2_Capacidade de Carga de Estacas Hélice Contínua em Folhelhos_Urbano Rodriguez Alonso_texto

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CAPACIDADE DE CARGA DE ESTACAS COMPRIMIDAS TIPO HÉLICE CONTÍNUA 
EXECUTADAS EM FOLHELHOS 
 
Urbano Rodriguez Alonso 
Engenheiro Consultor 
 
RESUMO 
 
O objetivo deste trabalho é ressaltar que os métodos semi-empíricos utilizados frequentemente para 
prever a capacidade de carga de estacas não são “universais” e, pressupõe, em seu desenvolvimento, 
premissas que necessitam ir sendo verificadas e adaptadas para cada nova região geotécnica, a fim de não 
incorrer em erros, que levam, na maioria das vezes, a discussões pouco produtivas e desgastantes. 
 
Para desenvolvimento deste trabalho, escolhemos o método por nós proposto (Alonso, 1996), re-
escrevendo o mesmo para o caso em que só existem sondagens SPT, ao contrário da proposição original que 
utilizava os ensaios SPT-T. Além disso, foram selecionadas três obras onde as estacas foram executadas em 
folhelho, de três regiões geotécnicas distintas, solo não pesquisado na proposição original de 1996. 
 
1 – INTRODUÇÃO 
 
Para a estimativa da capacidade de carga (geotécnica) de estacas é comum, entre nós, utilizarem-se 
métodos semi-empíricos, sendo o primeiro método brasileiro para essa estimativa apresentado pelos 
engenheiros Nelson Aoki e Dirceu de Alencar Velloso (Aoki & Velloso, 1975). 
 
 A carga de ruptura, PR de uma estaca (Figura 1) é obtida pelo menor dos dois valores: 
 
 PL + PP 
 PR ≤ 
2
PRPadm = 
 PRestrutural Além disso, nas estacas escavadas, também se deve atender: 
 PL ≤ 0,8 Padm (NBR 6122:2010) 
em que: 
PL = UΣΔl.rl = parcela de carga resistida por atrito lateral ao longo do fuste da estaca; 
PP = A.rp = parcela de carga resistida pelo solo da ponta da estaca. 
U = perímetro da seção transversal da estaca. 
A = área da seção transversal da estaca. 
rl = tensão média, na ruptura, da adesão (ou atrito lateral) entre a estaca e o solo, na camada de 
espessura Δl. 
rp = tensão média, na ruptura, da resistência de ponta do solo na cota de apoio da estaca. 
 
 A menos das grandezas rl e rp, que dependem do solo, todas as demais grandezas são pré-definidas e 
dependem da geometria da estaca e das espessuras das camadas de solo. 
 
 Todos os métodos semi-empíricos existentes entre nós (Aoki&Velloso, Décourt&Quaresma, Teixeira, 
Alonso, P.P. Veloso, etc.) se baseiam em correlações para se estabelecer os valores de rl e rp. 
 
 No caso das estacas hélice contínua, os métodos pioneiros devem-se a Antunes&Cabral (1996) e 
Alonso (1996), o primeiro utilizando os tradicionais ensaios SPT e o segundo o ensaio SPT-T. 
 
 
 
Figura 1: Transferência de carga de uma estaca para o solo 
 
2 – O ENSAIO SPT-T 
 
Em 1988, Ranzini propôs complementar o ensaio SPT medindo-se o torque. É o ensaio SPT-T 
(inicialmente denominado por Ranzini SPTF), onde após a cravação do amostrador padrão é aplicado um 
momento torsor por meio de um torquímetro (Figura 2). Obtém-se assim, a adesão lateral entre o solo e o 
amostrador padrão através da expressão: 
2,3.41
.100
−
=
h
Tf s 
na qual: 
fs = adesão solo amostrador (kgf/cm2) 
T = torque máximo (kgf.m) medido no torquímetro 
h = penetração do amostrador (cm) 
 
 
 
Figura 2: Medida do torque no ensaio SPT-T 
 
 Para o caso particular (e o mais frequente) em que a penetração do amostrador é igual a 45 cm (3 
medidas dos golpes para cada 15 cm) a expressão acima pode ser re-escrita: 
 
fs = T/1,8 em que T é o torque em kgf.m e fs é a adesão em tf/m2 ou também: 
fs = T/0,18 em que T é o torque em kgf.m e fs é a adesão em kPa. 
 Como o ensaio SPT-T é similar ao ensaio “vane-test” obtém-se, durante sua execução, um valor 
máximo (Tmáx) para o torque, no início do giro e um valor mínimo (residual) (Tmín) após alguns giros 
completos do amostrador. 
 
