaleur et d'électricité à travers l'appareil de mesure. L'énergie électrique est extraite par deux pinces en cuivre qui s'interfacent avec les barres omnibus de la cellule sur la surface supérieure de la cellule et sont isolées thermiquement et électriquement du dissipateur thermique. d) Image de la cellule sur le radiateur avec les fils électriques. L'ouverture a été supprimée pour plus de clarté.

Modélisé vs mesuré a) ${J}_{{sc}}$, b) ${V}_{{oc}}$, et c) ${FF}$. Un bon accord peut être observé entre la mesure et les prédictions du modèle. Pour chaque appareil, la mesure et le modèle ${FF}$ présentent la même tendance et le minimum en ${FF}$ pour 1,2/1,0-eV concorde bien entre le modèle et la mesure, ce qui suggère un bon étalonnage de la température de l'émetteur.

a) Mesures de ${V}_{{oc}}$ et ${FF}$ vs ${J}_{{sc}}$ pour l'appareil 1,2/1,0-eV sous le simulateur de flash à haute irradiance sur une large gamme d'irradiances, mais à spectre fixe et à température de cellule fixe à 25 °C. Un modèle a été ajusté aux données en utilisant les trois paramètres d'ajustement pour déterminer les caractéristiques des cellules. La mesure sur une large plage d'irradiance est essentielle pour extraire le paramètre ${R}_{{série}}$ dans les conditions d'intérêt à haute irradiance. b) Mesures de faible éclairement de ${V}_{{oc}}$ et ${FF}$ sous un simulateur de soleil continu dans lequel le contenu spectral peut être modifié pour produire des rapports de photocourant des deux jonctions correspondant à différentes températures d'émetteur. La température de la cellule a été fixée à 25°C. Le modèle a été déterminé à l'aide des paramètres caractéristiques de la cellule qui ont été extraits de l'ajustement aux données sur une large gamme d'irradiances. Le bon accord suggère que le modèle peut être utilisé pour prédire ${V}_{{oc}}$, ${J}_{{sc}}$, ${FF}$ sur une large gamme de conditions (irradiance et spectres). c) Paramètres de performance cellulaire modélisés sous les spectres mesurés montrant une comparaison entre les résultats pour une température de cellule de 25 ° C et la température de cellule mesurée.

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Réimpressions et autorisations

LaPotin, A., Schulte, KL, Steiner, MA et al. Efficacité thermophotovoltaïque de 40%. Nature 604, 287-291 (2022). https://doi.org/10.1038/s41586-022-04473-y

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Reçu : 17 juin 2021

Accepté : 26 janvier 2022

Publié: 13 avril 2022

Date d'émission : 14 avril 2022

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

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