 No decorrer do tempo foram sendo correlacionados os valores de Tmáx e Tmín com os valores N do 
SPT. A correlação mais divulgada e comprovada por Alonso (1996) foi: 
 
Tmáx = 1,2 N e Tmín = N sendo T em kgf.m 
 
3 – ADAPTAÇÃO DO MÉTODO ALONSO (1996) PARA O ENSAIO SPT 
 
 Embora o ensaio SPT-T nos forneça uma informação importante que é a adesão entre o solo e o 
amostrador, a custo praticamente nulo, esse ensaio não teve a aceitação esperada e hoje em dia, poucas 
empresas realizam esse ensaio. Assim, houve necessidade de adaptar o método original para a previsão da 
capacidade de carga das estacas hélice contínua. 
 
 A adesão estaca-solo, na ruptura, inicialmente escrita rl = 0,65.fs ≤ 20 tf/m2 passa a ser re-escrita 
conforme se deduz a seguir: 
 NNrl .43,08,1
.2,165,0 == ≤ 20 tf/m2 
 Quanto á resistência de ponta, na ruptura, inicialmente escrita rp = β.Tmín passa a ser re-escrita: 
 
 rp = β.N adotando-se N = 40, quando esse for superior. 
 
β = 20 tf/m2 para as areias, 15 para os siltes e 10 para as argilas. 
 
4 – REAVALIAÇÃO DO MÉTODO ALONSO PARA OS FOLHELHOS 
 
 O método Alonso (1996) foi desenvolvido para os solos da Bacia Sedimentar de São Paulo e tem sido 
aplicado para outras regiões geotécnicas com bastante sucesso como o atestam diversos trabalhos publicados 
em Congresso e Teses de Mestrado e Doutorado. 
 
 Entretanto, quando se trata de folhelhos, este método tem-se mostrado contra a segurança fornecendo 
valores superiores aos medidos em provas de carga. 
 
Minha primeira experiência com estacas cravadas em folhelho foi na década de 70 quando se 
executaram estacas do tipo Franki no folhelho do Vale do Paraíba, na cidade de Taubaté, em SP. A cravação 
com tubo de ponta fechada nesse folhelho exigia enorme energia, o mesmo ocorrendo quando da abertura da 
base alargada. Mesmo se cravando o tubo com ponta aberta, recurso que passou a ser empregado na obra, a 
execução da base alargada impunha grande energia para injetar o concreto seco e, mesmo assim, com 
volumes reduzidos em relação a obras similares. Provas de carga nas estacas mostravam que as mesmas 
rompiam geotecnicamente, com cargas próximas da carga de trabalho. Analisando o problema chegou-se à 
conclusão que a grande energia utilizada para abrir a base alargada provocava fissuras no folhelho por onde a 
água superior se infiltrava (essas argilas em estado natural são praticamente impermeáveis) e reagia com a 
montmorilonita desse folhelho, expandindo o mesmo e “levantando” a base. Além disso, essa argila assim 
expandida tinha menor capacidade de carga o que justificava a baixa capacidade de carga das estacas. 
 
Relato semelhante a este foi feito por Velloso & Hammes (1982) na cravação de estacas metálicas 
(trilhos simples, duplos e triplos) no folhelho decomposto da Formação Ilhas, na Bahia. Apesar das baixas 
negas obtidas (inferiores a 1 mm/golpe de pilão de 3tf e altura de queda de 1m), as estacas tiveram um 
desempenho abaixo do esperado quando ensaiadas estaticamente, necessitando reforçar o estaqueamento. 
 
Diante deste “conhecimento” o autor passou a estudar o comportamento das estacas hélice contínua 
nos folhelhos. Seu primeiro estudo ocorreu quando se executaram estacas hélice contínua no folhelho da 
Formação Guabirotuba (“sabão de caboclo”) e um resumo das conclusões obtidas encontram-se em Alonso 
(2000). Nessa formação geotécnica obteve-se Tmáx = 1,13N e Tmín = 0,98 N, portanto valores próximos 
daqueles obtidos para a Bacia Terciária de São Paulo, propostos no trabalho original de 1996. Maiores 
informações sobre esta formação geotécnica encontram-se na publicação da Mesa Redonda “Características 
Geotécnicas da Formação Guabirotuba” realizada em setembro de 1999 e publicada pelo Núcleo Regional do 
Paraná e Santa Catarina da ABMS. 
 
A comparação da carga de ruptura de três provas de carga nessa formação geotécnica e os valores 
calculados pelo método original mostrou que o método foi conservador em uma das estacas,mas arrojado 
nas outras duas. Por uma questão de prudência e tendo em vista que o objetivo dos métodos de previsão de 
capacidade de carga devem ser “conservadores” foi proposto: 
 
a) manter o valor da adesão estaca-solo, na ruptura, (rl = 0,65fs = 0,43N), porém limitar seu valor a 
8 tf/m2 ao invés do proposto em 1996, para os Solos da Bacia de São Paulo, de 20 tf/m2. 
 
b) adotar β = 8 tf/m2 para o cálculo da resistência de ponta (rp) ao invés de 10 tf/m2 proposto para as 
argilas da Bacia de São Paulo. 
 
c) para os demais solos (areias e siltes) manter os valores de rl e rp da proposição original do 
método de 1996. 
 
5 – OBRA NO FOLHELHO DA FORMAÇÃO ILHAS, NA BAHIA. 
 
 Conforme já exposto acima, nesta formação houve insucesso com a cravação de estacas metálicas 
conforme relato de Velloso & Hammes (1982). 
 
Calcados na experiência da Formação Guabirotuba, projetamos as estacas hélice contínua utilizando-
se a reavaliação proposta no item anterior. A região da obra onde se executaram as estacas hélice contínua 
está representada pela sondagem mostrada na Figura 3. Na Figura 4 mostra-se a previsão da carga de ruptura 
com o método reavaliado e na Figura 5 o resultado da prova de carga. 
 
 
Figura 3: Perfil geotécnico do folhelho da Formação Ilhas - BA 
Estaca Φ = 35 cm L = 11 m
 
 
 
Figura 4: Previsão da carga de ruptura geotécnica 
 
 
CURVA CARGA-RECALQUE
-7
-6
-5
-4
-3
-2
-1
0
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90
CARGA (tf)
R
EC
A
LQ
U
E 
(m
m
)
 
Figura 5: Curva –recalque da estaca em folhelho da Formação Ilhas - BA 
 
 
 
 
 
 
6 – OBRA NO FOLHELHO DO VALE DO PARAÍBA – SP. 
 
6.1 – PROPRIEDADAS GEOTÉCNICAS 
 
 Segundo Tanajura (1983) este folhelho constitui-se de argila siltosa, cinza, dura. Segundo pesquisas 
realizadas pelo Conselho Nacional de Petróleo, por volta de 1949, o folhelho tem espessura superior a 200 m 
de profundidade e se assenta sobre o embasamento gnáissico. A resistência à penetração SPT desta camada é 
superior a 30 golpes/30 cm do amostrador padrão. 
 
 Embora a presença do óleo e da matéria orgânica conduza a resultados anômalos nos ensaios de 
caracterização, foi possível obter nos ensaios de laboratório os seguintes parâmetros: 
 
a) o teor de matéria orgânica é 14% e de óleo, superior a 1,52%; 
b) massa específica dos grãos entre 2,25 e 2,50 gf/cm3; 
c) massa específica aparente entre 1,5 e 1,8 gf/cm3; 
d) possui mais de 70 % de material fino (passando na # 200) e mais de 20 %de argila (Φ < 2μ); 
e) no gráfico de plasticidade situa-se abaixo da linha A e à direita da linha B; 
f) as frações de argila encontradas foram: montmorilonita, mica e caulinita; 
f) os parâmetros de resistência nos planos de estratificação paralelos foram: cp = 1,6 kgf/cm2; φp = 18o 
e cr = 0 e φr = 13o; 
g) pressão de pré-adensamento > 20 kgf/cm2. Não se conseguiu definir a reta virgem até carregamento 
de 45 kgf/cm2 e o comportamento do folhelho é semelhante ao de um material elástico. 
 
6.2 – ANÁLISE DAS ESTACAS ENSAIADAS 
 
 Na Figura 6 apresentam-se os dados das seis estacas ensaiadas e o perfil geotécnico onde as mesmas 
foram executadas e nas Figuras 7 a 9 as curvas carga-recalque. Nota-se por essas Figuras que à exceção da 
estaca F (D= 60 cm) nenhuma das estacas atingiu a ruptura no dobro da carga de trabalho. Portanto os 
valores obtidos nas provas de carga devem situar-se abaixo do que se obtém com o método reavaliado acima 
exposto (quanto a abaixo ??). 
 
 Com base nas sondagens disponíveis e utilizando-s o método reavaliado e acima exposto, elaborou-se 
a Tabela 1 onde se comparam os valores previstos para carga de ruptura e os valores máximos atingidos nas 
provas de carga. 
 Com base no método reavaliado e acima exposto obtiveram-se os valores da carga de ruptura 
apresentados na Tabela 1. Nessa Tabela PL é a carga de ruptura devido ao atrito lateral, PP a carga de 
ruptura devido à ponta e PR = PL + PP. Ainda nessa Tabela apresenta-se a carga medida nas provas de carga. 
 
Tabela 1: Comparação entre a carga medida na prova de carga e PR 
Estaca D L Cargas (tf) PR (tf) 
No. (cm) (m) trabalho ensaio calculado 
A 40 19 80 160 175 
B 144 (*) 
C 50 21 130 260 291 
D 
E 60 22 180 360 402 
F 360(**) 
(*) o ensaio foi interrompido, pois uma das estacas de tração sofreu arrancamento. 
(**) não foi possível estabilizar a carga nesta carga chegando-se a recalque de 63 mm. 
 
Figura 6: Dados das estacas ensaiadas e perfil geotécnico do folhelho do vale do Paraíba - SP 
 
 
-14
-12
-10
-8
-6
-4
-2
0
0 50 100 150 200
Carga (tf)
R
ec
al
qu
e 
(m
m
)
Estaca A
Estaca B
Escorregamento de uma
 estaca de tração
 
Figura 7: Curvas carga – recalque das duas estacas com 40 cm de diâmetro 
 
-16
-14
-12
-10
-8
-6
-4
-2
0
0 50 100 150 200 250 300
Carga (tf)
R
ec
al
qu
e 
(m
m
)
Estaca C
Estaca D
 
Figura 8: Curvas carga – recalque das duas estacas com 50 cm de diâmetro 
 
-70
-60
-50
-40
-30
-20
-10
0
0 50 100 150 200 250 300 350 400
Carga (tf)
R
ec
al
qu
e 
(m
m
)
Estaca E
Estaca F
 
Figura 9: Curvas carga – recalque das duas estacas com 60 cm de diâmetro 
 
7 – PROFUNDIDADE CRÍTICA 
 
 Conforme afirmado acima, os métodos de capacidade de carga de estacas não são “universais” e, 
pressupõe, em seu desenvolvimento, premissas que necessitam ir sendo verificadas e adaptadas para cada 
nova região geotécnica. Mas existe também outro aspecto pouco divulgado que se refere à relação L/d 
(comprimento/diâmetro) das estacas. É o conceito de “profundidade crítica” definida como sendo aquela a 
partir da qual se atinge plena resistência da ponta da estaca, conforme se apresenta no gráfico clássico de 
Kérisel (1961) onde se mostra que para uma mesma profundidade (mesma tensão vertical σ) as tensões de 
ruptura do solo, sob a ponta das estacas em areias, se reduzem à medida que o diâmetro aumenta (Figura 10). 
 
Figura 10: Variação da resistência de ponta (tensão de ruptura) com a tensão vertical 
 De Beer (1972) propõe que para essa profundidade crítica a relação L/d ≥ 8. Os métodos de 
Aoki&Velloso e Décourt&Quaresma foram estabelecidos atendendo a essa relação, conforme se mostra na 
Tabela 2. A relação mínima do métodoDécourt&Quaresama foi 9,6 (PC no 18) e a do método de 
Aoki&Velloso foi 9,1. 
 
Tabela 2: Resumo dos dados relevantes dos trabalhos de Décourt&Quaresma e Aoki&Velloso 
(Profundidades/diâmetro das estacas) 
DÉCOURT&QUARESMA AOKI&VELLOSO 
PC SPT L d L/d PC L d L/d PC L d L/d 
n. na ponta (m) (cm) n. (m) (cm) n. (m) (cm) 
1 17,5 7,50 35 21,4 1 3,20 35 9,1 42 19,40 49 39,6
2 16,7 7,70 25 30,8 2 9,40 35 26,9 43 18,90 49 38,6
3 9 20,00 40 50,0 3 4,80 35 13,7 44 19,90 49 40,6
4 35,2 7,10 20 35,5 4 10,40 35 29,7 45 19,20 49 39,2
5 44 12,40 50 24,8 5 4,00 40 10,0 46 19,90 49 40,6
6 21 13,00 50 26,0 6 16,20 40 40,5 47 25,60 51 50,2
7 29,7 9,30 35 26,6 7 20,30 40 50,8 48 12,00 32 37,5
8 48,3 8,00 60 13,3 8 23,80 40 59,5 49 9,10 25 36,4
9 19,7 9,75 25 39,0 9 20,60 40 51,5 50 10,70 25 42,8
10 15,7 11,10 28 39,6 10 20,60 40 51,5 51 23,40 25 93,6
11 15 11,20 28 40,0 11 13,60 40 34,0 52 8,30 25 33,2
12 19,7 23,40 50 46,8 12 16,20 40 40,5 53 12,00 25 48,0
13 31,7 22,90 50 45,8 13 30,60 49 62,4 54 16,50 25 66,0
14 24,7 12,00 40 30,0 14 20,00 52 38,5 
15 23 34,00 50 68,0 15 26,30 52 50,6 
16 40 8,70 40 21,8 16 19,50 52 37,5 
17 31 4,05 35 11,6 17 24,60 52 47,3 
18 30/10 3,85 40 9,6 18 20,00 52 38,5 
19 36 9,95 70 14,2 19 19,50 52 37,5 
20 28 12,40 90 13,8 20 5,00 52 9,6 
21 7,7 13,90 33 42,1 21 16,70 52 32,1 
22 23,7 10,15 25 40,6 22 19,20 52 36,9 
23 4,3 20,00 25 80,0 23 16,70 52 32,1 
24 5,3 14,00 25 56,0 24 19,90 52 38,3 
25 9,3 14,00 25 56,0 25 8,90 52 17,1 
26 1,8 13,20 50 26,4 26 12,00 60 20,0 
27 13,8 26,60 50 53,2 27 12,60 60 21,0 
28 9,7 39,80 50 79,6 28 18,60 60 31,0 
29 1,8 22,50 33 68,2 29 23,30 60 38,8 
30 2 14,00 25 56,0 30 13,10 60 21,831 2,2 12,00 30 40,0 31 16,50 52 31,7 
32 11,60 50 23,2 32 9,20 52 17,7 
33 25,3 12,00 40 30,0 33 8,40 52 16,2 
34 19,3 11,60 40 29,0 34 8,30 52 16,0 
35 23,3 15,39 60 25,7 35 23,90 49 48,8 
36 30,7 7,00 40 17,5 36 19,40 49 39,6 
37 11,7 5,10 25 20,4 37 19,50 49 39,8 
38 33 10,15 25 40,6 38 20,10 49 41,0 
39 18 8,50 30 28,3 39 19,30 49 39,4 
40 10 9,00 23 39,1 40 19,40 49 39,6 
41 17,3 12,60 50 25,2 41 19,40 49 39,6 
 
 
A não observância dessa profundidade crítica pode levar a superestimar a carga de ponta das estacas 
conforme se mostra na Figura 11 onde a previsão da carga de ponta pelos métodos Aoki&Velloso e 
Décourt&Quaresma foi bem maior do que a medida em ensaios CAPWAP (Tabela 3). 
 
 
Figura 11: Estaca com relação L/d ≈ 4 
 
 Tomando como base SPT = 45 e solo “areia siltosa” (K = 80 tf/m2) a tensão de ruptura do solo sob a 
ponta da estaca calculada pelos métodos Aoki&Velloso e Décourt&Quaresma são: 
 
Aoki&Velloso: 
75,1
4580xrp = = 2.000 tf/m
2 
 Valor médio 1.900 tf/m2 
Décourt&Quaresma: rp = 40x45 = 1.800 tf/m2 
 
Tabela 3: Valores de rp medidos pelo ensaio CAPWAP 
Estaca Carga na ponta rp 
no (tf/m2) (tf/m2) 
1 350,7 548 
2 403,9 631 
3 354,1 553 
4 491,0 761 
5 380,0 594 
6 362,3 566 
Valor médio 600 
 Vê-se pela Tabela 3 que a resistência de ponta medida foi cerca de 30% do valor médio obtido pelos 
métodos de Aoki&Velloso e Dcout&Quaresma. 
 
 Este raciocínio feito para estaca tubada acima vale para qualquer tipo de estacas, inclusive as do tipo 
hélice contínua. 
 
8 – CONCLUSÕES 
 
8.1) Qualquer método de previsão da capacidade de carga de estacas deve ser aplicado apenas aos 
solos da região onde esse método foi estabelecido, visto que em engenharia de solos não existem 
“métodos universais”. Sua extrapolação para outras regiões geotécnicas deve ser feita com 
critério, procurando aferi-lo a partir de provas de carga estáticas. Além disso, há que se garantir 
um comprimento mínimo (“profundidade crítica”) a fim de poder utilizar os métodos semi-
empíricos de uso corrente entre nós. Pelo que se observa dos valores mostrados na Tabela 2 essa 
profundidade crítica situa-se me torno da relação L/d = 10. 
 
8.2) No presente trabalho, verificou-se se o método proposto por Alonso (1996) e reavaliado em 2000 
para as argilas cinzas duras da Formação Guabirotuba (“sabão de caboclo”) também se aplica ao 
folhelho da Formação Ilhas, na Bahia e ao folhelho pirobetuminosos do Vale do Paraíba, no 
Estado de São Paulo. 
 
8.3) A conclusão acima foi feita a partir da interpretação de apenas dez provas de carga à compressão 
e deve ser confirmada por um número maior de provas de carga. Serve, portanto para uma 
primeira avaliação, enquanto novas provas de carga não se realizam nessas formações 
geológicas. 
 
5 - REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS 
 
Alonso, U.R. (1996) – “Estacas Hélice Contínua com Monitoração Eletrônica – Previsão da Capacidade de 
Carga através do Ensaio SPTT” – SEFE III – vol 2 – pp. 141 a 151. 
Alonso, U.R. (2000) – “Reavaliação do Método de capacidade de Carga de Estacas Hélice Contínua 
Proposto por Alonso em 96 para duas Regiões Geotécnicas Distintas” – SEFE IV – vol 2 – pp. 425 a 
429. 
Antunes, W.R. (1996) – “Capacidade de carga de Estacas Hélice Contínua” - SEFE III – vol 2 – pp. 105 a 
109. 
Aoki, N. e D.A. Velloso (1975) “An Aproximate Method to Estimate the Bearing Capacity of Piles” – V 
PCSMFE, Buenos Aires, pp.367 -376 
De Beer, E. (1972) “Méthodes de déduction de La Capacite Portante dún Pieu à partir de Résultats dês Essais 
de Pénétration” – Gent. 
Décourt, L. e Quaresma, A. R. (1979) “Capacidade de Carga de Estacas a partir dos valores de SPT” – 6o 
COBRAMSEF – Rio de Janeiro – vol 1, pp. 45 – 53. 
Kérisel, J. (1961) “Foundations Profundes em Milieu Sableux: Vriation de La Force Portante Limite em 
Fonction de la Densité de La Profunder, Du Diamètre e de la Vitesse de Énfoncement” – 5th 
ICSMFE, Paris, vol 2, pp. 73 – 83. 
Ranzini, S. (1988) – “SPTF” – Solos e Rochas – vol 11 (no único). 
Tanajura, J. L. (1983) – “Propriedades Geotécnicas de Folhelhos do vale do Paraíba” – Dissertação de 
Mestrado na USP sob orientação do Prof. Milton Vargas. 
Velloso, P.P. e Hammes, M. (1982) – “Estudo da Cravação de Estacas Metálicas em Folhelho da Formação 
Ilhas, Bahia” – VII COBRAMSEF – Olinda/Recife – vol. III – pp.325 a 328.